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Red Colombiana de Revistas de Ingeniería

SC 1905-1

Publicación admitida por Colciencias en el Índice Nacional de Publicaciones Seriadas, Científi cas y Tecnológicas Colombianas

Publindex – Clasifi cación tipo C

SociosMinisterio de Transporte

Instituto Nacional de Vías - INVIASGobernación de Santander

ECOPETROL - ICPServicio Nacional de Aprendizaje - SENA

Manufacturas y Procesos Industriales MPI Ltda.Sika Colombia S.A.

Concreasfaltos - CONCRESCOL S.A.C.I. GRODCO S en CA Ingenieros Civiles

Mina San Pedro Ltda.Tecnopavimentos S.A.Universidad del Cauca

Universidad Industrial de Santander - UISU. Pedagógica y Tecnológica de Colombia UPTC de Tunja

Escuela Colombiana de IngenieríaPonti�cia Universidad Javeriana

Universidad Ponti�cia Bolivariana - Bucaramanga

Productos tecnológicosespecializados

Servicios especializados de laboratorioAcreditados ONAC según

certi�cado 10-LAB-031

Servicios de Asistencia Técnicay Auditoría en Obras

Formulación, Gestión, Ejecucióny Evaluación de proyectos de I+D+i

Servicios de capacitación especializada

Publicaciones especiales

Jornadas Internacionales del Asfalto

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Industria y Comercio

LABORATORIO DE ENSAYOS PARAASFALTOS Y MEZCLAS ASFÁLTICAS

SUPERINTENDENCIA

CERTIFICADO DE ACREDITACIÓNResolución 12821 NTC-ISO/IEC 17025:2001

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CÁMARA COLOMBIANADE LA INFRAESTRUCTURA

CERTIFICADODE GESTIONDE LA CALIDAD

Código Nº 19054

NTC-ISO 9001:2000

Prestación de Servicios deLaboratorio y Fabricación deAditivos para Asfaltos yMezclas Asfálticas

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Behavioural Characteristics of Cold Foamed Recycled Material

Nanocarbon Materials: Chemical Design and Applications

Modification of the Penetration Test to measure Rheological Properties of Bitumen

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Programa de Formación en Nuevas Tecnologías aplicadas a la Construcción de Vías con Pavimentos Flexibles

1 Tecnología del Asfalto y Productos para Optimizar su Uso

2 Reología-Principios y Aplicación en Investigación y Desarrollo de Asfaltos

3 Diseño Estructural de Pavimentos Flexibles

4 Diseño de Mezclas Asfálticas

5 Construcción, Cuidado y Manejo de Maquinaria en Obra

6 Geotecnia Aplicada a la Vía

7 Calibración y Metrología de las Plantas de Fabricación de Mezclas Asfálticas

8 Diseño Racional de Pavimentos

9 Evaluación, Patología y Mantenimiento de Pavimentos Flexibles

10 Rehabilitación de Pavimentos Flexibles

11 Nuevas Tecnologías en Pavimentos Asfálticos

12 Manejo Ambiental

aplicadas a la Pavimentos

Diseño Racional de Pavimentos Diseño Racional de Pavimentos Diseño Racional de Pavimentos Diseño Racional de Pavimentos

Evaluación, Patología y Mantenimiento Evaluación, Patología y Mantenimiento

PAGINAS INTERNAS PORTADA, CONTRAPORTADA, SEPARATA INTERNA ARTICULO PUBLITÉCNICO

1 Edición 2 Ediciones 1 Edición 2 Ediciones(Para socializar

un producto especifi co)

1 página $ 953.370 US$ 482 $ 1.722.700 US$ 856

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1/4 de página $ 483.640 US$ 247 $ 869.910 US$ 434 8 páginas $ 3.745.000 US$ 1905

2 Editorial

4 PAVIMENTOS LARGA VIDA: ALTERNATIVA SOSTENIBLE PARA LA INFRAESTRUCTURA VIALLuz S. Quintero • Luis E. Sanabria

16 HMA SEASONAL-TEMPERATURE AND MODULI CHARACTERIZATION FOR PERROAD ANALYSIS OF LONG-LIFE (PERPETUAL) PAVEMENTS: A CASE STUDYXiaodi HU • Allex E. Alvarez • Oscar J. ReyesGeoffrey S. Simate • Lubinda F. Walubita

37 ANÁLISIS DE LA DEGRADACIÓN TÉRMICA DE ASFALTOS MEDIANTE TERMOGRAVIMETRÍA Juliana Puello Méndez • Natalia AfanasjevaMario Alvarez Cifuentes

44 ESTUDIO SOBRE LA INFLUENCIA DE LA ACCIÓN DEL AGUA EN EL MÓDULO COMPLEJO DE MEZCLAS ASFÁLTICAS DENSASB. Barra • L. Momm • Y. G. Pérez

57 INCREASING THE REACTIVITY OF MINERAL POWDERS, AS A RESULT OF USING VARIOUS TYPES OF MILLSA.I. Trautvain • V.V. Yadykina

EDICIÓN No. 26Corporación para la Investigación y Desarrollo en Asfaltos en el Sector Transporte e Industrial CORASFALTOS

Asfaltos y Pavimentos se encuentra integrada en la Base Bibliográfica CHEMICAL ABSTRACTS PLUS, www.cas.org (Ohio), e incluida en la Base de Datos LATINDEX (Catálogo y Directorio). EDITORIng. Qco. MSc. Luis Enrique Sanabria [email protected]

EDICIÓN Y COORDINACIÓNIng. Diana Aguilar Ing. Maira Patricia Figueroa

COMITÉ EDITORIAL PhD. Alexei ChimanPhD. Arlex ChavesPhD. Eduardo CastañedaMSc. Luis Enrique SanabriaPhD. Candidate Luz Stella QuinteroPhD. Victoria Gaman

ÁRBITROSPhD. Dionysios Vynias (Grecia)PhD. Luis Eduardo Jaimes (Colombia)PhD. Candidate Luz Stella Quintero (Colombia)Esp. Hugo Núñez (Colombia)PhD. Mario Candia (Estados Unidos)MSc. Martha Patricia Ruíz (Colombia)PhD. Raúl Velásquez (Estados Unidos)PhD. Candidate Yuly Fernanda López TRADUCCIONESPhD. Candidate Luz Stella Quintero

CORRECCIÓN DE ESTILO Ing. Diana AguilarProf. Katherine LópezIng. Paola López

DISEÑO, DIAGRAMACIÓN E IMPRESIÓNFutura Diseño e Impresión

DERECHOS RESERVADOS Prohibida su reproducción parcial o total sin autorización expresa del Editor. Los artículos representan la opinión de los autores y no constituye la opinión de CORASFALTOS.

PERIODICIDAD Semestral

TIRAJE 500 ejemplares

DIRECCIÓN POSTAL Km 2 Vía al Refugio Sede UIS Guatiguará Piedecuesta – Santander – Colombia [email protected] PBX: (57) (7) 6551399Fax : (57) (7) 6550806

CORASFALTOSCONTENIDO

La revista Asfaltos y Pavimentos, es una publicación científica y

tecnológica de la Corporación para la Investigación y Desarrollo en Asfaltos en el

Sector Transporte e Industrial – CORASFALTOS. En 1998 se llevo a cabo su

primera edición, la cual tiene una periodicidad semestral y está dirigida al sector

industrial, estatal, científico y académico, responsable del diseño, construcción y

conservación de la infraestructura vial con pavimentos flexibles.

Asfaltos y Pavimentos tiene como objetivo, difundir y promover el uso

y apropiación del conocimiento; para ello, presenta resultados de investigaciones,

tendencias tecnológicas, procesos y/o experiencias que le permiten al lector,

acceder a información con sustento técnico e identificar nuevas tecnologías que son

aplicadas en otros países y cuyos resultados otorgan grandes beneficios económicos,

ambientales, tecnológicos y sociales. Los autores de cada uno de los artículos

presentados, son investigadores de muy alto nivel académico, con reconocimiento y

distinciones a nivel internacional; así mismo se destacan investigadores junior, que

son emprendedores y generadores de ideas nuevas. Por otra parte, participa un

selector grupo de empresarios líderes en aplicación de nuevas tecnologías a nivel

nacional e internacional.

Es importante resaltar que cada una de las publicaciones de Asfaltos y Pavimentos se hace posible, gracias a la colaboración y participación de centros

y grupos de investigación aliados a CORASFALTOS representantes de los cinco (5)

continentes, que cuentan con reconocida trayectoria internacional.

Luis Enrique Sanabria Grajales

Ingeniero Químico MSc.

Editorial

Manteniendo el objetivo de realizar actualización tecnológica para el sector de la construcción y mantenimiento de vías con pavimentos flexibles, en esta edición se tratarán temas como: “los Pavimentos larga vida” (también denominados Pavimentos perpetuos), los efectos del agua en los resultados de los módulos de las mezclas asfálticas, la compatibilidad de los minerales con el cemento asfáltico dependiendo de las técnicas de trituración y métodos avanzados de laboratorio para evaluar la degradación térmica que pueden sufrir los cementos asfálticos. Estos temas son de actualidad y necesarios para el sector.

Es importante para la ingeniería vial y para el país, iniciar investigaciones y estudios que permitan desarrollar y/o adaptar tecnologías para la construcción de los pavimentos perpetuos. Este tipo de construcciones, realizadas con pavimentos flexibles, minimizan el posible sobrecosto que implica, cuando se realizan con asfaltos apropiados y diseños con base en estudios suficientes. Adicionalmente y como complemento de lo anterior, el modernizar y/o adaptar los procesos de trituración, para obtener mejor interacción entre los asfaltos y los materiales minerales empleados, ayuda a prolongar la vida útil de los pavimentos construidos, en especial en lo relativo a la resistencia al agua. En resumen, la filosofía de los pavimentos perpetuos se puede desarrollar con las materias primas, con las carpetas asfálticas, con las capas estructurales (bases y subbases) y con los afirmados; todas en conjunto permiten la construcción de este tipo de pavimentos que optimizarían los recursos dedicados a la construcción y mantenimiento de la infraestructura vial colombiana. En el caso de los afirmados, estos se pueden mejorar aplicando técnicas como la “estabilización química de suelos” o cualquier otra técnica que haya sido probada con buenos resultados.

Es importante recordar que Asfaltos y Pavimentos ha quedado indexada como una publicación especializada de Ciencia, Tecnología e Innovación, en Categoría C, en el Índice Bibliográfico Nacional – PUBLINDEX de Colciencias.

Se invita a los lectores de la revista a enviar artículos que describan las experiencias en cada uno de los temas que se publican, para que sirvan de ejemplo en la experiencia en aplicación de estas tecnologías y al mismo tiempo de oportunidad de mejora que los investigadores puedan realizar a cada una de ellas.

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Keeping with the goal of carrying out technological upgrades for the sector of construction and maintenance of roads with flexible pavements, in this issue will be covered topics such as "Long Life Pavement" (also called perpetual pavements), the effects of water on the dynamic modules of asphalt mixtures, the compatibility of some minerals with the asphalt cement depending on the crushing techniques and advanced laboratory methods to evaluate the thermal degradation that can undergo the asphalt cements. These issues are topical and necessary for the sector.

It is important for the engineering of roads and the country itself, to undertake research and studies to develop and/or adapt technologies to build perpetual pavements. This kind of constructions, made with flexible pavements can minimize cost overrun, when done with proper asphalt and designs based on sufficient studies. Additionally, and as a complement to this, the upgrading of crushing processes in order to improve the interaction between the asphalt and mineral materials is useful to prolong the life of the pavements constructed, in particular with respect to the water resistance. In short, the philosophy of perpetual pavements can be developed with consideration of raw materials, asphalt layers, structural layers (base and subbase) and the subgrades, noting that all together allow the construction of this type of pavements aimed to optimize the available resources for the construction and maintenance of the Colombian road infrastructure. In the case of the subgrades, these can be improved by applying techniques such as "Chemical soil stabilization" or any other technique that had been successfully tested.

It is noteworthy that Asfaltos y Pavimentos is indexed in Category C in the National Bibliographic Index – PUBLINDEX, Colciencias, and is classified as a specialized publication for Science, Technology and Innovation.

A cordial invitation is extended to the readers of Asfaltos y Pavimentos to submit papers that describe their experiences in each of the topics to be published, that could be useful as examples of practices of these technologies and, at the same time, the opportunity for researchers to improve each of these topics.

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Edición No. 26 Enero - Junio de 2013 Bucaramanga · Colombia ISSN 0123-8574

Pavimentos Larga Vida: alternativa sostenible para la infraestructura vial

Fecha de Recepción Artículo: FEBRERO 08 DE 2013Fecha de Aceptación Artículo: FEBRERO 28 DE 2013

LUZ S. QUINTEROIng. Química, PhD. Candidate

Investigadora, CorasfaltosSede UIS Guatiguará

Piedecuesta, [email protected]

LUIS E. SANABRIAIng. Químico. Esp. MSc. en Gestión Tecnológica

Director Ejecutivo CorasfaltosSede UIS Guatiguará

Piedecuesta, [email protected]

Long Life Asphalt Pavements: sustainable alternative for road infrastructure

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ResumenLa implementación de tecnologías de

construcción de pavimentos larga vida es una alternativa sostenible, económica y ambientalmente atractiva para la construcción de vías primarias con estructuras robustas que presenten un desempeño satisfactorio a largo plazo y con mínimas actividades y costos de mantenimiento. Diferentes países han desarrollado sus propias tecnologías para la producción de asfaltos de alta dureza que permitan la construcción de mezclas asfálticas de alto módulo, necesarias para la carpeta asfáltica intermedia, así como han desarrollado sus propios estándares para el diseño y construcción de pavimentos larga vida. Estos procesos han sido liderados por Francia, Estados Unidos y el Reino Unido. Especial importancia se ha dado a la necesidad de capacitación de personal competente que cumpla con los requisitos de calidad de construcción que ellos exigen. El objetivo de este artículo de revisión es hacer un recuento sobre las consideraciones de diseño de los pavimentos larga vida, las secciones estructurales típicas que los componen, otros requisitos especiales de construcción y los beneficios y ventajas de su implementación.

Palabras clave: Pavimentos larga vida, estructura, diseño.

AbstractImplementation of construction technologies

for long life asphalt pavements is a sustainable, economic and environmentally attractive way to build robust primary network of long-term satisfactory performance and minimum activities and maintenance costs. Different countries have developed their own technologies for production of hard grade asphalts to allow the construction of high modulus asphalt mixes, needed for the intermediate asphalt layer, as well as developed their own standards for design and construction of long life asphalt pavements. These processes have been

led by France, United States and United Kingdom. Special importance has been given to the need of training of competent personnel to satisfy the quality requirements of construction that they demand. The objective of this review article is to make a description of the design considerations of the long life asphalt pavements, their typical structural sections, other special requirements of construction and the benefits and advantages of its implementation.

Keywords: Long life pavements, structure, design.

IntroducciónEl concepto de pavimentos larga vida fue

propuesto por Nunn et al. en 1997 (Nunn ME, 1997; Leech D., 1997), son conocidos también como pavimentos perpetuos en Estados Unidos (perpetual pavements), como pavimentos de larga duración en España y países latinoamericanos (Mateos Moreno, 2009) y como pavimentos de tráfico pesado (heavy-duty pavements) en Australia (Jameson, 2012). Este concepto se ha practicado por muchos años en Europa (European Asphalt Pavement Association (EAPA), 2007), Australia (Richards, 2010), Canadá (Lane, 2009) y en los Estados unidos (Monismith C., 2004; Newcomb D.E., 2001; Nunn M.E., 2001).

Diferentes estudios han sido tomados en cuenta para el desarrollo del concepto de pavimentos larga vida, como los seguimientos a largo plazo realizados a tramos de prueba en Dinamarca, donde las autoridades viales y contratistas construyeron tramos de prueba para estudiar el desempeño de nuevas mezclas asfálticas por muchos años y se preparó un catálogo de estos tramos de prueba cubriendo el periodo de 1980 a 2004. El catálogo contenía 170 tramos de prueba en los cuales se probó varios materiales bituminosos y tecnologías de pavimentación. La mayoría (alrededor de 120) de los tramos registrados fueron construidos entre 1980 y 1987 y se seleccionaron 41 secciones bien documentadas para un estudio, de las cuales 8 secciones estaban todavía en servicio con desempeño satisfactorio en el 2006 (> 20 años de servicio) (Lu,

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Pavimentos Larga Vida: alternativa sostenible para la infraestructura vialLong Life Asphalt Pavements: sustainable alternative for road infrastructure

2011). En el estudio se concluyó que los núcleos extraídos de las secciones de mejor desempeño tenían las siguientes características en común: bajo contenido de vacíos de aire, las carpetas de rodadura contenían relativamente alto contenido de ligante, excepto una que tenía un contenido ligeramente por debajo del 6%. Igualmente, se determinó que había una fuerte relación entre el envejecimiento del bitumen con el contenido de vacíos de aire en la mezcla asfáltica, en las mezclas de bajos vacíos de aire (<3%), se encontró extremadamente baja velocidad de envejecimiento del bitumen. Otra observación importante fue que una carpeta asfáltica de rodadura muy densa ayuda a prevenir el envejecimiento del ligante asfáltico en la carpeta inferior (Lu, 2011).

La base de diseño de los pavimentos larga vida es la existencia de un umbral de fatiga por debajo del cual el daño producido por cada aplicación de carga es nulo o inferior a la capacidad de autorreparación de la mezcla asfáltica (Mateos Moreno, 2009) (Monismith C. , 2004); esto se logra básicamente aumentando el módulo de la carpeta y/o espesor de la carpeta base de asfalto, y reduciendo el potencial de daños estructurales al minimizar la deformación por tracción en la base de las carpetas asfálticas y la deformación por compresión en el tope del subrasante. Para este fin, es preferible utilizar mezclas asfálticas de alto módulo en la carpeta base, en lugar de aumentar su espesor, con el fin de minimizar el desperdicio de los recursos naturales.

Una forma típica de aumentar la rigidez de una mezcla asfáltica es utilizar un ligante asfáltico de alto módulo, tal como el ligante asfáltico grado duro desarrollado en Francia (Jean-Francois., 2003), que hace referencia a asfaltos que tienen una penetración a 25ºC inferior a 25 mm/10. Francia es uno de los países líderes que han producido el ligante asfáltico comercial de grado duro, inició el desarrollo y producción del ligante asfáltico grado duro desde 1980, su producción de asfalto grado duro fue 39.000 ton en 1990 y 100.000 ton en 2000 (Jean-Francois., 2003). El ligante asfáltico grado duro en sus inicios fue desarrollado utilizando un proceso de soplado con aire. Sin embargo, estos ligantes asfálticos tienden a ser más frágiles y tienen una alta posibilidad de

sufrir agrietamiento por fatiga. Para disminuir el potencial de agrietamiento por fatiga del asfalto soplado con aire, se aplicó una nueva técnica como destilación en vacío y asfalto precipitado con propano (Jean-Francois., 2003).

Más recientemente, Lee et al. propusieron en Corea la producción de un ligante asfáltico duro usando asfalto convencional aditivado con petróleo de alto punto de ebullición y polímero estireno-butadieno-estireno (SBS) al 4%. Adicionalmente se agregó un aditivo para mejorar la interacción química entre el asfalto y el polímero y evitar la separación de fases, así como otro aditivo mejorador de adherencia para minimizar el daño por humedad a largo plazo (Lee, Lee, & Park, 2007). Este nuevo ligante asfáltico duro presentó un desempeño prometedor en la producción de mezclas asfálticas de alto módulo para pavimentos larga vida. En Colombia no se producen asfaltos de grado duro, por lo que el desarrollo de un ligante asfáltico de alto módulo es un elemento clave para la implementación exitosa del concepto de diseño de los pavimentos asfálticos larga vida en el país.

Los pavimentos asfálticos larga vida están diseñados para resistir más de 40 años de vida útil sin mayores refuerzos estructurales (APA, 2002), definición que es muy cercana a la de pavimentos de concreto larga vida dada por Tayabji y Lim, resaltando la larga vida estructural del pavimento, con mantenimiento y textura superficial con mínima intervención y reparaciones menores (Tayabji, 2006). Estos pavimentos son considerados una alternativa promisoria en la búsqueda de prácticas de ingeniería sostenibles para la expansión y mantenimiento de la red vial, debido a la gran cantidad de recursos que estas prácticas consumen, por ejemplo, en países como Estados Unidos se ha estimado que anualmente se invierten cerca de 150 billones de USD y se gastan alrededor de 350 millones de toneladas de materias primas en la construcción, rehabilitación y mantenimiento de este sistema (Santero, 2009; Holtz, 2000; HighwayAdministration, 2006). Un ejemplo de la implementación de este tipo de pavimentos es el primer proyecto de rehabilitación de pavimentos con tecnología larga vida en California, que consistió en la reconstrucción de un tramo de 2,7 millas de la autopista I-710 en Long Beach en el

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2003, el cual es el tramo de mayor tráfico pesado de esa autopista en California, debido a que transporta camiones hacia y desde los Puertos de Long Beach y Los Angeles (Harvey J. , 2011). Al mismo tiempo, en los últimos años, las autoridades viales en el Reino Unido han preferido el mantenimiento y rehabilitación a la construcción de nuevas vías (Huang, 2009). El concepto del Transport Research Laboratory (TRL), en el Reino Unido, de diseño para pavimentos larga vida a la luz de la eficiencia de recursos (materiales, energía, etc.) y la necesidad de reparaciones rápidas restringiría los trabajos viales en el futuro a únicamente las pocas capas superficiales de pavimento (TRL, 2005). En este contexto, la propuesta de pavimentos que solo requieran una rehabilitación superficial periódica es muy atractiva, debido a que estos minimizan las afectaciones al tráfico causadas por las operaciones de mantenimiento.

A continuación se hará una revisión sobre sobre las consideraciones de diseño de los pavimentos larga vida, las secciones estructurales típicas que los componen, otros requisitos especiales de construcción y los beneficios y ventajas de su implementación

El concepto de diseño de pavimentos larga vida

Para el diseño de pavimentos se emplean modelos computacionales. Hoy día, la mayoría de los modelos de pavimentos están basados en los métodos llamados semi-mecanísticos (mecanístico-empírico), implicando que están basados parcialmente en principios de ingeniería fundamentales. Los procedimientos semi-mecanísticos consisten, en principio, de un modelo de respuesta estructural y modelos de desempeño asociados. Los modelos de respuesta relacionan las cargas del tráfico a tensiones y deformaciones en la estructura del pavimento, mientras que los modelos de desempeño relacionan las tensiones y deformaciones calculadas con la velocidad de deterioro. Los dos principales daños considerados en los métodos semi-mecanísticos son el ahuellamiento, que se origina en la subrasante, y el agrietamiento por fatiga, que se inicia en el fondo de las capa asfáltica (European Asphalt Pavement Association, 2007).

La filosofía de diseño general de los Pavimentos Larga Vida es mitigar el ahuellamiento y el agrietamiento por fatiga ascendente (bottom-up). Sin embargo, ellos están sujetos a mantenimiento y/o renovación superficial periódica como resultado de los daños superficiales en las capas superiores del pavimento durante su vida útil (APA, 2002; Timm, 2006). Daños estructurales ubicados en las capas inferiores del pavimento, como agrietamiento por fatiga y/o ahuellamiento no deberían suceder o, si se presentaran, deberían ser mínimos. El principio de diseño actual mecanístico-empírico de los Pavimentos Larga Vida está, por lo tanto, basado en los siguientes dos criterios que limitan la respuesta, para agrietamiento por fatiga a flexotracción (ascendente desde las capas bituminosas inferiores) y el ahuellamiento, respectivamente (Walubita, Liu, & Scullion, 2010; Von Quintus, 2001), los cuales han sido determinados de acuerdo al reporte TRL 250 y otros estudios previos (Monismith C. y., 1999; Nunn ME, 1997; Shook, 1982; Willis J. D., 2009; Monismith C. a., 1972; Santucci, 1977; Monismith C. J., 2004):

• Deformación por tracción horizontal en el fondo de la capa más baja de la mezcla asfáltica en caliente, agrietamiento por fatiga ascendente (εt): ≤70µε

• Deformación por compresión vertical en la parte superior de la subrasante, ahuellamiento (εv): ≤200µε

Una estructura Pavimentos Larga Vida que satisfaga estos criterios de respuesta de deformación se considera que es estructuralmente adecuada en términos tanto de agrietamiento por fatiga a flexotracción, como de ahuellamiento, la Figura 1 muestra las consideraciones de diseño generalizadas y componentes estructurales de un pavimento asfáltico larga vida. Por lo tanto, el principio de diseño mecanístico de los Pavimentos Larga Vida, sugerido por varias investigaciones, consiste en proporcionar suficiente rigidez en las capas superiores del pavimento para prevenir el ahuellamiento y suficiente espesor del pavimento y flexibilidad en la capa más baja de la mezcla asfáltica en caliente para evitar el agrietamiento por fatiga ascendente (Walubita & Scullion, 2010; Thomson, 1987; Maree, 1981).


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Carpeta de rodadura, 2-3 in

Subrasante natural

Suelo estabilizado

Carpeta intermedia, mezcla asfáltica de alto módulo, 4-7 in

Carpeta base rica en asfalto, resistente a la fatiga, 2” - 3”

Máxima deformación por compresión, 200me

Máxima deformación por tracción, 70me

Figura 1.Consideraciones de diseño y componentes estructurales

generalizados de un pavimento asfáltico larga vida.

A la fecha, han sido realizadas varias investigaciones con el fin de proporcionar una metodología efectiva y eficiente para diseñar pavimentos flexibles larga vida (Zeiada, 2012; Park, 2005; Lee H. P., 2007). Otra forma efectiva de mejorar la resistencia a la fatiga de la estructura del pavimento es introducir una carpeta resistente a la fatiga, durable y de alta rigidez en el fondo del pavimento asfáltico y directamente encima de la base del pavimento. Esto puede hacerse mediante el uso de un contenido de asfalto levemente superior al contenido óptimo en una carpeta de 2 a 3 pulgadas de grosor, a menudo llamada “carpeta inferior rica en asfalto / rich-bottom layer”. El propósito principal del contenido mayor de asfalto es facilitar la compactación para disminuir los vacíos de aire en la mezcla (<3%), resultando en una deformación por tracción significativamente inferior en el fondo de esa carpeta y una mayor durabilidad y resistencia a la fatiga de la misma (Harvey J. J., 1997). Análisis realizados a los pavimentos de California, USA, han indicado que los beneficios de la carpeta inferior rica en asfalto son insignificantes cuando ésta tiene un grosor superior a las 2-3 pulgadas (Harvey J. C., 2004).

Secciones estructurales típicas de los pavimentos larga vida

Normalmente, los pavimentos son diseñados como estructuras multicapa con relativamente poca resistencia en las carpetas inferiores y materiales con progresivamente mayor resistencia hacia la

superficie, las consideraciones para este arreglo son técnicas y económicas (European Asphalt Pavement Association, 2007). En general, las carpetas de asfalto están pavimentadas sobre una carpeta base de la vía de material suelto o ligado. Iniciando en la superficie del pavimento, la primer capa se denomina la carpeta superficial, la segunda capa se denomina normalmente la carpeta intermedia, mientras que las capas más bajas son las carpetas base. Para la durabilidad de la estructura de asfalto es esencial que tenga una buena unión entre las capas de asfalto que pueda evitar que el agua penetre entre ellas.

En general, una estructura de Pavimentos Larga Vida consiste, pero no se limita, a las siguientes capas:

• Carpeta de rodadura• Carpeta intermedia • Carpeta base

Los espesores de las capas generalmente son variables dependiendo de la carga de tráfico, condiciones ambientales y diseños de materiales/mezcla. Sin embargo, las capas intermedias resistentes al ahuellamiento a menudo son el elemento más grueso, el cual proporciona suficiente capacidad de distribución de carga (Walubita & Scullion, 2010).

Carpeta superficial o de rodadura

La carpeta superficial constituye la capa externa del pavimento y debería ser capaz de resistir alto tráfico y esfuerzo inducido ambientalmente sin exhibir agrietamiento y ahuellamiento, con el fin de proporcionar un perfil uniforme para la comodidad del usuario y, al mismo tiempo, poseer una textura que asegure una adecuada resistencia a los deslizamientos, ésta debe proveer una superficie cómoda, segura y durable para la circulación del tráfico, así como garantizar una elevada resistencia al desgaste. Dependiendo de las condiciones locales, las características funcionales tales como resistencia al deslizamiento, reducción del ruido y durabilidad se requieren a menudo para las carpetas de rodadura. En algunos casos, es deseable un drenaje rápido del agua superficial mientras que en otros, la carpeta de rodadura debería ser impermeable con el objeto de mantener al agua fuera de la estructura del


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pavimento. Un amplio rango de mezclas asfálticas pueden usarse dependiendo de requerimientos específicos, como son (European Asphalt Pavement Association, 2007):

• Concreto asfáltico (AC)• Concreto asfáltico de película delgada (ACTL)• Concreto asfáltico de película muy delgada

(ACVTL)• Concreto asfáltico de película ultra delgada

(UTLAC)• Stone Mastic Asphalt (SMA)• Hot Rolled Asphalt (HRA)• Asfalto poroso (PA)• Asfalto poroso de doble capa (2L PA)• Asfalto mástico (MA)• Asfalto suave (SA)

La elección de la carpeta superficial depende de los requisitos funcionales de la superficie de la vía. Esto podría ser una alta durabilidad, reducción de ruido, reducción de las salpicaduras, alta resistencia al deslizamiento, impermeabilidad, etc. Por ejemplo, la reducción de ruido requeriría del uso de un asfalto poroso de doble capa, pero esto entra en conflicto con el requisito de una carpeta superficial muy durable. La durabilidad de las carpetas superficiales puede mejorarse mediante el uso de materiales de mayor calidad. Los mayores costos de estos serán compensados por los menores costos de las medidas de manejo de tráfico y costos de los usuarios (European Asphalt Pavement Association, 2007).

En algunos casos la necesidad de resistencia al ahuellamiento, durabilidad, impermeabilidad y al desgaste forzarían sl uso de SMA. Esto podría ser realmente necesario en áreas urbanas con altos volúmenes de tráfico de camiones. Una SMA apropiadamente diseñada y construida proporcionará un esqueleto granular para la capacidad de transporte de carga y la matriz (combinación de ligante y llenante) proporcionará la rigidez adicional a la mezcla (Huddleston, 2002). La matriz podría obtenerse usando un asfalto modificado con polímero, ligante no modificado relativamente rígido con adición de fibras, o un ligante asfáltico en conjunto con llenantes minerales específicos (Huddleston, 2002). Por otro lado, según las recomendaciones para Pavimentos Larga Vida

en Texas, esta carpeta superficial debería ser una mezcla SMA (Stone Mastic Asphalt) o un sistema de dos capas con PFC (Porous Friction Course – Carpeta de fricción porosa) encima de una SMA, con un espesor promedio entre 1,5 a 2,0 in; también se recomienda que antes de su aplicación se realice un riego de sello (seal coat) sobre la carpeta intermedia (Walubita & Scullion, 2010).

Carpeta intermedia

Las carpetas intermedias están diseñadas para resistir los más altos esfuerzos de corte que ocurren alrededor de 50 – 70 mm bajo la superficie del pavimento. Por lo tanto, la carpeta intermedia se ubica entre la carpeta de rodadura y la carpeta base para reducir el ahuellamiento mediante la combinación de cualidades como la estabilidad y la durabilidad, es capaz de dotar a la estructura de una elevada capacidad portante: su rigidez juega un papel esencial para disminuir las tracciones en el fondo de la carpeta base, así como la deformación vertical en las capas inferiores y las granulares. La estabilidad puede alcanzarse mediante un contacto suficiente agregado-agregado y/o ligantes modificados y de mayor rigidez, es apropiado el uso de mezclas asfálticas con fuerte esqueleto mineral (no necesariamente con elevado tamaño máximo de árido) (Mateos Moreno, 2009). La fricción interna provista por el agregado puede obtenerse con el uso de agregado triturado o grava y asegurando un esqueleto de agregado (Huddleston, 2002). En algunos casos se recomienda la aplicación de una o múltiples mezcla(s) asfáltica(s) caliente(s) (HMA) resistente(s) al ahuellamiento, con un espesor mínimo de 8 in. Este espesor es variable y depende del diseño del pavimento (Walubita & Scullion, 2010).

Carpeta base

La carpeta base es quizá la carpeta estructural más importante del pavimento, la cual se planea para distribuir efectivamente las cargas del tráfico y ambientales de tal forma que las capas “no ligadas” subyacentes no sean expuestas a esfuerzos y deformaciones excesivas. Esto a menudo implica comparativamente una alta rigidez de la carpeta base, así como una adecuada resistencia a la fatiga.


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Hay varias estrategias posibles para alcanzar una larga vida en esta carpeta. Una aproximación para asegurar que la vida por fatiga sea lo suficientemente larga es restringir la resistencia a la tracción en el fondo de la carpeta base bajo un determinado límite de fatiga, bajo el cual no se desarrolla ningún daño (European Asphalt Pavement Association, 2007). Una característica de la mezcla que puede ayudar a proteger contra el agrietamiento por fatiga es un mayor contenido de asfalto, el cual combinado con un espesor total apropiado de las carpetas asfálticas proporciona una mejor protección (Huddleston, 2002). El contenido de asfalto en la base debería definirse como el que produzca una densidad entre el 96 a 98 por ciento de la densidad máxima en sitio (Huddleston, 2002). Resulta apropiado el uso de hormigones bituminosos con granulometría fina y un elevado contenido de betún (vacíos por debajo del 3%) (Mateos Moreno, 2009)

Materiales no-ligados y subrasantes

Debido a que los materiales de los suelos y subsuelos a menudo constituyen materiales relativamente débiles, es de gran importancia que las cargas perjudiciales sean eliminadas efectivamente por las carpetas superiores. En este caso, los materiales de las capas de base o sub-base estarían compuestos de agregado con o sin trituración. Generalmente, los materiales no ligados se originan de fuentes disponibles localmente, tales como suelo nativo, materiales granulares triturados o sin triturar y material (secundario) reutilizado. El tipo y grosor de los materiales sin ligar utilizados para las capas de base depende técnicamente de la estructura a diseñar (carga de tráfico) y la rigidez del subrasante. Más aun, los factores económicos, tales como la disponibilidad y costos de transporte también tienen un impacto significativo en la cantidad de materiales no-ligados deseados en un pavimento. En algunos casos, puede alcanzarse adecuada capacidad de carga utilizando una técnica de estabilización (European Asphalt Pavement Association, 2007). La Guía de diseño generalizada de pavimentos Larga Vida en Texas sugiere un espesor mínimo de la subrasante de 6 in, al tiempo que debe ser resistente a la humedad y tener un módulo de diseño superior a 241 MPa (35ksi) (Walubita & Scullion, 2010).

Otros requisitos especiales de construcción

Además de las condiciones especiales de diseño, existen otras condiciones que deben cuidarse en el momento de construir los pavimentos larga vida como son (Pierce, 2012; Harvey J. , 2011):

• La selección de materiales para un proyecto de pavimento asfáltico larga vida debería ser consistente con guías de control de calidad / aseguramiento de calidad de instituciones expertas el tema (California Department of Transportation (Caltrans), 2009).

• La comunicación efectiva es vital para el éxito de un proyecto de pavimento asfáltico larga vida. Debería realizarse una reunión previa a la licitación con todos los contratistas y proveedores potenciales para informarles de los requisitos únicos de construcción necesarios para producir esta clase de pavimento. Con base en esta información los contratistas pueden decidir participar o no en la licitación.

• Asegurar una densidad adecuada de las mezclas asfálticas: esto minimiza el agrietamiento de las carpetas inferiores de HMA y minimiza el ahuellamiento en las carpetas superiores de HMA.

• Eliminar el potencial de segregación de los agregados durante la producción.

• Eliminar el potencial de diferenciales de temperatura durante el transporte de la mezcla y la pavimentación.

• Garantizar una densidad adecuada en las uniones para minimizar la infiltración de agua.

• Realizar un buen pegue entre las carpetas de HMA. La importancia de un pegue fuerte entre las carpetas de asfalto ha sido demostrada en las pruebas de pista del National Center for Asphalt Technology (NCAT) (Willis J. y., 2007) y en el Simulador de Vehículos Pesados de la University of California Pavement Research Center (UCPRC) (Harvey J. L., 1997).

• Adecuado control de calidad durante la producción y disposición de la mezcla.

• Evitar los diferenciales de temperatura durante la colocación de la mezcla.

• Evitar las juntas longitudinales.


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Realizar un inadecuado control de estos factores puede afectar la vida útil de estos pavimentos asfálticos, razón por la cual es de suma importancia garantizar el buen entrenamiento técnico del personal de planta y obra, debido a la complejidad general y a la naturaleza de múltiples capas de estas estructuras que hace el control de calidad durante la construcción muy crítico (Walubita & Scullion, 2010).

Beneficios y ventajas de los pavimentos larga vida

Principalmente, algunos de los beneficios primordiales derivados de los Pavimentos Larga Vida incluyen los siguientes:

• Alta capacidad estructural para alto volumen de tráfico y cargas de camiones pesados.

• Menor consumo energético a lo largo del ciclo de vida de la carretera.

• Eliminación del costo de reconstrucción al final de la vida de servicio del pavimento.

• Larga vida y bajos costos de mantenimiento con mínimas actividades de rehabilitación estructural.

• Menores costos para los usuarios debidos a rehabilitación o demoras en el mantenimiento.

• Opción competitiva para los pavimentos rígidos.• Conservación de recursos (agregados pétreos,

asfalto, combustibles, energía, etc.)• Reducción de los impactos ambientales (gases

efecto invernadero, huella de carbono, rellenos sanitarios, canteras, etc.)

• Menor coste económico a lo largo del ciclo de vida de la carretera; se estiman unos ahorros de hasta el 10% sobre el costo total de construcción y mantenimiento del pavimento.

Debido a las capas más gruesas ó múltiples capas de mezcla asfáltica, los costos de construcción iniciales para Pavimentos Larga Vida son, a menudo, mayores que para los pavimentos convencionales de mezcla en caliente en más de un 10%. Sin embargo, los beneficios mencionados generalmente son superiores, especialmente a largo plazo, debido a que proporcionan una solución sostenible para los organismos viales al tráfico en continuo aumento.

Otra de las ventajas que motiva la implementación de pavimentos Larga Vida es la búsqueda de la sostenibilidad en el mantenimiento y ampliación de la infraestructura vial. La búsqueda apremiante de satisfacer las necesidades del presente sin comprometer la habilidad de futuras generaciones para satisfacer las suyas, en este caso, en cuanto a consumo de materiales y energía (McDaniel, 2010), si se tiene en cuenta que la fase de extracción, fabricación y transporte de materias primas y combustibles representa un 85% del impacto en el proceso de construcción de pavimentos flexibles (Potti, 2012). Con el fin de medir el impacto ambiental de diferentes tecnologías de construcción de pavimentos flexibles, el Proyecto Fénix de España está realizando estudios del Análisis del Ciclo de Vida (familia de normas ISO 14040) del proceso de fabricación, extendido y compactación de mezclas asfálticas (Proyecto Fenix, 2009; Felipo, 2008), con los cuales se podrá conocer un mejor estimativo del beneficio ambiental que conlleva la construcción de pavimentos larga vida.

Consideraciones económicas

El propósito general de los Pavimentos Larga Vida es alcanzar menores costos anuales por medio de una mayor vida útil del pavimento y actividades de mantenimiento menores y más económicas. Con el fin de calcular los beneficios económicos de los Pavimentos Larga Vida, deberían considerarse todos los cargos financieros, a saber (Forum of European National Highway Research Laboratories - FEHRL, 2004):

• Costos de construcción iniciales• Pérdida de capital debido al deterioro del

pavimento• Costos institucionales debidos a mantenimiento

periódico y manejo de tráfico durante los trabajos viales.

• Costos del usuario de las vías, principalmente debido a retrasos en los trabajos en las vías.

• Costos debido a accidentes que involucran usuarios de las vías y trabajadores en sitios de trabajo.

• Impactos económicos ambientales de la construcción y mantenimiento de la vía.


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Intuitivamente, un Pavimentos Larga Vida probablemente resultaría en un aumento en los costos de construcción comparados con los pavimentos tradicionales, pero menores costos relacionados con el mantenimiento. Algunos de los costos incluidos en el Análisis Costo/Beneficio son relativamente simples de determinar, mientras que otros son relativamente difíciles. Los costos institucionales consisten principalmente en los costos directos que incluyen mantenimiento y costos de manejo de tráfico pero también costos indirectos en términos de administración. El costo de las medidas de tráfico durante los trabajos de mantenimiento en las autopistas son altos y pueden ser mas del 50% de los costos totales de trabajo. Costos asociados con demoras al usuario de la vía pueden obtenerse utilizando modelos basados en flujos de tráfico medidos y capacidades de las vías. Los costos de seguridad vial son más difíciles de apreciar, principalmente debido a la falta de datos relevantes. Las tres principales áreas de interés para los costos ambientales son el reciclaje de materiales de pavimento, impactos por contaminantes relacionados con el consumo de combustible e impactos de ruido relacionados con el trabajo de mantenimiento.

Utilizando el Análisis Costo/Beneficio, la experiencia del Reino Unido (UK) ha mostrado que los Pavimentos Larga Vida son más económicos que los pavimentos tradicionales debido a que el pequeño aumento en el costo de construcción se compensa por los bajos costos de mantenimiento directo y costos indirectos relacionados con la interrupción del flujo vehicular (Forum of European National Highway Research Laboratories - FEHRL, 2004). Para un periodo de 10 años, los ahorros totales por adoptar los Pavimentos Larga Vida en el Reino Unido se espera que alcancen los 350 Millones de Euros (Forum of European National Highway Research Laboratories - FEHRL, 2004). Los Análisis de Costo del Ciclo de Vida (LCCA) pueden usarse para calcular el valor presente de los costos para alternativas de pavimentos y es la herramienta principal usada para comparaciones económicas.

Haas et al. sugirieron un marco para aplicaciones LCCA que reconoce periodos de corto, mediano y largo plazo, clases funcionales de autopistas, sectores privados y públicos y el método probable o

preferido de realizar el LCCA. Periodos de ciclo de vida razonables para análisis de corto, mediano y largo plazo están en el orden de 25, 50 y 100 años, respectivamente. Estos autores también dan un ejemplo numérico que muestra como una agencia podría calcular una Tasa Interna de Retorno (TIR) para una alternativa de inversión que involucre un diseño de pavimentos perpetuos o larga vida (Haas, Tighe, & Cowe Falls, 2006).

Por su parte, la Organización para la Cooperación y Desarrollo Económico (OECD, por su nombre en inglés), cuyos países miembros son: Australia, Austria, Bélgica, Canadá, República Checa, Dinamarca, Finlandia, Francia, Alemania, Grecia, Hungría, Islandia, Irlanda, Italia, Japón, Corea, Luxemburgo, México, Holanda, Nueva Zelanda, Noruega, Polonia, Portugal, la República Eslovaca, España, Suecia, Suiza, Turquía, el Reino Unido y los Estados Unidos, publicó en el 2005 un estudio sobre la Evaluación Económica de los Pavimentos Larga Vida, en el que su análisis económico indicó que existen beneficios económicos en la implementación de carpetas de rodadura de larga vida cuando los costos de construcción iniciales son hasta tres veces los costos de los pavimentos tradicionales y los niveles de tráfico son altos (Organisation for Economic Co-operation and Development (OECD), 2005).

ConclusionesLa construcción de vías primarias siguiendo el

concepto de pavimentos larga vida es una alternativa que reduce significativamente el impacto ambiental de esta actividad y optimiza el uso de recursos naturales (agregados y bitumen), así como presenta características muy superiores al reciclaje de pavimentos, debido a que se consideran pavimentos perpetuos.

Los Pavimentos Larga Vida son diseñados y construidos con la filosofía de mitigar el ahuellamiento y el agrietamiento por fatiga ascendente (bottom-up). Sin embargo, ellos están sujetos a mantenimiento y/o renovación superficial periódica como resultado de los daños superficiales en las capas superiores del pavimento durante su vida útil.


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Las proyecciones económicas a mediano y largo plazo de los pavimentos larga vida los presentan como la alternativa más económica para construcción de vías primarias.

Un aspecto crítico en la implementación de tecnologías de Pavimentos Larga Vida en el país es la necesidad de capacitar y certificar al personal técnico y operativo de las empresas constructoras de vías con pavimentos flexibles, con el fin de garantizar el cumplimiento en las exigencias de calidad durante la construcción de estos pavimentos.

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AsfaltosyPavimentos

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Fecha de Recepción Artículo: ABRIL 17 DE 2013Fecha de Aceptación Artículo: MAYO 09 DE 2013

XIAODI HUWuhan Institute of TechnologyWuhan, Hubei Province, China

ALLEX E. ALVAREZThe Department of Civil Engineering

University of Magdalena, Santa Marta Magdalena, Colombia

GEOFFREY S. SIMATESchool of Chemical and Metallurgical Engineering

University of the Witwatersrand, JohannesburgP/Bag 3, Wits 2050, South Africa

OSCAR J. REYESThe Department of Civil EngineeringNueva Granada Military University

Bogotá D.C., Colombia

LUBINDA F. WALUBITATexas Transportation Institute (TTI) – The Texas

A&M University System, College StationTexas, USA

HMA seasonal-temperature and moduli characterization for perroad analysis of long-life

(perpetual) pavements: a case study

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AbstractPerRoad is one of the mechanistic-empirical

software used for the structural design and analysis of perpetual pavements. By definition, a long-life or perpetual pavement (PP) is a thick rut- and fatigue -resistant pavement structure designed to have a structural life in excess of 50 years; often designed for heavily-trafficked highways. In this study, the applicability and suitability of the PerRoad software (Version 3.2 denoted herein as PerRoad3.2) for modeling the Texas PP structures was evaluated with a focus on characterizing the Texas environment and dynamic modulus of hot-mix asphalt (HMA) as a function of seasonal-temperature variations. Both temperature and modulus are required as the PerRoad3.2 input data. The in-service PP sections on State Highway 114 in Texas (USA) were used as the case study. Both the generated yearly-seasonal temperature profiles and the seasonal HMA dynamic moduli as a function of temperature are presented in this paper including moduli predictions with the PerRoad model. Overall, the study indicated that the adopted approach successfully generated the structural (layer moduli) and seasonal (temperature profiles) information required for PerRoad3.2 analysis. However, more research is recommended to further validate the methodology and the applicability of the PerRoad3.2 to the Texas PPs.

Keywords: PerRoad, Perpetual pavement, Hot-mix asphalt, Temperature, Dynamic modulus

IntroductionPerRoad is a mechanistic-empirical (M-E) based

software used for the structural design and response (stress, strain, and deflection) modeling of perpetual pavements (PP). It is also used for predicting the rutting and cracking (bottom-up fatigue) life of PPs. However, PerRoad software (Version 3.2, denoted as PerRoad3.2) (Timm 2004), does not directly generate layer thickness designs; instead it evaluates a proposed design against user defined failure criteria through manual and iteratively changing of the layer thicknesses and/or the material properties. Details

of the PerRoad software can be found elsewhere (Timm 2004). Note that while some latest versions of the PerRoad software maybe available to date, the version available to these researchers at the time of this work was Version 3.2, denoted as PerRoad3.2.

During execution, the PerRoad3.2 computes the worst case pavement response using a five layered linear-elastic program, WESLEA (Timm 2004). If the computed response (i.e., stresses, strains, and/or deflections) exceeds the specified mechanistic threshold values, then the pavement design thicknesses and/or material properties need to be adjusted accordingly. The current M-E design procedure for PP is based on two main response-limiting criteria, namely (Timm 2004, Walubita & Scullion 2007):

• The horizontal tensile microstrain at the bottom of the lowest asphalt layer (εt):≤70µε.

• The vertical compressive microstrain at the top of the subgrade layer (εv):≤200µε.

The principle assumption behind the PerRoad3.2 is that PP structures should have no fatigue cracking or deep-seated rutting problems during their design life (Timm 2004). For given traffic loading and environmental conditions, a pavement structure is theoretically considered a PP if the above M-E response threshold values are met; otherwise the material properties and/or layer thicknesses need to be modified.

Like any other pavement design and analysis software, the required input data for PerRoad3.2 include the pavement structure, environment, material properties, and traffic loading. The focus of this paper was on the pavement structure, environment, and material property characterization, which are relatively more complex to model than traffic loading; in particular for PP structures. Details of the traffic loading spectra can be found elsewhere (Timm 2004, Walubita & Scullion 2007).

As input data, the current version of the PerRoad3.2 requires the environment to be characterized in terms of the yearly seasonal subdivisions (basically summer, fall, winter, and spring) as a function of temperature variations (Timm 2004). Each season is further categorized in


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HMA seasonal-temperature and moduli characterization for perroad analysis of long-life (perpetual) pavements: a case study

terms of the number of weeks per year. The material properties required for PerRoad3.2 analysis are the layer elastic moduli (E) (or layer moduli) and the Poisson’s ratio (n). Since the year is subdivided into seasons, the layer moduli for the HMA must also preferably be specified for each season as a function of seasonal temperature variations and pavement depth. Alternatively, the layer moduli can be assumed and then a temperature correction applied during the PerRoad3.2 analysis. The former approach was applied in this study.

By definition, a PP is a thick rut-resistant and fatigue (bottom-up)-resistant pavement structure designed to have a structural life in excess of 50 years (particularly for the intermediate and bottom layers); often designed for heavily-trafficked highways. During their service lives, PP structures generally require no major structural maintenance and/or rehabilitation activities, but are subject to periodic surface maintenance and/or renewals in response to surface distresses in the upper layers of the pavement structure (Sidess & Uzan 2008, Timm & Newcomb 2006, Timm 2004, Walubita & Scullion 2007). Deep seated structural defects such as bottom-up fatigue cracking and/or full-depth rutting are considered unlikely or if present, are very minimal; hence these structures are ideal for heavily-trafficked highways (APA 2002).

In Texas, PP structures have been used on heavy truck trafficked-highways where the 20-year traffic estimate of 80 kN equivalent single axle loads is in excess of 30 million. Ten Texas PP sections were in-service as of 2009. As part of a study to validate the Texas PP structural design concept and recommend a suitable design software, the objectives of the work presented in this paper were twofold:

• 1) To characterize the Texas environment and material properties (layer modulus) as a function of seasonal-temperature variations; that are required as the PerRoad input data for the structural and seasonal information.

• 2) To evaluate the applicability and suitability of the PerRoad3.2 software for the structural design, modeling, and performance prediction of the Texas PP structures.

To achieve these objectives, the research approach incorporated computational analyses using the enhanced integrated climatic model (EICM) to generate the yearly-seasonal temperature profiles as well as extensive laboratory testing to characterize the HMA dynamic moduli. The in-service PP sections on State Highway (SH) 114 in the Fort Worth District of Texas were used as the case study.

In the paper, after presenting the methods and materials (including climatic data, laboratory testing, and description of the SH 114 PP structural sections), the results are presented in terms of: (i) environmental characterization, HMA dynamic modulus characterization, and (iii) PerRoad3.2 demonstration examples. Discussion and synthesis of results are then presented, followed by a summary of findings and recommendations to conclude the paper.

Materials and Methods

This section presents the experimental design defined for this study, which includes climatic data and dynamic modulus (DM) laboratory testing as well as the description of the PP sections on SH 114.

Climatic data characterization

Based on the AASHTO Mechanistic-Empirical Pavement Design Guide (AASHTO), the EICM in combination with the hourly climatic data from a given weather station has the potential to generate temperature profiles at various depths within a given pavement structure. Table 1 presents the mean pavement surface- and subsurface-temperatures obtained using the EICM, based on the climatic data for the closest weather station (Alliance Airport) to the SH 114 location in Fort Worth.

Xiaodi HU • Allex E. ALVAREZ • Oscar J. REYES • Geoffrey S. SIMATE • Lubinda F. WALUBITA

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Table 1. Fort Worth seasonal subdivisions and mean temperatures

Season Summer Fall Winter Spring 1 Spring 2

Duration (weeks) 10 (19.2%) 16 (30.8%) 2 (3.8%) 18 (34.6%) 6 (11.5%)

0-mm depth (°C) 46 31 4 25 13

90-mm depth (°C) 42 30 6 21 12

287-mm depth (°C) 39 29 9 20 14

500-mm depth (°C) 38 29 12 20 16

550-mm depth (°C) 37 29 11 19 15

As shown in Table 1, the Fort Worth environment was subdivided into five representative seasons, together with the associated durations. The spring season was sub-divided into two sub-seasons, Spring 1 and Spring 2, merely to improve on the accuracy for the temperatures following the winter season and for the temperatures proceeding the summer season, respectively.

Laboratory DM testing

DM testing of HMA was conducted in accordance with the AASHTO TP 62-03 test procedure (AASHTO 2001). Consistent with the TxDOT mix-design procedures (TxDOT 2007), replicate HMA specimens were molded at 7±0.5% air voids and tested at various temperatures ranging from -10°C to 54°C. While the DM test was conducted over the entire loading frequency spectrum (i.e., 0.1, 0.5, 1, 5, 10, and 25 Hz), only the DM data obtained at 10 Hz were used for the PerRoad3.2 analysis (AASHTO 2001, Walubita & Scullion 2007). A loading frequency of 10 Hz is considered a close approximation of a truck speed on a Texas highway (Walubita & Scullion 2007)

The SH 114 PP structural sections

The SH 114 PP structures in Fort Worth District consists of two five-layered sections; namely the Superpave (denoted as FW 01) and the Conventional

(denoted as FW 02). Both sections consist of two 3.7 m wide lanes and are subjected to the same traffic loading of about 18,000 ADT (average daily traffic), 27.3% trucks, and a designated maximum speed of about 113 km/h. Figure 1 shows the layer and material characteristics for these PP sections.

Layer Material Binder + Aggregate Thickness (mm)

Layer Material Binder + Aggregate Thickness (mm)

112.5-mm HDSMA

6.8% PG 70-28 + Igneous/Granite 50 1

12.5-mm HDSMA

6.8% PG 70-28 + Igneous/Granite 50

2 19-mm SFHMAC4.2% PG 76-22 +

Limestone 75 2TxDOT Type C

4.4% PG 70-22 + Limestone 75

3 25-mm SFHMAC4.0% PG 70-22 +

Limestone 325 3TxDOT Type B

4.5% PG 64-22 + Limestone 325

419-mm SFHMAC

(RBL)4.2% PG 64-22 +

Limestone 100 4TxDOT Type C

(RBL)5.3% PG 64-22 +

Limestone 100

5Stabilized Subgrade 6% Lime Treated 200 5

Stabilized Subgrade 6% Lime Treated 200

8 8

FW 01: Superpave

Subgrade

FW 02: Conventional

Subgrade

Figure 1. SH 114 PP structural sections (Walubita & Scullion 2007)

In Figure 1, HDSMA stands for heavy-duty stone mastic (matrix) asphalt and SFHMAC stands for stone-filled hot-mix asphalt concrete. RBL refers to the rich-bottom layer, which is primarily designed to retard bottom-up fatigue cracking as well as providing impermeability functions. TxDOT Type B and C are conventional Texas coarse- to dense-graded 22-mm and 16-mm nominal maximum aggregate size (NMAS) mixes, respectively (TxDOT 2004). The preceding number in the materials column, e.g., 12.5 mm in front of HDSMA, refers to the NMAS, such as 12.5-mm NMAS. PG refers to performance-graded binder (Asphalt Institute 1996). Note that NMAS is defined as one sieve size larger than the first sieve to retain more than 10% of the aggregate. Table 2 presents the aggregate gradations of the mixes included in the SH 114 PP structure.


19


Table 2. Aggregate gradations of mixtures used in the SH 114 PP structure

Sieve Size

Design Aggregate Percent (%) Passing

Layer 1 Layer 2 Layer 3 (RRL) Layer 4 (RBL)

(mm) 12.5-mmHDSMA

19-mm SFHMAC Type C 25-mm

SFHMAC Type B 19-mm SFHMAC Type C

1½” 37.5 100 100 100 100 100 100 100

1” 25 100 100 100 100 100 100 100

⅞” 22 100 100 100 100 96.9 100 100

¾” 19 100 91.8 - 89.3 - 92.0 -

⅝” 16 100 - 99.8 - 90.3 - 99.3

½” 12.5 93.3 77.1 - - - 77.6 -

⅜" 9.375 65.5 - 77.3 - 67.7 - 76.6

No. 4 4.75 27.0 - 49.9 33.6 44.5 - 53.5

No. 8 2.36 - 23.1 - 23.2 - 24.8 -

No. 10 2 28.7 - 34.2 - 30.2 - 34.8

No. 16 1.18 - 15.3 - 15.6 - 15.3 -

No. 30 0.6 - 9.4 - 9.7 - 8.9 -

No. 40 0.425 - - 15.4 - 12.9 - 15.6

No. 50 0.3 - 6.0 - 6.2 - 5.6 -

No. 80 0.18 12.0 - 7.0 - 5.6 - 7.2

No. 200 0.075 8.4 2.0 4.0 2.3 3.2 2.3 4.0*RRL = rut-resistant layer (main structural layer for the Texas PP concept).

Layer Thickness (mm) Material Comment

1 125

All top HMA layers(12.5-mm HDSMA +19-mm SFHMAC)

(or 12.5- mm HDSMA+Type C)

Compound all the top HMA layers into one composite layer; with a summed average modulus value, i.e., average modulus

value of all the layers

2 325 Rut-resistant HMA layer(25-mm SFHMAC or Type B) Main structural layer - vary the design layer thickness

3 100 RBL (lowest HMA layer)(19-mm SFHMAC or Type C)

Calculate tensile strains at the bottom (≤70µε)

4 200 Stabilized subgrade 6% lime-treated subgrade soil material

5 ∞ Subgrade, e.g. soil Calculateverticalcompressivestrainsontop(≤200µε)

Figure 2. SH 114 PP structural configuration for PerRoad analysis

Since PerRoad3.2 is limited to evaluating pavement systems with no more than 5 layers, including the subgrade, the SH 114 structural sections (Figure 1) were configured as shown in Figure 2. With the PerRoad3.2 and considering the Texas PP structural design concept, the main layers of structural interest for M-E strain response analysis and thickness design are the RBL (horizontal tensile strains at the bottom ≤ 200 me), the subgrade (verticalcompressivestrainsontop≤200me), and

the rut-resistant layer (vary the thickness) (Figure 2). While the other layer thicknesses are held fixed, the design intent is to vary the thickness of the rut-resistant layer (the main structural layer) until a suitable thickness is attained that simultaneously meets the prescribed M-E strain responses. On this basis, a simplistic approach as shown in Figure 2 was adapted to combine the top layers into one composite layer with a summed average modulus value.


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Results and Analysis

The results are presented, analyzed, and discussed in the subsequent text and includes the environment, moduli values, and sensitivity analysis of the PerRoad software. PerRoad demonstration examples are also presented in this section.

Environmental characterizationFigure 3(a) shows the generated yearly pavement

surface temperature variations based on the Fort Worth Alliance Airport weather station, and Figure 3(b) is a plot of the temperature-frequency distribution as a function of pavement depth and seasonal subdivisions.

(a)

Winter, 3.8% @ 4 °C

Spring2, 11.5% @ 13°C

Spring1, 34.6% @ 25°C

Fall, 30.8% @ 31°C

Summer, 19.2% @46°C

0%

20%

40%

60%

80%

100%

-20 0 20 40 60 80

Freq

uenc

y

Temperature (°C)

0 mm Depth

25 mm Depth

87.5 mm Depth

287.5 mm Depth

500 mm Depth

550 mm Depth

(b)

Figure 3. (a) Yearly pavement surface temperature variations, and (b) temperature cumulative frequency distributions and seasonal

subdivisions.

From Figure 3(a), the minimum temperature calculated was -3.8 °C, occurring at the pavement surface and in winter. The maximum summer temperature calculated was 64.6 °C, also occurring at the pavement surface. In general and as theoretically expected, the highest temperature variation was recorded at the pavement surface with a coefficient of variation (COV) of 30%, and decreased with pavement depth. These temperature statistics are shown in Figure 4.

-3.8C0.1C

4.1C

6.4C

26C

25.4C

25C

64.6C

50.3C

43.1C

40.9C

0

100

200

300

400

500

-20 0 20 40 60 80

Pave

men

t Dep

th (m

m)

Temperature (°C)

Minimun (Winter) AverageMaximum (Summer)

24%

21%

20%

0

100

200

300

400

500

600

10% 15% 20% 25% 30% 35%

Pave

men

t Dep

th (m

m)

Coefficient of Variation (COV)

Figure 4. Temperature statistics (yearly minimum-maximum and

coefficient of variation)

The temperature statistics shown in Figure 4 are a typical representation of the Texas environment. Low winter temperatures of around -3.8 °C or even lower and high summer temperatures of around 65.6 °C are not uncommon in Texas. As expected, it is also evident from Figure 4 that the winter temperature profile tended to increase with pavement depth and vice versa for the summer


21


temperature profile. Summarized, these figures suggest that the effects of seasonal and daily temperature fluctuations are more pronounced at the pavement surface and that the temperature is less variable (smaller COV) with increasing pavement depth. Evidently, these results confirm that the materials used as the pavement surfacing are exposed to the harshest environmental conditions, particularly with respect to the temperature fluctuations. Consequently, care should always be exercised when selecting and designing materials for the surfacing layers especially the asphalt-binder. Stiffer polymer modified asphalt-binders such as PG 76-22, which are relatively less temperature sensitive, are usually preferred.

Winter and summer seasonal temperature-depth relationships

Using the data shown in Figure 3, seasonal temperature-depth relationships representing winter and summer seasons were developed as shown in Figure 5. Based on Figure 5, the following second-order polynomial relationships were formulated to illustrate the temperature-depth relationships for the SH 114 location in Fort Worth (Texas), for summer and winter seasons:

Tsummer=0.00003t2 - 0.0219t + 44.75 (1)

Twinter= ‒0.00002t2 - 0.0178t + 5.3698 (2)

In Equations 1 and 2, T is the pavement temperature in ºC and t is the pavement depth in mm. For the SH 114 location in Fort Worth (Texas), the above relationships can be used to approximate the pavement design temperatures for the HMA layers for the summer and winter seasons, respectively. Winter and summer represent the lowest and highest temperatures that are considered critical for the HMA modulus characterization and response due to HMA’s visco-elastic nature.

y = -2E-05x2 + 0.0178x + 5.3698R² = 0.8526

y = 3E-05x2 - 0.0219x + 44.75R² = 0.8029

0

10

20

30

40

50

60

0 100 200 300 400 500 600

Tem

pera

ture

( °C

)

Pavement Depth (mm)

Winter SummerPoly. (Winter) Poly. (Summer)

Figure 5.

Seasonal temperature-depth relationships for Fort Worth

HMA modulus characterizationAs discussed previously, PerRoad3.2 requires

the HMA layer moduli to be varied seasonally as a function of temperature and pavement depth; otherwise a temperature correction needs to be applied. In this study, the HMA layer moduli were obtained from extensive laboratory testing with the DM test (AASHTO 2001). Additionally, HMA layer moduli predictions with the PerRoad3.2 model were also conducted and are discussed in this section.

Modulus test results and analysis

Figure 6 shows the HMA DM values plotted as a function of temperature for the materials included in the SH 114 PP sections (Figure 1). Notice in Figure 6 the typical visco-elastic nature of HMA (i.e., the modulus is exhibiting, as expected, a decreasing trend with an increase in temperature and vice versa with a decrease in temperature).

0

6000

12000

18000

-20 -10 0 10 20 30 40 50 60

Mod

ulus

(MP

a)

Temperature (°C)

12.5-mm HDSMA

19-mm SFHMAC

19-mm SFHMAC (RBL)

25-mm SFHMAC

TxDOT Type C

TxDOT Type C (RBL)

TxDOT Type B

PerRoad Predictions

Figure 6. Laboratory dynamic modulus (DM) test results at 10 Hz


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Using the generated seasonal-depth temperatures in Table 1 and Figure 3(b), the HMA moduli at various temperatures and pavement depths were approximated from Figure 6 and are listed in Table 3.

Table 3. Mean HMA dynamic modulus as a function of temperature and pavement depth

Depth (mm) HMA MixModulus (MPa)

-10°C 4 °C 21°C 38 °C 54 °C

0 ~ 50 12.5-mm HDSMA 14004 13700 4082 1227 1165

75 ~ 150 Type C 15872 14142 4461 1882 1048

150 ~ 325 Type B (RRL) 14142 12445 6150 2048 1124

> 325 Type C (RBL) 12859 5923 3737 938 841

75 ~ 150 19-mm SFHMAC 17458 15341 7322 2648 1255

150 ~ 325 25-mm SFHMAC (RRL) 15341 14114 9405 3061 1896

> 325 19-mm SFHMAC (RBL) 13790 9260 4171 1282 669

*RRL = rut-resistant layer (main structural layer for the Texas PP concept; RBL = rich-bottom layer

In a nutshell, the generated Figure 6 or Table 3 can be used to approximate the HMA layer modulus at any desired temperature of interest; thus generating the required input moduli values for the PerRoad3.2 software. As an example, the seasonal HMA layer moduli for the SH 114 PP sections (see Figure 2) were estimated as shown in Table 4. These would be the design moduli values to input for PerRoad3.2 analysis; with no temperature correction.

Table 4. Seasonal HMA layer moduli characterization for PerRoad3.2 input

Seasons

FW 01 – Superpave Section (MPa) FW 02 – Conventional Section (MPa)

Layer 1(12.5-mm HDSMA

+ 19-mm SFHMAC)

Layer 2(RRL)

Layer 3(RBL)

Layer 1(12.5- mm HDSMA

+ Type C)

Layer 2(RRL)

Layer 3(RBL)

Summer (46 ºC) 1723 2620 1034 1137 1378 896

Fall (31 ºC) 4481 6550 2171 4136 5171 2137

Winter (4 ºC) 14520 14113 9259 13920 12445 5923

Spring 1 (25 ºC) 5412 7584 3516 4516 6136 3447

Spring 2 (13 ºC) 11721 12410 6894 8273 11031 5515


23


In general, Table 4 shows that the Superpave section is stiffer than the Conventional section based on the higher HMA layer moduli values. This trend is partly due to the fact that the Superpave volumetric mix-design is composed of a coarser aggregate gradation (Table 2) and used higher PG asphalt-binder grades with relatively lower asphalt-binder contents (Figure 1) than the Conventional mix-design (Walubita & Scullion 2007).

In general, the smaller the percentage passing, the coarser the aggregate gradation is. Conversely, Table 2 indicates that the aggregate gradations for the Superpave mixes (Layers 2, 3, and 4) were relatively coarser than the Conventional mixes. This partly explains the stiffness and higher moduli values of the Superpave section. Field moduli measurements with the falling weight deflectometer (FWD) had also yielded similar findings (Walubita & Scullion 2007). The Superpave section was in fact found to be about 1.2 times stiffer than the Conventional section when the FWD moduli were analyzed at a similar reference temperature of 25 °C (Walubita & Scullion 2007).

PerRoad HMA DM predictions

PerRoad3.2 uses the following exponential model to predict the HMA modulus as a function of known temperature (T ) values and material coefficients (Qi ) (Timm 2004):

+

×= 3

22 )(

1QQT

AC eQE (3)

AC

Where EAC is the predicted HMA DM in MPa, T is the temperature in ºC, and Qi are the material coefficients. The default Qi values in-built into the PerRoad3.2 software are: Q1 = 16693.4; Q2 = 26.2; and Q3 = -1459.7. For a temperature spectrum ranging from -17.8 °C to 71.1 °C, DM values were predicted using Equation 3 for comparison with the laboratory determined values. The predicted DM values based on Equation 3 and the default material coefficients Qi are shown in Figures 7 and 8. Figure 8 is the frequency-modulus distribution as a function of pavement depth and is synonymous to Figure 3b. Based on the comparison analysis conducted, the

PerRoad3.2 predictions were only comparable with the laboratory DM values for the 19-mm SFHMAC (RBL) mix within the temperature range of -10 °C to 54.4 °C; see Figure 7). This was attributed to the material coefficients, Qi, of the exponential model.

y = 0.0035x4 - 0.1363x3 - 5.6528x2 - 103.76x + 14697

0

5000

10000

15000

20000

-20 -10 0 10 20 30 40 50 60

Mod

ulus

(MPa

)

Temperature (°C)

19-mm SFHMAC

25-mm SFHMAC

19-mm SFHMAC (RBL)

PerRoad Predictions

Poly. (25-mm SFHMAC)

Figure 7.Comparison of PerRoad HMA dynamic moduli (DM) predictions

Winter, 3.8% @ 4 °C

Spring2, 11.5% @ 13°C

Spring1, 34.6% @ 25°C

Fall, 30.8% @ 31°C

Summer, 19.2% @46°C

0%

20%

40%

60%

80%

100%

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000

Freq

uenc

y

Modulus (MPa)

0 mm Depth25 mm Depth87.5 mm Depth287.5 mm Depth500 mm Depth550 mm Depth

Figure 8.HMA dynamic moduli (DM)-cumulative frequency distributions

and seasonal subdivisions

In consideration of the HMA mixes evaluated in this study, a review of both Figures 6 and 7 suggests that a third-order polynomial model, as illustrated in Equation 4, would best describe the moduli-temperature relationship better than the exponential model in Equation 3.

432

23

1 aTaTaTaEAC +++= (4)

AC

Where T is the temperature and ai are regression coefficients representing material constants. For all the HMA mixes shown in Figure 6 and the PerRoad3.2 model predictions, the coefficient of


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correlation values obtained for the fitted third-order polynomial trend lines were greater than 95%. Figure 9 shows the linear relationship between the laboratory determined DM values and the third-order polynomial predictions for the 25-mm SFHMAC and Type B mixes. Both the slopes and the coefficient of correlation of the fitted linear trend lines are around a unit, indicating that the laboratory-measured and predicted moduli were almost equivalent. Thus, a third-order polynomial model best describes the DM-temperature relationships of the HMA mixes evaluated in this study.

y = 1.1443x - 2183.6R² = 0.9976

y = 1.3303x - 580.29R² = 0.9954

0

5000

10000

15000

20000

0 5000 10000 15000 20000

Mod

ulus

Pre

dict

ed (

MPa

)

Modulus Measured (MPa)

25-mm SFHMAC

TxDOT Type B

Figure 9. Comparison between laboratory-measured and predicted DM

values

Sensitivity evaluation of the PerRoad3.2 HMA modulus model

As a means to calibrate the PerRoad3.2 model for DM characterization of the Texas HMA mixes, a sensitivity analysis was conducted to develop material coefficients that best fit the laboratory determined DM values. The sensitivity analysis was based on the sum of square error (SSE) minimization technique through iterative variation of the material coefficients (Q1 , Q2 , and Q3 ) to match the laboratory measured DM values. The fundamental concept is to get a zero error difference between the laboratory measured and the predicted DM values as illustrated in Equation 5.

[ ] [ ]( ) 00.0loglog 2 ≅−= −∑ measuredlabpredicted EESSE (5)

And:

+

×== 3

22 )(

1QQT

ACpredicted eQEE (6)

AC

In this SSE minimization approach, convergence is achieved by iteratively changing the Qi coefficients until Equation 5 is satisfied or at least the SSE is close to zero. For this analysis, the HMA mixes were grouped into five independent categories; (1) SMA, (2) Type C, (3) 19-mm SFHMAC, (4) Type B, and (5) 25-mm SFHMAC. The generated Qi values that best satisfied Equation 5 are listed in Table 5 and the respective demonstration results for the SMA mix are illustrated in Figure 10.

Table 5. Developed Qi coefficients for the HMA mixes evaluated

HMA Mix Q1 Q2 Q3

SMA 1.80E+04 1.80E+01 -1.59E+03

Type C 1.55E+04 2.20E+01 -1.99E+03

19-mm SFHMAC 1.67E+04 1.83E+01 -1.95E+03

Type B 1.67E+04 2.92E+01 -2.47E+03

25-mm SFHMAC 1.67E+04 2.10E+01 -2.47E+03

Minimum Qi 1.55E+04 1.80E+01 -2.47E+03

Average Qi (COV) 1.67E+04; (3.26%) 2.17E+01; (18.99%) -2.09E+03; (15.53%)

Maximum Qi 1.80E+04 2.92E+01 -1.59E+03


25


0

5000

10000

15000

20000

0 50 100 150

Mod

ulus

(MPa

)

Temperature (°C)

E(measured)_SMA

E(predicted)_SMA

Expon. (E(measured)_SMA)

y = 0.9932x + 1019.9R² = 0.9549

0

5000

10000

15000

20000

0 5000 10000 15000 20000

Mod

ulus

Pre

dict

ed (

MPa

)

Modulus Measured (MPa)

Figure 10. Example of measured and predicted HMA DM values for the

SMA mix

The results shown in Table 5 and Figure 10 indicate that the appropriate material coefficients applicable to the Texas HMA mixes evaluated in this study are the average summation of the Qi values reported for all the HMA mixes listed in Table 5 (Q1 = 1.67E+04; Q2 = 2.17E+01; Q3 = -2.09E+03). In particular, Q3 is substantially different from the default value of -1.46E+03. The average Q1 value did not change, while a different Q2 value was obtained. With these new Qi values, the DM predictions were reasonably comparable to the laboratory measured DM values with an R2 value of over 95% (e.g., Figure 10). However, more studies of this nature are recommended with a wide spectrum of Texas HMA mixes to further validate the PerRoad3.2 model for application in Texas.

PerRoad demonstration examples

As a demonstration example, the SH 114 PP structures in Figure 1 were structurally analyzed using PerRoad3.2. For the traffic load spectra, the SH 114 was functionally classified as a Rural Interstate with a traffic loading configuration shown in Figure 11.

Figure 11. PerRoad3.2 input load spectra for SH 114 (1 kip ≅ 4.45 kN)


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Both the Superpave and Conventional sections (Figure 2) were evaluated. Based on FWD measurements, the average base and subgrade moduli were determined as 345 and 82 MPa, respectively, and were maintained constant throughout the seasons (Walubita & Scullion 2007). Note that although the base and subgrade modulus vary seasonally (predominantly as a function of moisture), the primary focus of this study was the HMA modulus. So, for simplicity of PerRoad analysis and to put more weighting on the HMA, the base and subgrade moduli values were conservatively held constant at 345 and 82 MPa, respectively, throughout the seasons.

An example of a PerRoad3.2 input screen for the structural and seasonal information for the SH 114 Conventional section is shown in Figure 12 (layer moduli values shown correspond to the summer season). Variability in terms of the layer moduli and thickness were taken as 20% and 5%, respectively (Medani et al 2004, Timm 2004). Typical M-E strain responses for PP were used as the performance criteria, at a selected 95% reliability

level(i.e.,≥95%).Theseperformancecriteriaandthe PerRoad3.2 results for both PP sections are listed in Table 6.

According to Table 6, both structural sections sufficiently met the prescribed M-E performance criteria with a structural life of up to 58 years based on the tensile strain criteria (for the conventional section). The computed strain responses were at least 99% below the threshold value. In consideration of the thickness and conservative design nature of these PP structural sections, these numerical results were not unexpected. From Table 6, bottom-up fatigue cracking based on the tensile strain criterion is the theoretically expected governing distress mechanism. With a predicted zero damage and an infinite structural life, rutting problems are theoretically least expected on these sections. To date, pavement surface rutting in the field has also remained negligibly very low; only about 2.3 mm was measured in summer 2009, after over four years of conventional trafficking (Walubita et al 2010). No cracking was observed either.

Figure 12. Example of PerRoad3.2 input structure for SH 114 - Conventional section

(1 psi ≅ 6.89E-3 MPa, 1 in ≅ 25 mm, 1 F = 1.8 C + 32)


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Table 6. Summary of performance criteria and PerRoad3.2 results for SH 114

M-E Criteria Layer and Location Section %Below Critical Damage per Million Axles

Structural Life (Years)

Horizontal tensile strain≤70µe

Layer 3 at the bottom Superpave 99.92% 3.00E-05 103

Conventional 99.46% 2.38E-04 58

Vertical compressive strain≤200µe

Layer 5 on top Superpave 100% 0.00E+00 ∞

Conventional 100% 0.00E+00 ∞

As a second demonstration example, the in-service 6.4 km and 4 laned (2 northbound and 2 southbound) PP structural section on Interstate Highway (IH) 35 in Laredo District (La Salle County, Zumwalt 2) was evaluated using the PerRoad3.2 software. The IH 35 on this PP section (road mile maker 49+0.431 – 53+0.427) was functionally classified as a Rural Interstate with the following traffic load spectra: AADT (average annual daily traffic) = 11,900; %Trucks = 46.2; %Growth rate = 3; %Trucks in design lane = 60; %Directional distribution= 50. The seasonal subdivisions, environmental temperatures (based on EICM analysis), and the HMA moduli values (based on DM testing) were characterized similar to the approach discussed previously for Fort Worth and SH 114 highway. The hourly climatic data from Cotulla Airport weather station were used for generating the yearly-seasonal temperature profiles. The input data and results for this section are shown in Tables 7 and 8, respectively.

Table 7. PerRoad3.2 structural and seasonal input data for IH 35 (Zumwalt 2, Laredo)

Season Summer Fall Winter Spring1 Spring2

Duration, weeks 10 16 2 18 6

Representative mean temperature, ºC 49 31 3 24 10

Layer 1: Modulus of all upper HMA layers, MPa (thickness =150 mm, v =0.35) 1724 4827 13790 7240 6206

Layer 2: Modulus of the 25-mm SFHMA layer, MPa(thickness = 200 mm, v=0.35) 2758 6206 23443 10343 14480

Layer 3: Modulus of RBL, MPa(thickness = 75 mm, v =0.35) 1345 2930 7412 6206 5516

Layer 4: Base modulus in MPa(thickness = 200 mm, v =0.40) 345 345 345 345 345

Layer 5: Subgrade modulus, MPa(thickness=∞,v=0.45) 138 138 138 138 138


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Table 8. Summary of performance criteria and PerRoad3.2 results for IH 35 (Zumwalt 2, Laredo)

M-E Criteria Layer and Location %Below Critical

Damage per Million Axles

Structural Life (Years)

Verticaldeflection≤5mm Layer 1 on top 100% N/A N/A

Horizontaltensilestrain≤70µe Layer 3 at the bottom 99.68% 1.26E-04 90

Verticalcompressivestrain≤200µe Layer 5 on top 100% 0.00E+00 ∞

Table 8 shows that the IH 35 PP section structurally met the M-E response criteria with a prediction of 99% below the threshold value and a structural life of up to 90 years. The predicted and expected governing distress mechanism is fatigue cracking based on the tensile strains. Both the vertical deflections and rutting (based on the vertical strains) are 100% below the threshold value (i.e., no predicted damage or infinite structural rutting life). In concurrence with these results, the 2009 measured field surface rutting was only 1.8 mm after five years of service. No cracking was observed either (Walubita et al. 2010)

Discussion and synthesis of the results

The methodological approach adapted in this study for the environmental and HMA DM characterization yielded reasonable input data for the PerRoad3.2 analyses. The PerRoad3.2 computational results were consistent with theoretical expectations. In particular, the generated moduli-temperature profiles constitute a resourceful database for future design preferences.

Both the generated temperatures and HMA moduli values are consistent and representative of the typical Texas environmental conditions and local materials. The formulated seasonal temperature models for winter and summer are useful in estimating the design temperatures. The seasonal HMA DM profiles, on the other hand, will be useful in approximating the design HMA moduli values at any desired temperatures and pavement depth.

Typical and design HMA moduli values at 25 ºC

Typical HMA DM values were generated from extensive laboratory testing and are listed in Table 9. In this table, the HMA moduli values “Recommended for Design” are the proposed values to be considered for future designs of Texas PP, which were computed based on all of the available DM laboratory test data. These moduli values were recommended on the conservative basis that their usage analytically yielded the most optimal PP structural designs in terms of the layer thickness and projected performance as indicated by the strain computations for both rutting and fatigue crack prediction (Walubita et al. 2010). Notice in Table 9 the high stiffness nature of the 25-mm SFHMAC mix with a minimum modulus of 5516 MPa. This is consistent with the mix-design volumetrics given previously in Figure 1 and Table 2. The 25-mm SFHMAC is in fact a performance


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mix that is typically used as the main structural rut-resistant layer in the Texas PP structural designs. As expected, the fine-graded Type F mix constitutes one of the least stiff mixes. The PFC mixes are optional, usually adopted as non-structural, frictional surface mixes.

Table 9. Summary of HMA moduli results at 25 ºC (and 10 Hz) based on laboratory DM testing

Type of HMA Lab Range (MPa) Lab Average (MPa) Recommended for Design (MPa)

PFC (permeable friction course) 2069-2758 2413 2413

SMA (performance mix) 3448-4827 4137 4482

19-mm SFHMAC (19-mm NMAS; performance mix) 4137-6895 5516 5516

25-mm SFHMAC (25-mm NMAS; performance mix) 5516-10343 8274 6895

RBL (e.g., 19-mm Superpave; dense-graded) 2758-4137 3448 3448

Texas Type A (coarse-graded) 5171-8274 6206 5516

Texas Type B (22-mm NMAS; dense-graded)) 4827-6895 5516 5516

Texas Type C and D (dense-graded) 3448-4482 3448 3448

Texas Type F (fine-graded) 2069-2758 2482 2413

PerRoad HMA modulus model calibration of the material coefficients

With the exception of one mix type, namely 19-mm SFHMAC, the results presented in this study generally showed that the currently existing default material coefficients (Qi) included in PerRoad 3.2 are not readily applicable to the Texas HMA mixes evaluated in this study. Furthermore, while the PerRoad3.2 prediction model is an exponential fit function, Figure 7 indicated that a third-order polynomial model provided a better functional fit to model the Texas laboratory measured HMA DM values as a function of temperature.

These findings were not unexpected as the PerRoad3.2 model material coefficients were developed based on different materials and not calibrated to the Texas materials and environment. A sensitivity analysis using the SSE minimization technique was consequently conducted to calibrate the PerRoad HMA moduli predictive model. From the SSE sensitivity analysis, new material coefficients for the Texas HMA mixes evaluated in this study were developed and these are as follows:

Q1 = 1.67E+04; Q2 = 2.17E+01; Q3 = -2.09E+03

Note that these material coefficients are an average representation of all the Texas HMA mixes assessed. For specific mixes, the Qi values listed in Table 5 can be used. Application of these coefficients in the PerRoad3.2 model yielded a satisfactory fit with the laboratory measured DM values (R2


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value greater than 95%). Evidently, these results suggest that the PerRoad3.2 model still needs to be calibrated and validated over the entire Texas environment and typical HMA mixes, prior to State-wise application. Otherwise, unrepresentative designs maybe undesirably obtained.

Validation of the Texas PP structural design concept

Based on the PerRoad3.2 analyses and the examples evaluated in this study, the Texas PP structural design concept was found to be sufficiently valid, with a potential for even further optimization. The Texas PP structures evaluated in this paper (SH 114 and IH 35) satisfactorily met the PP response criteria, with a predicted reliability of 99% below the threshold values and a rutting/cracking life greater than 20 years; thus validating the Texas PP structural design concept.

Cracking due to tensile strains was computationally predicted as the possible governing distress mechanism, with an expected performance life of up to 58 years. No rutting damage was numerically predicted in either PP structures. With the thicker and stiffer nature of the HMA mixes/layers used in these PP structures, infinite rutting life prediction was not theoretically un-expected. Even under high summer temperatures of over 37.8 °C, the pavement surface rutting on the IH 35 PP sections have remained significantly low (an average of 2.3 mm after over 4 years of service); thus substantiating the PerRoad3.2 predictions (Walubita et al 2010).

In theory, however, and based on the Texas historical experience of flexible HMA pavements, a surface treatment, minor rehabilitation, or an overlay would typically be required within the first 20 years of service to restore the pavement (surface) functional characteristics among other purposes (Walubita & Scullion 2007). Additionally, PerRoad3.2 analyses indicated that some of the Texas PP structures were conservatively designed and that the total HMA layer thickness could have been reduced by at least 100 mm in some instances. For example, reducing the rut-resistant layer thickness by 100 mm in the SH 114 PP structure yielded the following results;

37 years structural life with 98% prediction below the threshold level; based on the tensile strain responses. This result is an indication that the Texas PP structural design concept has some potential to be further cost-effectively optimized. Overall, these PerRoad3.2 results provide an analytical validation of the Texas PP structural design concept.

Applicability and suitability of the PerRoad3.2 for modeling the Texas PP structures

Based on this study and the results presented herein, the PerRoad3.2 software was found to be suitable for validating the Texas PP designs and predicting the rutting/cracking life. The software is user-friendly and fast to run, at most 3 minutes. However, the following limitations and challenges were found to be associated with the PerRoad3.2 software when applied to the Texas PP:

• Total number of layers: PerRoad3.2 is limited to 5 layers, including the subgrade, and thus, the PP structures have to be compounded into composite layers (particularly the HMA layers above the rut-resistant layer); which could be a potential source of errors. However, the lowest HMA layer (RBL) need not be compounded as this is where the tensile strain response is to be computed. Also, the rut-resistant layer (e.g., 25-mm SFHMAC) need not be compounded as this is the layer whose thickness needs to be varied. In addition, the modulus value for this layer is substantially higher (approximately 1.5 to 2 times higher) than the other HMA layers.

• Layer thickness design: The PerRoad3.2 software does not directly generate layer thickness designs; instead this has to be done iteratively by manually changing the layer thicknesses (and/or material properties) and matching the predicted performance against the desired threshold values.

• Damage ratio: The “Years to D=0.1” output represents an estimation of the amount of time, given the current traffic volume and growth as


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well as damage accumulation rate, before the damage number (as calculated by Miner’s Law) will reach a value of 0.1. This value is considered to be a very conservative damage value, and needs to be reviewed, since most traditional M-E designs typically uses 1.0 as the damage value to total failure.

• Output data: Unlike the previous PerRoad Version 2.4, PerRoad3.2 software does not give the actual computed strain responses in the output dialogue box. Inclusion of this option would greatly aid the users in subsequent analyses and making appropriate interpretation of the results thereof.

• Calibration: Development of local transfer function and material coefficients for the Texas materials and environmental conditions is recommended. A limited preliminary laboratory calibration was conducted for the material coefficients, Qi , in this study. However, field calibration is still required along with extensive sensitivity analyses.

• Material Coefficients: To further improve on the accuracy of the analysis, material specific Qi values similar to the ones listed in Table 5 can be developed for different mix types/categories such as SMAs, SFHMAs, Type B, Type C, etc and incorporated in the PerRoad software as default values; instead of just using average values. However, such an undertaking entails conducting an extensive research study with a wide array of Texas HMA mixes and modifying the PerRoad software; which was beyond the scope of this paper.

• Composite Layer Moduli Values: In this study, a simplistic approach was adapted to combine the top two layers into one composite layer with a summed average modulus value during PerRoad analysis. For future studies and for the purpose of further validating these results, it is recommended to use a weighted average modulus value determined as a function of the layer thickness.

Summary and recommendations

Based on extensive laboratory testing, computational modeling, and field performance evaluation of two perpetual pavements as presented in this paper, the major findings of the study are summarized as follows:

• The methodological approach adapted in this study for the environmental and HMA DM characterization for PerRoad3.2 analysis was sufficiently sound and yielded satisfactory results. The generated moduli-temperature profiles constitute a resourceful database for future design of Texas PP structures.

• The formulated seasonal temperature models are useful for estimating the design temperatures in the Fort Worth District, while the seasonal HMA DM profiles are ideal for approximating the design HMA moduli values at any desired temperatures and pavement depth. Additionally, laboratory HMA moduli values for typical HMA mixes at 25 ºC and 10 Hz based on the DM testing have been proposed for the future design of Texas PP. These reference moduli values can be used in most M-E design models and software.

• Sensitivity analyses of the PerRoad3,2 HMA modulus prediction model yielded local material coefficients (Qi ) that produced a reasonable temperature fit-functions for the laboratory determined DM values. The predicted HMA DM values with the newly developed coefficients were comparable to the laboratory DM measured values with R2 values greater than 95%. By contrast, the default material coefficients for the PerRoad3.2 exponential DM model did not produce satisfactory results. Nonetheless, the PerRoad3.2 model still needs to be calibrated and validated over the entire Texas environment and typical HMA mixes, prior to consideration for State-wise application.


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• Based on the PerRoad3.2 analyses for both the SH 114 PP and IH 35 PP structures evaluated, the Texas PP structural design concept was found to be sufficiently valid, but with potential for further optimization.

Overall, the generated seasonal-temperature and moduli values were found to be reasonably sufficient for use not only in the PerRoad3.2 software but could also be utilized in other M-E analysis applications. On the whole, PerRoad3.2 software was also found to be suitable for modeling and validating the Texas PP designs and predicting the rutting/cracking life. However, more computational analyses including model calibration and addressing the challenges highlighted in this paper are strongly recommended. Lastly, it should be stated that while this case study was focused only on the Texas PPs and conditions, the approach and methods utilized can be extended and applied to other PP structures, environments, and conditions.

AcknowledgementsThe authors thank TxDOT and the Federal

Highway Administration (FHWA) for their support in funding this research study and all those who helped during the course of this research work. In particular, special thanks are due to Zachary L. Rolan, Gautam Das, Nick Sweet, Mohammad Rhaman, and Charles Mushota for their help with this work. Special thanks also go to David H. Timm, the pioneer and proponent of the PerRoad software.

DisclaimerThe contents of this paper reflect the views of

the authors who are responsible for the facts and accuracy of the data presented herein and do not

necessarily reflect the official views or policies of any agency or institute. This paper does not constitute a standard, specification, nor is it intended for design, construction, bidding, or permit purposes. Trade names were used solely for information and not for product endorsement.

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Acreditación ONAC 11-LAC-004 en Temperatura, Longitud, Par torsional (Torque), Fuerza, Masas y Balanzas.

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Análisis de la degradación térmica de asfaltos mediante termogravimetría

Fecha de Recepción Artículo: ABRIL 09 DE 2013Fecha de Aceptación Artículo: MAYO 09 DE 2013

NATALIA AFANASJEVAQuímica, M.Sc., Ph.D.

Universidad del Valle, Cali Profesora Titular

[email protected]

JULIANA PUELLO MÉNDEZ Ingeniera Química, M.Sc., Ph.D.

Universidad San BuenaventuraCartagena de Indias

Profesora [email protected]

[email protected]

MARIO ALVAREZ CIFUENTESIngeniero Químico, M.Sc., Ph.D.

Universidad Industrial de SantanderBucaramanga, Profesor Titular

[email protected]

Analysis of thermal degradation of asphalts using thermogravimetry

AsfaltosyPavimentosEdición No. 26 Enero - Junio de 2013 Bucaramanga · Colombia ISSN 0123-8574

ResumenLos análisis termogravimétrico (TG) y

termogravimétrico derivativo (DTG) son técnicas de análisis térmico que permiten estudiar la cinética de degradación de los asfaltos, con base en la pérdida de peso de una muestra en función del tiempo y la temperatura, durante un calentamiento programado. En este trabajo se describe el comportamiento térmico de los asfaltos Apiay, Barrancabermeja y Boscán, mediante análisis TGA y DTG, para las condiciones inicial, envejecido en película fina rotatoria (RTFOT) y envejecido en vaso a presión (PAV). Se encontró que en el proceso de degradación térmica del asfalto Apiay se manifiestan de forma separada las regiones de degradación de las fracciones de maltenos y asfaltenos, mientras que en los asfaltos Barrancabermeja y Boscán el proceso de degradación térmica manifestó mayor continuidad. No se observó dependencia del comportamiento térmico con el grado de envejecimiento de los tres asfaltos estudiados.

Palabras clave: Fracciones pesadas del petróleo, Asfalto, Estabilidad térmica, Análisis TG, Análisis DTG, Envejecimiento acelerado.

AbstractThermogravimetric and derivative

thermogravimetric analysis (TG and DTG, respectively) are thermal analysis techniques that allow the study of the degradation process in asphalts, based on the weight loss of a sample, as a function of time and temperature, over a programmed heating process. In this article, the thermal behavior of Apiay, Barrancabermeja and Boscan asphalts is described by TG and DTG, for their unaged and aged conditions (Initial, Rolling Thin Film Oven Test RTFOT, and Pressure Aging Vessel PAV).

It was observed that the thermal degradation of Apiay asphalt shows separatedly the regions where the maltenes and asphaltenes degrade with heating. The Barrancabermeja and Boscan asphalts also

showed both regions, but these were not separated as in Apiay thermal behavior. The aging conditions did not have a significant effect on the thermal degradation of the three asphalts studied in this work.

Keywords: Heavy oil fractions, Asphalt, Thermal stability, TG Analysis, DTG Analysis, Accelerated aging.

IntroducciónEl interés por desarrollar asfaltos de calidad

superior, así como la necesidad de la descripción detallada sobre el comportamiento de los mismos, ha generado una serie de estudios sobre su comportamiento, composición química y sus propiedades térmicas (Cavalcante et al., 2004; Dong et al., 2005, Huang, 1997). El comportamiento térmico ha sido objeto de estudio, debido a que las propiedades de los materiales bituminosos dependen significativamente de la temperatura. El análisis termogravimétrico (TGA) se ha usado ampliamente para determinar propiedades térmicas de materiales, debido a su simplicidad.

El análisis termogravimétrico consiste en medir la variación de la masa de una muestra cuando se le somete a un cambio de temperatura en una atmósfera controlada. Esta variación puede ser una pérdida o una ganancia de masa. La termobalanza, que así se llama el aparato que realiza el análisis, es un horno que contiene en su interior una balanza de precisión. Los materiales de naturaleza orgánica, como por ejemplo el petróleo y sus derivados, a medida que se calientan presenta perfiles de pérdida de masa característicos. El registro de estos cambios proporciona información sobre si la muestra se descompone o reacciona con otros componentes.

Varios estudios han mostrado que las propiedades térmicas permiten identificar la fuente de origen de los asfaltos, así como los procesos térmicos a los que se han sometido (Huang, 1997). Sonibare et al. (2003) analizaron la cinética de la degradación térmica en arenas bituminosas, y reportaron que la pirólisis de los asfaltos se puede

Juliana PUELLO MÉNDEZ • Natalia AFANASJEVA • Mario ALVAREZ CIFUENTES

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Figura 1. Portamuestras de platino. Muestra de asfalto en el

portamuestras de platino, antes del análisis TG.

ResultadosEn la Figura 2 se muestran las curvas

termogravimétricas (o termogramas, o curvas TG) para los asfaltos iniciales y envejecidos. Se observan tres regiones en los termogramas TG: una región plana inicial hasta que se alcanza la temperatura inicial de la zona de degradación térmica; una segunda región que representa la disminución de peso (donde tiene lugar la degradación térmica), y finalmente una región plana estable que representa el remanente de la muestra después de finalizar la degradación térmica. Se observa también que los asfaltos Barrancabermeja y Boscán se degradan de forma similar, mientras que el asfalto Apiay siguió un

describir adecuadamente mediante mecanismos de dos etapas de reacciones de primer orden. Donbavand et al., (1986) evaluaron la relación entre la composición y las propiedades térmicas de los asfaltos, y desarrollaron una correlación para estimar el contenido de asfaltenos mediante termogravimetría para asfaltos obtenidos por destilación y por oxidación. Recientemente (enero de 2013), la Compañía Española de Petróleos Cepsa, junto con la UHU (Universidad de Huelva), anunciaron el inicio de un proyecto para el desarrollo de un nuevo sistema de control de asfaltenos con base en la termogravimetría, con el fin de ofrecer mayor precisión y rapidez que los procedimientos utilizados actualmente para la caracterización y determinación del contenido de asfaltenos.

En el presente trabajo, se llevó a cabo un análisis termogravimétrico de descomposición de los fondos de vacío provenientes de la Planta de Apiay y de la Refinería de Barrancabermeja, y de un asfalto venezolano para pavimentos. Las muestras de asfalto fueron analizadas en su estado inicial, y después de someterlas a envejecimiento acelerado estándar RTFOT y PAV.

Metodología experimental

Los objetos de estudio comprenden los fondos de vacío provenientes de Apiay (PG 64-22) y Barrancabermeja (PG 64-22), con los del asfalto Boscán (PG 70-22). Este último se escogió debido a que es un material bituminoso de referencia en numerosos estudios. Cada asfalto fue envejecido según los procedimiento estándar ASTM D 2872 (2004) y ASTM D 6521 (2004), los cuales corresponden a los envejecimientos RTFOT y PAV respectivamente.

Para las mediciones termogravimétricas se usó un analizador termogravimétrico TA Instruments, modelo Q500. Cada muestra (0,5-2 mg) se depositó en un portamuestras de platino (Ver Figura 1). Se estableció un flujo de 100 ml/min de nitrógeno como gas de purga, y el calentamiento de la muestra se programó entre 25 y 750°C, con una velocidad de calentamiento de 20°C/min.


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Análisis de la degradación térmica de asfaltos mediante termogravimetría Analysis of thermal degradation of asphalts using thermogravimetry

Apiay se da en tres etapas. La primera etapa va desde la temperatura inicial (25°C) hasta 180°C. En esta primera etapa no se aprecia un cambio notorio en la masa, por lo tanto, en este intervalo de temperatura no se presentan reacciones.

-0,035

-0,025

-0,015

-0,005

0,005

0 200 400 600 800

% m

asa/

mas

a in

icia

l

Temperatura (°C)

0 200 400 600 800Temperatura (°C)

0 200 400 600 800Temperatura (°C)

Figura 3. Termogramas DTG para el asfalto Apiay en sus estados inicial,

envejecido en RTFOT y envejecido en PAV.

Apiay Inicial

Apiay RTFOT

Apiay RTFOT+PAV

patrón diferente en la región de degradación térmica (ver rango de temperaturas entre 250 y 400°C en la Figura 2). La pendiente del asfalto Apiay, al ser más pronunciada, indica que este asfalto pierde peso más rápidamente que los asfaltos Barrancabermeja y Boscán. Esta información básica puede ser complementada con el análisis DTG. El análisis DTG se basa en el cálculo de la primera derivada (∆masa/∆T) para la secuencia de datos obtenidosmediante TGA.

0

20

40

60

80

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25 200 375 550 725

% (m

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Temperatura (°C)

Apiay Inicial/RTFOT/PAV

Boscán Inicial/RTFOT/PAV

Figura 2. Termogramas TG para los asfaltos Apiay, Barrancabermeja y Boscán en sus estados inicial, envejecido en RTFOT y en PAV.

La Figura 3 muestra las gráficas obtenidas para el análisis DTG del asfalto Apiay. El análisis DTG proporciona mayor información que los termogramas TG sin derivar, pues permiten identificar intervalos de temperatura en el proceso de degradación térmica de los asfaltos. A partir de una primera inspección de la Figura 3, se aprecian dos mínimos (alrededor de 290 y 455°C), los cuales se pueden asociar a dos componentes principales en los asfaltos. Con base en estudios previos, se tiene que dichos componentes corresponden a las fracciones de asfaltenos y maltenos. El primer mínimo (alrededor de 290°C) corresponde a la fracción de maltenos, mientras que el segundo mínimo (alrededor de 455°C) representa la fracción de asfaltenos.

Aparte de permitir la identificación de componentes en los asfaltos, el análisis DTG (Figura 3) muestra que la degradación térmica del asfalto

B.bermeja Inicial/RTFOT/PAV


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La segunda etapa va desde 180 hasta 380°C, y en esta se identifica una primera parte del proceso de degradación térmica, que, como se describió previamente, corresponde a la degradación de los maltenos del asfalto Apiay. Considerando la naturaleza de los maltenos, esta etapa de degradación térmica está relacionada con el desprendimiento de sustancias volátiles, de acuerdo con los resultados de Jing-Song et al. (2003). En esta etapa se destruyen también algunos enlaces químicos débiles. La tercera etapa comprende el intervalo desde 380 hasta 510°C. En esta etapa, el rompimiento de moléculas es más rápido y fuerte, logrando de esta manera que se rompan los enlaces químicos más fuertes (Jing-Song et al., 2003).

La Figura 4 muestra los resultados DTG para los asfaltos Barrancabermeja y Boscán, en sus estados inicial y envejecido. Ambos asfaltos se degradaron, igual que el asfalto Apiay, en tres etapas; sin embargo, la degradación de las fracciones de maltenos y asfaltenos no está tan claramente diferenciada como sí se logró apreciar previamente en las curvas DTG para el asfalto Apiay (ver Figura3). Se observó

también que las etapas de degradación son diferentes dependiendo del origen del asfalto. Las tres etapas de degradación en el asfalto Barrancabermeja fueron: desde la temperatura ambiente hasta 200°C, desde 200 hasta 400°C y desde 400 hasta 510°C; y las tres etapas de degradación del asfalto Boscán fueron: desde la temperatura ambiente hasta 200°C, de 200 hasta 380°C y de 380 hasta 510°C. No se observaron cambios significativos con el grado de envejecimiento de las muestras, porque las interacciones que se forman durante el envejecimiento, son destruidas debido a las altas temperaturas que se alcanzan en el procedimiento TG.

Con base en los intervalos de temperatura para las etapas de degradación térmica de los asfaltos estudiados, se puede afirmar que el asfalto Apiay tiene una estabilidad térmica ligeramente inferior que los asfaltos Barrancabermeja y Boscán. Con base en Jiménez-Mateos et al. (1996), esta diferencia se debe a una mayor funcionalización de las moléculas polares de los asfaltos de Barrancabermeja y Boscán y/o a la presencia de cadenas de carbono más largas en los asfaltenos.

Apiay se da en tres etapas. La primera etapa va desde la temperatura inicial (25°C) hasta 180°C. En esta primera etapa no se aprecia un cambio notorio en la masa, por lo tanto, en este intervalo de temperatura no se presentan reacciones.

-0,035

-0,025

-0,015

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0 200 400 600 800

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l

Temperatura (°C)

0 200 400 600 800Temperatura (°C)

0 200 400 600 800Temperatura (°C)

Figura 3. Termogramas DTG para el asfalto Apiay en sus estados inicial,

envejecido en RTFOT y envejecido en PAV.

Apiay Inicial

Apiay RTFOT

Apiay RTFOT+PAV

-0,05

-0,04

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0,01

0 100 200 300 400 500 600 700 800

%m

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l

Temperatura (°C)0 100 200 300 400 500 600 700 800

Temperatura (°C)

0 100 200 300 400 500 600 700 800Temperatura (°C)

-0,05

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-0,03

-0,02

-0,01

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0 100 200 300 400 500 600 700 800

% m

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l

Temperatura (°C)0 100 200 300 400 500 600 700 800

Temperatura (°C)

0 100 200 300 400 500 600 700 800Temperatura (°C)

Figura 4. Curvas DTG para los asfaltos Barrancabermeja y Boscán en sus estados inicial, envejecido en RTFOT y envejecido en PAV.

B.bermeja InicialB.bermeja RTFOT

B.bermeja RTFOT+PAV

Boscan TankBoscan RTFOT

Boscan RTFOT+PAV


41

Análisis de la degradación térmica de asfaltos mediante termogravimetría Analysis of thermal degradation of asphalts using thermogravimetry

Según Calemma y Raussa (1997), las tres regiones de descomposición térmica en los asfaltos se deben a tres mecanismos principales de reacción: 1) separación y evaporación de compuestos constituidos por cadenas alquílicas asociadas a anillos aromáticos; 2) rompimiento de puentes alifáticos entre unidades aromáticas, hidroaromáticas o nafténicas, y 3) aromatización de estructuras hidroaromáticas.

Otra información que se reporta en el análisis TGA es la pérdida de masa, tanto en función de temperatura como del tiempo. Se puede determinar el porcentaje de masa total perdida durante el proceso, así como el porcentaje de masa perdida por etapas de degradación. La Tabla 1 muestra la pérdida total de masa y la temperatura para la cual se presenta la mayor pérdida de masa (temperatura pico), para los tres asfaltos, en sus tres condiciones (inicial, envejecido en RTFOT y envejecido en PAV).

Tabla 1.

Pérdida total de masa y temperaturas pico para los asfaltos Apiay, Barrancabermeja y Boscán en diferentes condiciones de

envejecimiento.

ASFALTO Pérdida total de masa (%)

Temperatura pico (°C)

Pérdida de masa a la

temperatura pico (%)

Apiay Inicial 84,17 455 67

Apiay RTFOT 83,47 460 68

Apiay PAV 83,06 458 68

B.bermeja Inicial

88,27 455 65

B.bermeja RTFOT

87,38 455 65

B.bermeja PAV 87,05 451 63

Boscán Tank 86,00 455 62

Boscán RTFOT 85,75 452 61

Boscán PAV 84,78 454 62

Se observa que en todos los casos la pérdida total de masa es mayor que 80%, y en general, el asfalto de Barrancabermeja es el que manifiesta mayor pérdida total de masa, seguido por el asfalto Boscán y el Apiay. Cuando las muestras alcanzan la temperatura pico, la pérdida de masa está alrededor de un 60%

respecto de la masa inicial. No se observaron cambios significativos con el grado de envejecimiento en las cantidades reportadas en la Tabla 1.

ConclusionesEl análisis termogravimétrico realizado en este

estudio mostró que la descomposición térmica de los tres asfaltos evaluados tuvo lugar a diferentes intervalos de temperatura. El envejecimiento no tuvo un efecto significativo sobre los resultados del análisis termogravimétrico, por lo tanto, el análisis termogravimétrico (TGA) y termogravimétrico derivativo (DTG) puede ser empleado para la identificación de asfaltos en su condición inicial, pero no es suficiente para identificar los cambios que ocurren durante el envejecimiento.

El comportamiento térmico del asfalto Apiay durante el calentamiento muestra regiones diferenciadas que corresponden a la degradación térmica de la fracción de maltenos y asfaltenos. En los asfaltos de Barrancabermeja y Boscán también se apreciaron dichas regiones, pero menos diferenciadas. Con base en estos resultados, junto con un análisis de composición genérica (maltenos-asfaltenos) es posible desarrollar un método para la determinación rápida del contenido de asfaltenos.

Como complemento de este estudio, se recomienda el análisis TGA y DTG para las fracciones de maltenos y asfaltenos de cada asfalto, así como el análisis de pérdida de masa para cada etapa de degradación, tanto en función de la temperatura como del tiempo.

AgradecimientosLos autores agradecen al Instituto Colombiano

para el desarrollo de la Ciencia y la Tecnología Francisco José de Caldas Colciencias y al Profesor Ludovit Zanzotto, director del Centro de Investigación en Materiales Bituminosos de la Escuela de Ingenierías Schulich de la Universidad de Calgary en Canadá, por el apoyo brindado para llevar a cabo este y otros estudios.


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AsfaltosyPavimentos

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Estudio sobre la influencia de la acción del agua en el módulo complejo de mezclas

asfálticas densas

Fecha de Recepción Artículo: MARZO 06 DE 2013Fecha de Aceptación Artículo: ABRIL 20 DE 2013

B. BARRA Ing. Civil, Dr.

Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC) – Florianópolis, Brasil

[email protected]

Y. G. PÉREZIng. Civil, M.Sc.

Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC) – Florianópolis, Brasil

[email protected]

L. MOMMIng. Civil, Dr.

Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC) Florianópolis, Brasil

[email protected]

Study on the action of water in the complex modulus of dense asphalt mixes

Asfalto

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8574

Resumen El objetivo de este trabajo es evaluar el

comportamiento reológico y el desempeño mecánico de mezclas asfálticas formuladas con graduación densa, en laboratorio, en cuanto al efecto de la acción del agua sobre el parámetro de rigidez de los materiales, a partir de la ejecución y análisis de los ensayos de módulo complejo desarrollados sobre flexión alternada y en modo continuo de solicitación, de acuerdo con los criterios normativos preconizados por la metodología francesa de formulación. Para lo cual, son evaluados dos tipos de mezclas asfálticas, formuladas con el mismo tipo de ligante asfáltico (50/70) y misma distribución porcentual de las fracciones granulares en lo que respecta a la constitución de las curvas granulométricas, denominadas CTB e CTBPC, en que la primera es compuesta totalmente por agregados graníticos y, la segunda posee variación en cuanto a la naturaleza del material retenido y pasante en los tamices de 0,15mm y de 0,075mm, en que hubo la sustitución del granito por el polvo calcáreo. La campaña laboratorial comprende testes realizados sobre especímenes de las mezclas asfálticas en estado seco y después, un periodo de ciclado alternado a 60°C sometido a inmersión en el agua y en el horno. Los resultados presentados en este trabajo indican que la acción del agua genera un aumento del módulo de rigidez en ambas mezclas asfálticas mencionadas, después de los previos condicionamientos alternados. Entretanto, esto no ocurre debido a la mejoría de las características físicas del ligante bituminoso, más si en función del envejecimiento del material, que a pesar de tornarlo más rígido, al mismo tiempo le confiere un comportamiento frágil. Aunque, tanto para las condiciones de testes a seco, cuanto después de los ciclos de inmersión en el agua e secando en el horno a 60°C, la mezcla asfáltica compuesta por fracciones de polvo calcáreo (CTBPC) presentó los mejores resultados.

Palabras clave: Acción del agua, Mezclas Asfálticas, Módulo complejo, Granito, Polvo calcáreo.

Abstract The main aim of this paper is to evaluate

the rheological behavior and the mechanical performance of dense graded asphalt mixes in laboratory, taking into account the effect of water action on the stiffness of the materials by executing and analyzing complex modulus tests carried out in alternated flexion and without resting time period, according to French Methodology standardized criteria. They are evaluated asphalt mixes formulated with the same asphalt binder (50/70) and aggregate gradation, named as CTB and CTBPC, being the first formulated entirely with granitic particles and the last with limestone powder substituting granitic particles comprising the percent fractions retained on 0.15mm and 0.075mm sieve sizes, as well as that passing on the 0.075mm sieve size. The experimental campaign comprises tests carried out on specimens in dry and after an alternated water-oven 60ºC environmental-conditioning states. The results presented by this research point out that the action of water generates an increase of the stiffness modulus for both asphalt mixes, after previous alternated environmental-conditioning tests. However, this condition does not occur due to improvements in asphalt binder characteristics, but related to the aging of the material, which despite becomes it harder, led it behavior more fragile. Thus, for both test conditions, i.e., in dry and alternated water-oven 60ºC environmental-conditioning states, the asphalt mix formulated with fractions of limestone powder (CTBPC) presented better results.

Keywords: Action of water, Asphalt mixes, Complex modulus, Granite, Limestone powder.


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Estudio sobre la influencia de la acción del agua en el módulo complejo de mezclas asfálticas densasStudy on the action of water in the complex modulus of dense asphalt mixes

IntroducciónEl tráfico sobre las carreteras exige de los

pavimentos que sean cada vez más resistentes, confortables y seguros. Las ventajas técnicas y económicas que las mezclas asfálticas ofrecen, en función del material utilizado en sus formulaciones, han sido más observadas en el ámbito de la concepción y construcción de los pavimentos.

De una forma general, las mezclas asfálticas han sido diseñadas con el objetivo de forjar una camada de revestimiento que pueda soportar, en la composición de la estructura del pavimento, los esfuerzos provenientes de la solicitación del tráfico y los efectos del intemperismo, abarcando generalmente una vida útil de veinte a treinta años.

Cuando la mezcla asfáltica se degrada prematuramente, sea un función de las deformaciones permanentes, fisuraciones o arrancamientos, son necesarias las intervenciones en la estructura. La acción del agua es uno de los factores que influencia la pérdida de la rigidez de las mezclas asfálticas, contribuyendo para el comprometimiento del desempeño mecánico del pavimento a lo largo de su vida útil. Por lo tanto, este fenómeno debe ser considerado en la previsión de la durabilidad de estas estructuras [1; 2].

La evaluación de la sensibilidad al agua de las mezclas asfálticas, tradicionalmente se han fundamentado en ensayos que miden la resistencia o la rigidez de los cuerpos de prueba. En los ensayos que tienen como parámetro la resistencia, hay necesidad de una gran cantidad de cuerpos de prueba, además de evaluar apenas condiciones puntuales de solicitación y, en los ensayos no destructivos o de medidas de rigidez (como los del módulo de resiliencia), los resultados ofrecen informaciones contradictorias, en algunas ocasiones, como el aumento de rigidez o disminución de los efectos de degradación debido al condicionamiento de las mezclas a elevada temperatura (calentamiento sin inmersión en agua) [3].

Partiendo de la premisa de que la previsión de las degradaciones que pueden ocurrir en los pavimentos en la práctica está bastante relacionada a la acción del agua y, por lo tanto, que los ensayos de laboratorio deben necesariamente llevar en consideración el efecto de este fenómeno, el objetivo de este trabajo es abordar un estudio concerniente a la evaluación de la sensibilidad de las mezclas asfálticas densas a la acción del agua, con base en el ensayo de módulo complejo, homologado normativamente por la metodología francesa de formulación de mezclas asfálticas [4].

Los resultados de esta pesquisa muestran que el ensayo de módulo complejo ofrece resultados confiables en la evaluación del comportamiento reológico de las mezclas asfálticas, sobre todo, en lo que se refiere a los efectos deletéreos de la acción del agua y de los procesos de secado en horno, o sea, de las condiciones pertinentes a un condicionamiento ciclado. Además de esto, utiliza un número reducido de muestras en relación a las metodologías tradicionalmente utilizadas, permitiendo inclusive el acompañamiento de la evolución de los componentes elásticos y viscosos del material en la determinación de la rigidez.

El efecto de la acción del agua en la adesión del sistema granular- bitume

La degradación de la mezcla asfáltica sobre el efecto de la acción del agua es una de las causas que produce daños prematuros a las estructuras de los pavimentos. El agua puede infiltrarse en los vacios de la mezcla de diversas formas, siendo que la más común es proveniente de las precipitaciones pluviométricas, que entran en contacto directo con la superficie del pavimento. Sin embargo, puede provenir de las infiltraciones laterales, o, ser absorbida por capilaridad debido a la existencia de un nivel freático sobre forma de líquido o vapor [5].

El agua que penetra en los vacios de las mezclas asfálticas modifica el equilibrio de las

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fuerzas existentes entre las moléculas del ligante asfáltico (fuerzas de Wan der Walls y los puentes de Hidrógeno, por ejemplo) y la interacción granular-ligante asfáltico (sobre la forma de adhesividad activa) y puede actuar de diferentes maneras [3]: actuando sobre la película de ligante que recubre la superficie del granular, al punto que la resistencia cohesiva de la mezcla se degrada por la intrusión del agua en la interface del sistema granular-bitume; por difusión a través de la película de ligante sobre la forma de emulsión inversa de gotas de agua en el interior del ligante bituminoso, debilitando la cohesión; y en el debilitamiento de la resistencia cohesiva del granular.

En un contacto triplo granular-ligante-agua, a tensión superficial del agua es superior a la tensión interfacial del conjunto granular-ligante. De esta forma, el agua desplaza lentamente la película de ligante bituminoso, y destruye las fuerzas moleculares que mantienen unidos los componentes de la mezcla asfáltica. Esta pérdida de cohesión de la mezcla puede ser restablecida si la película de agua que penetró en la interface granular-ligante desaparece [6].

La sensibilidad al agua del conjunto granular-bitume es influenciada por las características fisicoquímicas de los componentes. Las principales características de los granulares que han sido identificadas en la literatura incluyen la naturaleza, la textura superficial, la porosidad, y en el caso de los ligantes, la composición química y la viscosidad [7; 8].

Definiciones sobre el módulo complexo

En el dominio frecuencial de solicitación, el módulo complexo es expresado por la relación entre la amplitud compleja de la tensión sinusoidal de pulsación ω aplicada al material en la forma σ = σ0.sen(ωt) e la amplitud compleja de la deformación sinusoidal que resulta en un régimen estable, o sea, constante. Expresa el carácter viscoelástico linear del material, pues es medido en el dominio de las pequeñas deformaciones, en que estas poseen un retardo en la respuesta (desfasaje) en relación a las

tensiones aplicadas, originando un ángulo de fase φ entre las dos señales en la forma ε = ε0.sen (ωt - φ). En notación, el módulo complejo puede ser definido por las ecuaciones 1 a 3 [2; 3; 9; 10].

σ(t) = Im[σ0.eiωt]; com σ*(t) = σ0.eiωt (1)

ε(t) = Im[ε*.(t)]; com ε*(t) = ε0.ei(ωt‒ φ ) (2)

σ0 E*(t) = ‒‒‒‒‒‒ = |E*|eiφ (3)

ε0.e

‒iφ

Donde:

E* Módulo complejo, en el tiempo t; |E*| Módulo de rigidez o norma del módulo

complejo, es decir, la relación de las amplitudes de la tensión y de la deformación.

σ* e ε* Valores complejos de la tensión y de la deformación en el tiempo t;

σ e ε Valores de las amplitudes de la tensión y de la deformación, en el tiempo t;

(ω = 2πf) Pulsación de la señal y f es la frecuencia de la solicitación; y,

φ Ángulo de fase o de retardo (desfasaje) de la deformación en relación a la tensión aplicada

El ángulo de fase φ (figura 1) es de 0° para materiales puramente elásticos y de 90° para materiales predominantemente viscosos [11]. Las mezclas asfálticas están situadas en el intervalo entre estos dos extremos.

Figura 1.Solicitación sinusoidal y desfasaje φ de la respuesta de los

materiales viscoelásticos.


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El módulo complexo (E*) puede también ser definido simplificadamente sobre la siguiente forma [2; 9; 10] (Ecuación 4);

E* = E1+ iE2 (4)

Donde:

E* Módulo complejo;E1 Módulo de elasticidad dinámico, es decir,

a parte real que representa a energía almacenada no material e que pode ser recuperada;

E2 Módulo de pérdida, es decir, la parte imaginaria que representa la energía perdida por fricción interno del material (comportamiento viscoso irreversible);

i Número complejo definido por i2 = -1.

Existen diferentes maneras de representar gráficamente el comportamiento viscoelástico linear de las mezclas asfálticas, en función de la variación de la temperatura y de la frecuencia de solicitación, considerando las partes reales (E1) e imaginarias (E2), bien como el módulo de rigidez complejo |E*| y el ángulo de fase φ, siendo el plano Cole-Cole (Figura 2) y el espacio de Black (Figura 3) de fuerte importancia, pues permiten visualizar la discretización de los componentes E1 e E2 citados, bien como la variación del ángulo de fase en función de la grandeza escalar del módulo complexo, respectivamente.

Figura 2.Plano Cole-Cole del módulo complejo.

Figura 3.Espacio de Black do módulo complejo.

Modelo viscoelástico linear de huet-sayegh

El modelo viscoelástico linear de Huet-Sayegh [12] describe adecuadamente el comportamiento reológico de las mezclas asfálticas, a partir de la medición de la impedancia de vigas sobre vibraciones forzadas, solicitadas en régimen permanente.

Por lo tanto, opto por la solicitación generadora de señal sinusoidal, justificando poder así medir una impedancia compleja, de amplitud global igual a la relación de amplitud de la fuerza e del desplazamiento y, de argumento igual a la desfasaje entre estos dos entes físicos, además de ser la señal que más se aproxima de la condición de solicitación observada en el campo (Figura 4).

Figura 4Superposición de las señales de deformación (a) longitudinal y

(b) modelización matemática con series de Fourier obtenidas en la base de las capas bituminosas [13].


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Luego, se percibe la concepción del modelo directamente relacionado a la definición de módulo complejo. Sin embargo, el inconveniente de este tipo de metodología escogida es que los cálculos e interpretaciones son de difícil ejecución. Por esta razón, Huet-Sayegh [12] desarrollaron un modelo reológico que a partir de aproximaciones fuese posible simplificar las condiciones de utilización de la siguiente forma (Figura 5).

Figura 5.Modelo de Huet-Sayegh [12].

En este modelo, el módulo complejo del sistema puede ser determinado de la siguiente forma (Ecuación 5).

E∞‒E0E*(ω) = E0+ ‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒ (5)

1+δ(iωτ)‒k + (iωτ)‒h

Donde:i Número complejo definido por i2 = -1;E∞ Módulo instantáneo del modelo, obtenido

cuando wt tiende a infinito, para as elevadas frecuencias y para las bajas temperaturas;

E0 Módulo estático, para las situaciones de bajas frecuencias de de elevadas temperaturas;

τ Es el tiempo de relajación de los amortiguadores, por lo tanto, un parámetro en función del tiempo que se asemeja a un tiempo de retardo, en que el valor varia con la temperatura;

h, k Los parámetros de los elementos parabólicos del modelo e, para los materiales bituminosos y mezclas asfálticas están situado entre:

0 < k < h < 1;

δ Constante adimensional, función de la naturaleza del bitume y de la curva granulométrica;

ω 2πf; en que f = frecuencia de solicitación; pulsación.

Las formas de representación gráfica del modelo de Huet-Sayegh [12] pueden ser hechas de la misma manera como se procede para el ensayo de módulo complejo. Esta constatación puede ser demostrada a partir de la calibración en el espacio de Black entre los valores calculados a partir de la ecuación 5 del modelo de Huet-Sayegh [12] y los valores determinados experimentalmente del módulo complejo (Figura 6).

Figura 6.Calibración en el espacio de Black entre el modelo de

Huet-Sayegh [12] (línea continua) y los valores medidos experimentalmente [14] (puntos negros).

Principio de ejecución de los ensayos de módulo complejo

Los ensayos de módulo complejo [4] de esta pesquisa fueron ejecutados en un prototipo diseñado y desarrollado en el Laboratorio de Pavimentación de la Universidad Federal de Santa Catalina (UFSC) (Figura 7), siendo el primero en Brasil capaz de ejecutarlos de acuerdo con los criterios previstos en los procedimientos normativos franceses.


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Figura 7.Máquina para ejecución de los ensayos de módulo complejo y de fatiga (primer prototipo diseñado y desarrollado en Brasil,

Laboratorio de Pavimentación, UFSC) [1].

El equipamiento es compuesto de una unidad de refrigeración y otra de calefacción, que permite la climatización de la cámara de ejecución de los ensayos a varias temperaturas, con precisión de 0,1°C. Un sistema evaporador localizado en el interior de la referida cámara viabiliza la circulación de aire condensado por todo el ambiente, haciendo con que los cuerpos de prueba atinjan las temperaturas deseadas para la realización de los ensayos. En el caso de la unidad de calefacción, una resistencia de elevada transmisión de calor, posibilita la propagación de la temperatura en el ambiente.

Ambas unidades trabajan en sistemas aislados, siendo programadas y monitoreadas por un controlador digital que posee dos comandos de regulación de la temperatura ambiente, en que dependiendo de la temperatura que se desee atingir durante los ensayos, la comprobación de uno de los comandos anula la función del otro automáticamente. Las temperaturas son monitoreadas en todo momento por un sensor térmico localizado en el interior de la cámara climatizadora, que transmite el valor para el panel del controlador mencionado.

Un inversor de frecuencia permite controlar las frecuencias de ensayo necesarias para la ejecución de

los ensayos, pudiendo ser ajustada a un amplio rango de valores (de menos de 1Hz a más de 100Hz). Durante los ensayos, el procesamiento de los datos es hecho a través de una interacción entre células de carga y sensores de efecto Hall, acoplados a las barras que transmiten las amplitudes de desplazamiento calculadas e ajustadas en los ejes excéntricos de la máquina, siendo estos ejes rotacionados en función de un motor de 4 polos con potencia de 1,0HP, que recibe el comando del inversor de frecuencia citado anteriormente.

De las células de carga y de los sensores de efecto Hall provienen los cables que transmiten a los canales de un adquisitor de datos, las informaciones referentes a la fuerza y al desplazamiento característicos de cada cuerpo de prueba, con el auxilio de una interface computacional programada en lenguaje *.dos e C#, que permite decodificar para una planilla de Excel en tiempo real, las señales de voltaje emitidas por las células de carga y por los sensores al adquisitor, en modo de fuerza y desplazamiento, expresados en Newton(N)emicrómetro(µm),respectivamente.

Esto torna posible acompañar a cada a centésimo de segundo las escalas de grandeza de las variables medidas y, verificar el momento del término del ensayo de las 4 muestras simultáneamente ensayadas.

En lo que dice respecto al estudio de las mezclas asfálticas propiamente dicho, se tiene que para la ejecución de los ensayos de módulo complejo fue utilizado un total de 16 cuerpos de prueba trapezoidales, siendo 8 para cada mezcla, subdivididos en 2 lotes de 4 unidades, en que 1 lote fue ensayado a seco y otro después de un periodo de condicionamiento alternado con inmersión en agua y secado en estufa.

Los cuerpos de prueba fueron obtenidos del proceso de corte de placas con dimensiones de 400mm de ancho, 600mm de largo e 120mm de espesor, dosificadas con el teor optimo de ligante bituminoso de 4,86%.

La selección de los cuerpos de prueba sobre los cuales fueron ejecutados los ensayos de módulo complejo, fue realizada conforme preconiza la metodología francesa [4], a fin de que fuese obtenida una homogeneidad de las características físicas de las muestras para cada mezcla asfáltica, como geometría y volumen de vacios, bien como fuesen atendidos los límites especificados en


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cuanto al coeficiente de variación (cv) de la constante geométrica Kε(≤1,0%),yaldesvíopatróndelvolumendevacíos(≤0,5).

De esta forma, los cuerpos de prueba sometidos a los ensayos de módulo complejo a seco, fueron obtenidos de las mismas placas que fornecieron las series de muestras utilizadas en los ensayos con inmersión en agua.

El previo condicionamiento alternado de los cuerpos de prueba fue procedido de la siguiente manera: 3 ciclos de inmersión en agua, en tanques de inmersión y, 3 ciclos de secado en estufa, realizados de manera alternada, ambos a 60°C. Cada ciclo de inmersión tuvo la duración de 5 días (120h), en cuanto los de secado fueron de 2 días (48h), en que el total del proceso para cada lote de cuerpos de prueba de las mezclas asfálticas CTB y CTBPC correspondió un periodo de 21 días (360h de inmersión e 144h de secado).

El objetivo de la ejecución del proceso de condicionamiento alternado consistió en simular de forma acelerada la ocurrencia de un gradiente térmico severo, más específicamente en situaciones de lluvias intensas sucedidas en periodos soleados con elevadas temperaturas. Esta condición es típica de los países con clima ecuatorial y tropical, como Brasil, en que la temperatura de los pavimentos, sobre todo de las capas de rodamiento, puede atingir en algunos casos de calor intenso, las escalas de temperaturas de 60°C a 70°C.

La temperatura de 60°C fue escogida con base en la pesquisa de Castañeda Pinzon [3], que la utilizó para proceder al condicionamiento de los cuerpos de prueba con inmersión en el agua y secado en estufa, en ciclos alternados y continuos, durante la ejecución de los ensayos de módulo complejo.

Antes de la ejecución de los ensayos propiamente dichos, los cuerpos de prueba seleccionados para el procedimiento de inmersión en agua con y sin previo condicionamiento alternado, fueron sometidos a un proceso de saturación en torno de 60% del volumen total de los vacios, a partir del mismo sistema a vacuo utilizado para la determinación de la masa específica volumétrica real de los granulares (MVRg) e de las mezclas asfálticas (MVR).

Los ensayos para la determinación del módulo complejo fueron realizados en las temperaturas de -10ºC, 0ºC, 10ºC, 15ºC, 20ºC, 30ºC e 40ºC, y en las frecuencias de 1Hz, 3Hz, 10Hz e 30Hz de solicitación. La deformación máxima escogida para los ensayos fue de 40 x 10-6, en que el módulo complejo fue calculado con base en las ecuaciones 1 a 3. Los cuerpos de prueba sometidos previamente al proceso de condicionamiento alternado estuvieron también sobre inmersión en agua durante toda la ejecución de los ensayos, a fin de que fuese dada continuidad a la acción deletérea del agua en las mezclas asfálticas.

Para tanto, fue proyectada una base de acero que sirve de soporte para el encaje de un anillo de caucho (o-ring) destinado a apoyar la base de un tubo de acrílico sobre presión con 96mm de diámetro interno e altura de 245mm, con el fin de almacenar agua de mantendría saturado el cuerpo de prueba durante los ensayos. La presión sobre el tubo de acrílico era ejercida por un anillo de acero apoyado sobre la circunferencia superior del referido tubo y, fijado con tuercas a un conjunto de astas rosqueadas, también de acero, interconectadas a la base inferior de soporte del cuerpo de prueba.

La Figura 8 ilustra el diseño esquemático y una visión general del equipamiento instalado en la máquina, respectivamente.

Figura 8.Diseño esquemático del equipamiento para saturación de los

cuerpos de prueba.


51


Como era necesario ejecutar mediciones de módulo complejo en las temperaturas de -10ºC y 0ºC, con los cuerpos de prueba inmersos en agua durante los ensayos, ciertamente habría problemas con el punto de fusión del agua, lo que inviabilizaría el procedimiento. La solución adoptada fue adicionar 30% de sal, en relación al volumen total de agua contenido en el tubo de acrílico (Figura 8), con la finalidad de bajar el punto de fusión del agua.

La sal fue el soluto escogida, debido a que sus propiedades químicas coligativas que tienen la capacidad de atraer las moléculas de agua, generando una fuerza de tracción entre ellas, impidiendo que se aglutinen en la temperatura de fusión natural del líquido (a 0°C), de esta forma, retardando su congelamiento. Y, debido al poco tiempo que tendrían en contacto con las mezclas asfálticas, en función de la corta duración del ensayo, se cree que no haya problema de orden química, en cuanto a la reactividad entre los materiales, capaces de influenciar en los resultados obtenidos.

Materiales y curva granulométrica testados

Las curvas granulométricas denominadas CTB e CTBPC, fueron construidas con el uso de la Ecuación de Fuller-Thompson (Ecuación 6), en que se fija el diámetro máximo de los grados de distribución granulométrica y el porcentaje del material pasante en la malla de menor abertura de la serie de mallas escogidas por el proyectador, siento expresada por:

d

%p = a.(‒‒) n

(6)

D

Donde:

%p porcentaje en peso que pasa la malla de abertura d (dado caso, de 0,075 mm);

a constante, tomada igual a 100;d abertura de una malla dada (mm);

D tamaño máximo, abertura de una malla que pasa 100% (dado caso, es de 19,1 mm); y,

n exponente.

La diferencia entre las curvas CTB y CTBPC está en la naturaleza del agregado empleado entre las mallas de 1,2 mm, 0,6 mm y 0,3 mm. La curva CTBPC utilizó arena natural de tajo y la curva CTB es arena artificial oriunda de la trituración de la roca sienogranítica, por lo tanto, dentro de una misma serie de mallas. Como la variación fue solamente en relación a la naturaleza y sobre la morfología de los agregados, las curvas CTB y CTBPC tuvieron sus trayectorias superpuestas, obteniendo un exponente de 0,51 (Figura 9).

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1 10 100

Abertura das Peneiras (mm)

Perc

enta

gem

Pas

sant

e (%

)

CTB

CTBPC

Figura 9Curvas granulométricas teóricas utilizadas en la

pesquisa.

Resultados y Análisis

Son analizados los resultados obtenidos a partir de las representaciones gráficas pertinentes al plano Cole-Cole y al espacio de Black, en conjunto con el modelo de Huet-Sayegh [12], abordado en el tópico 4. La utilización de este modelo se dio a partir del ajuste por mínimos cuadrados de los parámetros descritos en la Ecuación 5, con el auxilio del


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software Viscoanalyse Ver Beta [15], desarrollada por el Institut Français des Sciences et Technologies des Transports, de l’Aménagement et des Réseaux (IFSTTAR) (Tablas 1 y 2).

Tabla 1.Parámetros del comportamiento reológico de las mezclas

asfálticas CTBSECA y CTBPCSECA definidos con base en el ajuste del modelo de Huet-Sayegh [12].

Parámetros del Modelo de Huet-Sayegh

Mezclas AsfálticasCTBSECA CTBPCSECA

E∞(MPa) 20500 22000

E0 (MPa) 6,27 6,27

h 0,50 0,60

k 0,13 0,15

δ 1,21 1,26

Tabla 2.Parámetros del comportamiento reológico de las mezclas

asfálticas CTBCICLADA e CTBPCCICLADA definidos con base en el ajuste del modelo de Huet-Sayegh [12].

Parámetros del Modelo de Huet-Sayegh

Mezclas Asfálticas

CTBCICLADA CTBPCCICLADA

E¥ (MPa) 17500 16700

E0 (MPa) 3,2 3,5

h 0,75 0,65

k 0,25 0,28

d 2,3 3,0

Este procedimiento tornó posible analizar a partir

de otras variables (componentes elástica E1 e viscosa E2 del módulo de rigidez complejo |E*| y, ángulo de fase φ), el comportamiento reológico de las mezclas asfálticas, tanto a seco como con inmersión en agua, después del previo condicionamiento alternado (ciclado) y, compararlas gráficamente (Figuras 10 a 15).

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0 5000 10000 15000 20000 25000

E1 (MPa)

E2

(MP

a)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB) Valores Experimentais (CTB)

Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC) Valores Experimetais (CTBPC)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB seca)

Valores experimentales (CTB seca)

Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC seca)

Valores experimentales (CTBPC seca)

Figura 10.Planos Cole-Cole experimentales, ajustados al modelo de Huet-Sayegh [12] para las mezclas asfálticas CTBSECA e CTBPCSECA.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0 5000 10000 15000 20000 25000

E1 (MPa)

E2

(MP

a)Modelo de Huet-Sayegh (CTB CICLADA)Valores Experimentais (CTB CICLADA)Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC CICLADA)Valores Experimentais (CTBPC CICLADA)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB ciclada)

Valores experimentales (CTB ciclada)

Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC ciclada) Valores experimentales (CTBPC ciclada)

Figura 11.Planos Cole-Cole experimentales, ajustados al modelo de

Huet-Sayegh [12] para las mezclas asfálticas CTBCICLADA e CTBPCCICLADA.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0 5000 10000 15000 20000 25000

E1 (MPa)

E2

(MP

a)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB SECA)Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC SECA)Modelo de Huet-Sayegh (CTB CICLADA)Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC CICLADA)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB seca) Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC seca)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB ciclada) Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC ciclada)

Figura 12.Superposición de los Planos Cole-Cole das misturas asfálticas

CTBSECA, CTBPCSECA, CTBCICLADA e CTBPCCICLADA, de acuerdo con el modelo de Huet-Sayegh [12].


53


0

10

20

30

40

50

60

100 1000 10000 100000

|E*| (MPa)

Âng

ulo

de F

ase

(°)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB SECA)Valores Experimentais (CTB SECA)Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC SECA)Valores Experimentais (CTBPC SECA)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB seca)

Valores experimentales (CTB seca) Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC seca) Valores experimentales (CTBPC seca)

Figura 13.Espacios de Black experimentales, ajustados al modelo de Huet-Sayegh [12] para las mezclas asfálticas CTBSECA e CTBPCSECA.

0

10

20

30

40

50

60

100 1000 10000 100000

|E*| (MPa)

Ângu

lo d

e Fa

se (°

)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB CICLADA)Valores Experimentais (CTB CICLADA)Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC CICLADA)Valores Experimentais (CTBPC CICLADA)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB ciclada) Valores experimentales (CTB ciclada) Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC ciclada) Valores experimentales (CTBPC ciclada)

Figura 14.Espacios de Black experimentales, ajustados al modelo de Huet-Sayegh [12] para las mezclas asfálticas CTBCICLADA e

CTBPCCICLADA.

0

10

20

30

40

50

60

100 1000 10000 100000

|E*| (MPa)

Ângu

lo d

e Fa

se (°

)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB SECA)Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC SECA)Modelo de Huet-Sayegh (CTB CICLADA)Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC CICLADA)

Modelo de Huet-Sayegh (CTB seca) Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC seca) Modelo de Huet-Sayegh (CTB ciclada) Modelo de Huet-Sayegh (CTBPC ciclada)

Figura 15.Superposición de los Espacios de Black de las mezclas asfálticas CTBSECA, CTBPCSECA, CTBCICLADA e CTBPCCICLADA, de acuerdo con

el modelo de Huet-Sayegh [12].

Al observar las representaciones gráficas tanto en el plano Cole-Cole (Figura 10 a 12), cuanto en el espacio de Black (Figuras 13 a 15), se tiene que el modelo de Huet-Sayegh (1965) permite un ajuste perfecto. Por lo tanto, describe la evolución del comportamiento reológico de las mezclas asfálticas.

La representación gráfica en el plano Cole-Cole permite visualizar la evolución de las componentes elástica (E1) y viscosa (E2) que componen el módulo de rigidez complejo IE*I.

Esto torna posible verificar en las situaciones de ensayo ejecutadas a seco, que el caso de la mezcla asfáltica con CTBPC haya presentado módulos de rigidez complejos |E*| superiores a los de la mezcla CTB, se debe no apenas por haber atingido una escala mayor de los valores relacionados a la componente elástica (E1) que comprende la parte real (recuperable) del módulo, mas también de los mayores valores referentes a la componente viscosa (E2), correlacionada a la parte imaginaria que representa la energía perdida por atrito interno del material (comportamiento viscoso irreversible).

Por lo tanto, significa que la mezcla asfáltica CTBPC presentó una disipación mayor de energía por fricción interna en el dominio viscoso del material, en relación a la mezcla CTB (Figura 10), indicada por el ángulo de fase φ en función del módulo de rigidez complejo |E*|, en que la mezcla CTBPC presentó visiblemente los mayores valores correspondientes al ángulo mencionado (Figura 13).

En el caso de los ensayos ejecutados en inmersión en agua después del previo condicionamiento alternado (Figura 11), cuando comparados a los de la condición seca (Figura 10), se tiene que el aumento de la rigidez de las mezclas asfálticas, debido a la disminución del tope de la parábola descrita por el modelo de Huet-Sayegh, indicando un decrecimiento de los valores referentes a la componente viscosa (E2).

Esta condición reitera la ocurrencia del endurecimiento del ligante asfáltico después de haber sido sometido a los ciclos de secado en horno, pues presenta una recuperación de la rigidez perdida durante los ciclos de inmersión en agua. Pero, ocasionada por el proceso de envejecimiento del material, también conocido como oxidación.


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Las representaciones gráficas en el espacio de Black al ser comparadas (Figura 14), muestran que las mezclas asfálticas CTB y CTBPC presentaron ángulos de fase φ muy próximos hasta la temperatura de 20°C. Sin embargo, a partir de las temperaturas más elevadas, la mezcla CTB obtuvo valores mayores que la CTBPC.

De esta forma, hay una indicación de que la mezcla asfáltica CTB haya desarrollado una disipación mayor de energía por fricción interna en el dominio viscoso del material cuando solicitada, después del previo condicionamiento alternado, estando en consonancia con los mayores valores obtenidos en relación a la componente viscosa del módulo complexo (E2), observados en el plano Cole-Cole, para las condiciones de temperaturas superiores a 20°C descrita en el parágrafo anterior (Figura 11).

De esta manera, se tiene que el fenómeno relacionado al proceso de endurecimiento del ligante asfáltico después de los condicionamientos alternados del módulo de rigidez complejo |E*| y, consecuentemente, en la variación de su componente elástica (E1) y viscosa (E2), conforme demostrado anteriormente.

Así, como el módulo es un parámetro que está directamente relacionado a la rigidez de las mezclas asfálticas y, el endurecimiento del ligante asfáltico influye en la alteración de las características de rigidez de las mezclas, parece coherente inferir que en función del polvo calcáreo tener características mineralógicas, físicas y químicas que contribuyen para que haya un mejor desempeño de las mezclas asfálticas sobre la acción deletérea del agua, es posible atribuir a la substitución del polvo de grava por el polvo calcáreo, el mejor comportamiento reológico de la mezcla asfáltica CTBPC en relación a la mezcla CTB.

Es importante resaltar que estas constataciones son basadas en las condiciones en que fueron realizados los ensayos en esta pesquisa, o sea, después de los ciclos de secado en el horno a 60°C de las mezclas asfálticas. Para otras situaciones de ensayo, por ejemplo, ejecutadas luego después de los ciclos de inmersión en el agua (sin pasar por la

etapa de secado en la estufa) es posible que sean observados los efectos de la substitución de estos materiales en las mezclas asfálticas de manera más nítida.

Sin embargo, como el polvo calcáreo hace parte de la composición de la mezcla asfáltica CTBPC, siendo la única modificación en cuanto a la naturaleza de los materiales correspondientes a las fracciones de los granulares que también componen la mezcla CTB, los resultados obtenidos pueden ser interpretados de la siguiente forma: el polvo calcáreo parece tener un comportamiento activo más eficiente que el polvo de grava, cuando utilizado como filler en las mezclas asfálticas, en lo que respecta al análisis de los parámetros del módulo complexo, particularmente después de las situaciones de previo condicionamiento alternado de las mezclas asfálticas (inmersión en agua y secado en horno a 60°C) (Figura 14).

ConclusionesEl ensayo de módulo complejo presentó un

aumento del valor del módulo de rigidez complejo |E*| de las mezclas asfálticas, caracterizado por el endurecimiento del ligante asfáltico y, directamente relacionado al proceso de envejecimiento del material, ocasionado después de los periodos del previo condicionamiento alternado (ciclos de inmersión en el agua y secado en la estufa, ambos a 60°C).

Así, la fuerte influencia de este endurecimiento del ligante asfáltico en la alteración de la rigidez de las mezclas asfálticas, provoca muchas variaciones en los valores de las componentes elástica (E1) y viscosa (E2) que componen el módulo de rigidez complejo |E*| y, consecuentemente, en el ángulo de fase φ. Sin embargo, como el polvo calcáreo fue la única distinción observada en la formulación de las mezclas asfálticas CTB e CTBPC, se atribuye a sus propiedades mineralógicas, físicas y químicas los mejores resultados obtenidos por la mezcla asfáltica CTBPC después del previo condicionamiento alternado, para las condiciones de ensayo realizadas.


55


En cuanto al modelo de Huet-Sayegh, se mostró adecuado para ajustar los valores obtenidos experimentalmente a sus parámetros relacionados a la descripción del comportamiento reológico de las mezclas asfálticas, bien como en la identificación de las variaciones correspondientes a las componentes elástica (E1) y viscosa (E2) del módulo de rigidez complexo IE*I y, del envejecimiento del ligante asfáltico debido al proceso de envejecimiento del material.

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Fecha de Recepción Artículo: ABRIL 03 DE 2013Fecha de Aceptación Artículo: ABRIL 15 DE 2013

A.I. TRAUTVAINSenior lecturer of the department "Roads and railways" candidate of technical sciences (Ph.D.), Belgorod State

Technological University named after V.G. Shukhov

Increasing the reactivity of mineral powders, as a result of using various types of mills

V.V. YADYKINADeputy head of the department "Roads and railways"

professor, doctor of technical sciences, Belgorod State Technological University named after V.G. Shukhov

AsfaltosyPavimentosEdición No. 26 Enero - Junio de 2013 Bucaramanga · Colombia ISSN 0123-8574

AbstractIn this report we describe the dependence of the

degree of grinding of various materials from the time of their grinding in various mills, the concentration of exchange centers from the specific surface of materials, as well as the decrease in the exchange capacity with time after grinding. Moreover, we have determined the most efficient mill of the studied ones for increasing the reactivity of fillers of various materials.

Key words: Reactivity, Fine mineral powder, Milling equipment, Asphaltic concrete.

IntroductionNowadays, a most important task is to use

local materials as mineral aggregates and fillers for asphalt production. However, the available raw materials often do not meet requirements, which makes it necessary to use a variety of processing technologies that could improve the quality of the finished product.

One of the ways to solve this problem is providing the necessary structural instability or activity to the material [1]. This is possible by controlling the refining processes, for example, by thermal, mechanical or chemical activation.

As a mineral powder for asphalt is usually produced by grinding, and only a small percentage of raw materials can be used in the initial state, of considerable interest there is the alteration of the material’s activity depending on the size of its specific surface and preserving its reactivity after grinding.

Meanwhile, in the production environment and in scientific research dispersion is usually taken as a sole criterion of the degree of grinding. The role of structural changes during grinding has not been paid much attention [2].

The work was performed as part of the strategic development of Belgorod State Technological University named after V.G. Shukhov Nº 2011-CR-146.

Materials and methods

The objects of study were the dispersed materials of quartzy sandstone and wet magnetic separation waste of ferrous quartzites (WMS). There were compared quartz sand of Razumensky deposits and granite screenings. The size of the dispersed material particles was no larger than 1.25 mm.

The grinding was carried out in seven grinding units: four laboratory ones (ball mill, ball planetary mill, vibratory mill, vibration grinder) and three industrial mills (ball mill, opposed jet mill, centrifugal grinding-mixing unit).

Determination of the specific surface area of the researched fillers was performed in two ways: by air permeability method using the Tovarov device and by low-temperature nitrogen adsorption using the Sorbi device.

The materials activity was characterized by the presence of the active centers on the surface, as it is shown in [3] they have the most significant effect on the interaction with the bitumen. The concentration of active sites was determined by ion exchange with calcium hydroxide.

For the test the sample of 20 g of material was placed in a conical flask, where there was poured 20 ml of a saturated solution of Ca(OH)2. The resulting suspension was stirred in a shaker apparatus for 2 hours, after which the solution was analytically separated from the mineral material, and into the resulting aqueous extracts there was added indicator and titrated with hydrochloric acid. The difference in volumes of acid used for titration of saturated solution of Ca(OH)2 and the solution after reaction with a mineral material shows the degree of surface

A.I. TRAUTVAIN • V.V. YADYKINA

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activity. The results were processed by the following formula, micro-eq / g:

(V1 ‒ V2) · 0,1 · 1000

‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒‒ (2.1) m

where V1 - the amount of acid used for the titration of 20 ml of solution Ca(OH)2 (“blank” experiment), ml; V2 – the amount of acid used for the titration after reaction with the mineral material, ml; m - mass of mineral material sample, g.

ResultsOne of the main parameters influencing the

efficiency of grinding mills and distinguishing them from each other is a way of grinding bodies’ impact on the material: crushing, breaking, cracking, abrasion and shock.

The process of grinding in a ball mill and vibratory mill is virtually identical - this is abrasing and shock effect on the processed material. In the vibratory mill the material grains are crushed to a greater extent compared with a ball mill. The nature of the effect of grinding bodies on the dispersed materials when grinding in a planetary ball mill is abrasive, shock, mixed and crushing. However, the forces acting on the material ground in planetary mills are ten times larger than the impact force on a solid body in traditional milling equipment. In centrifugal ball mills mineral particles are crushed under the influence of abrasion and crushing. The principle of grinding mineral grains in opposed jet mills is based on a high-speed free shock on fixed obstacles. The abrasion effect of particles moving in dense current, though very intense, is very swift passing.

Thus, the mills selected for the study, differ not only in main principles of grinding, but also in the share of combination of various grinding effects of the grinding bodies on the dispersed materials.

From [4-5] it was determined that grinding materials occurs in different ways. Quartz sand has a very low capacity for grinding. This may be

explained by the greater strength of sand grains. The higher degree of grindability of WMS waste [6-7] is conditioned by its containing mica and quartz of various degrees of crystallinity.

The degree of grinding in different mills also varies. The maximum value of the specific surface of the wet magnetic separation waste, the grinding of which was carried out in a centrifugal grinding-mixing unit is 790, in a planetary ball mill - 730 in a opposite-jet mill - 660, in an industrial ball mill - 610 in a laboratory ball mill - 540 in a vibrating mill - 530, in the vibration grinder - 510 m2/kg. Therefore, in terms of the specific surface the most effective are planetary ball mills and centrifugal grinding-mixing units.

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Figure 1.Dependence of the concentration of active adsorption sites on the

surface of materials, crushed in different mills, on the specific surface: a - waste WMS; b - quartz sand


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Figure 2.Dependence of the concentration of active adsorption sites on the

surface of materials, crushed in different mills, on the specific surface: a - granite; b - quartzy sandstone

On the assumption that the reactivity of fine particulate matter can be associated not only with a decrease in particle size, there was investigated the change of concentration of active sites on the surface of powders. In this regard, it was of interest to identify the surface-activity relationship of the materials after grinding their surface area.

From the results (Fig. 1-2) it can be seen that with increasing fineness the number of active centers also grows. However, this tendency is observed only to a certain specific surface area, after which the process is slowed down considerably.

Since the energy consumption for grinding mineral materials is very high when using freshly ground material it is important to determine rational filler specific surface above which the surface activity increases slightly, so further grinding is impractical.

Fig. 1-2 shows the dependence of concentration of the active surface sites from the specific surface waste of WMS ground in various grinding units. The intensive increase of the specific surface area by dispersing the WMS waste in the planetary ball mill is observed for 4 hours, when the fineness is 700 m2/kg, and the concentration of active centers value reaches its peak after 2 hours of milling, which corresponds to a specific surface area 500 m2 / kg. At this value there are formed isolated hydroxyl groups on the surface, which provide the maximum activity. When grinding in a centrifugal grinding-mixing unit the rational specific surface, at which there is achieved its maximum activity, is 600, in an opposite-jet mill – 500, 400 in a vibrating mill, a vibratory ball and laboratory attritor – 350, in an industrial ball mill - 300 m2/kg. Thus, the specific surface area is not an objective measure of the activity of the particulate material.

Chart analysis showed that most of the activating ability to have a planetary ball mill and counter-jet, as a result of grinding in which the concentration of active sites increased on average by 2.7 and 2.8 times lower - vibration grinder and ball mill (laboratory and industrial type) . The increased activity in the grinding in them is 1.8-2 times. Of the test materials a maximum concentration of active sites formed on the surface of waste in the grinding WMS planetary ball mill (79 micro-eq/g), the minimum - the surface of the quartz sand in the vibratory milled eraser (23 micro-eq/g). As can be seen from the graph, most of the activation ability has a planetary ball mill, the smallest - vibration grinder. Perhaps this is due to the shape and roughness of the surface of the shredded material.

It is known that a large influence on the interaction with the binder has a relief form and the particle surface. Fig. 3 shows photomicrographs quartzy sandstone surface pulverized in different units to a specific grinding surface 350 m2/kg.


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Figure 3. The surface morphology of the particles, crushed in a variety of mills: a - planetary ball mill; b - ball mill; c - vibration mill, d -

vibrating eraser

According to the photographs it can be seen that the particulate material ground in a planetary ball mills and opposite jet have a sufficiently large number of edges protrusions. Their surface - rough and has a lot of chips.

Grain material obtained vibratory have significantly fewer irregularities and sharp protrusions. However, their particles are also present sharp edges and corners.

Shape of the particles formed as a result of abrasive forces in vibration and mechanical wear and ball mills, has smoothed the edges and takes on a more rounded shape compared to the grains obtained by grinding in previous grinding units.

In shock, shock-abrasing or shock-crushing effect (with a small percentage abrasive loads) grinding

media to the material, implemented by the jet counter, a planetary ball and vibratory mill, respectively, characterized by the most pronounced form of relief. Their surface is loosened, and showered with debris and stuck with submicroparticles.

Based on the above it can be assumed that the number of contacts on the surface of fine powders milled in a planetary ball, opposite jet and vibratory, as it interacts with the bitumen must be significantly higher as compared with the filler, grinding is carried out in a simple ball mill, an attritor vibration and centrifugal grinding-mixing unit.

It follows that the use of mineral powders, grinding mills, which was carried out in the impact fracture of solids, should lead to asphalt binder and asphalt with high physical and mechanical properties.


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Discussion1. It is found that the silica-containing material

grinding occurs differently. The highest grindability have WMS waste and quartzy sandstone when ground in a planetary ball mill to a minimum - quartz sand and granite, ground in a vibrating grinder

2. Analysis of the milling equipment has shown that most of the activation ability has a planetary ball mill and opposite-jet, which implement the principle of crushing impact. As a result, grinding them into centers of proton concentration increases in the range of 4.4 to 2.1 times lower - Vibration eraser and ball mill. The increased activity in the grinding in them is 2.4-1.6 times.

3. Of the materials studied the maximum value of the concentration of active centers is reached on the surface of the grinding waste WMS in a planetary ball mill (79 micro-eq/g), the minimum - silica sand, crushed in a vibratory grinder (23 micro-eq/g).

4. During the destruction of mineral materials in a planetary ball mills and opposite jet, which method is implemented shock impact grinding bodies on the material particles are formed form a plurality of fragmental faces and sharp corners, while the vibratory ball mill, attritor and dispersible materials subject only abrasion, so that the particles have a more rounded shape with smooth surface.

Therefore, in evaluating the effectiveness of grinding surface area than is necessary to consider change in shape, particle size distribution and concentration of active sites on the surface of the crushed material, which largely depend on the method of exposure to grinding media.

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to nanotechnology / SV Douguev, VB Ivanova / / Building Materials. - 2007. - Nº 5. - S. 29-31.

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[3]. Yadykina V.V. Increasing the quality of asphalt and cement concrete from the man-made materials in the condition of its surface / V.V. Yadykina: Dissertation … Doctor of Technical Sciences. - Belgorod, 2004. - 394 pp.

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Carta al Editor

Estimado Ing. Luis Enrique,

Colombia, un país en desarrollo, con una tendencia a la globalización, tiene como necesidad prioritaria modernizar su infraestructura vial para lograr sus políticas económicas y de apertura con el mundo, que le permitan tener acceso a los mercados internacionales donde, tener un sector privado, más competitivo en costos y tiempos de tránsito, que lo lleven a cumplir esas metas, depende en gran parte de tener carreteras acordes a las expectativas del país.

De ahí que la investigación aplicada dirigida a objetivos muy concretos cuyos resultados sirven para resolver problemas prácticos que mejoran la calidad de vida del ser humano; usada en el tema de los pavimentos, es uno de los puntos de partida para lograr un mayor desarrollo desde el punto de vista económico; más en un medio como este, donde los recursos económicos para invertir en infraestructura vial son escasos, y donde prioritariamente se financian actividades o proyectos que puedan traer beneficios medibles en un tiempo relativamente corto.

Tanto el gobierno como el sector privado, tienen un gran reto en la investigación de nuevas tecnologías de pavimentos asfálticos, que cumplan parámetros tales como la optimización de recursos naturales cada vez más escasos, que sean sostenibles, que disminuyan el impacto medioambiental que causan, que sean más duraderas, con menor mantenimiento e inversión en el tiempo pero siempre garantizando el confort, seguridad y economía para los usuarios.

La Revista “Asfaltos y Pavimentos” editada y publicada por CORASFALTOS, es un gran medio para promulgar nuevas tecnologías y procesos productivos, difundir experiencias e investigaciones realizadas tanto a nivel Nacional como Internacional y actualizar a las Empresas y Profesionales del Sector en temas relacionados con Asfaltos y Pavimentos Flexibles, brindando así capacitación y asesoría.

Sea este el medio para hacer un reconocimiento a la tarea desarrollada por CORASFALTOS, e invitar a la Academia, al Sector Público y Privado a continuar con sus aportes a tan importante revista.

Atentamente,

Conrado Hernando Lopera PalacioDirección de Pavimentos MINCIVIL

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ESPECIFICACIÓN DE LOS ARTÍCULOS

1. Todos los artículos deben contener en orden: título, título en inglés, autor (indicando nombres completos, profesión, Institución o empresa donde labora, ciudad, cargo y correo electrónico), resumen, palabras clave, abstract, keywords, introducción, materiales y métodos, resultados, conclusiones y referencias bibliográficas.

2. La extensión máxima aceptable por artículo es de diez (10) páginas tamaño carta, a doble espacio, en letra Times New Roman, tamaño 12, en las que se incluyen las tablas, Figuras y referencias bibliográficas. En caso de requerir un mayor número de páginas, se debe realizar dicha solicitud antes de la fecha límite de presentación del trabajo. El comité Editorial, dará respuesta a los autores durante los cinco (5) días hábiles siguientes a la recepción de la solicitud.

3. Los artículos deberán ser enviados al editor en formato digital (Office-Word 2007 y pdf), vía e-mail a [email protected], con copia a [email protected].

4. El artículo a presentar, deberá ser clasificado por el(los) autor(es), de acuerdo a la tipología establecida por COLCIENCIAS, así: Artículo de Investigación Científica y Tecnológica: Documento que presenta, de manera detallada, los resultados originales de proyectos terminados de investigación. La estructura generalmente utilizada contiene cuatro apartes importantes: introducción, metodología, resultados y conclusiones.Artículo de Reflexión: Documento que presenta resultados de investigación terminada desde una perspectiva analítica, interpretativa o crítica del autor, sobre un tema específico, recurriendo a fuentes originales.Artículo de Revisión: Documento resultado de una investigación terminada donde se analizan, sistematizan e integran los resultados de investigaciones publicadas o no publicadas, sobre un campo en ciencia o tecnología, con el fin de dar cuenta de los avances y las tendencias de desarrollo. Se caracteriza por presentar una cuidadosa revisión bibliográfica de por lo menos 50 referencias.

GUÍA PARA PRESENTACIÓN DEL ARTÍCULO

Resumen: Deberá contener el tema central del texto, objetivos, procedimientos básicos, hallazgos y conclusiones principales; en el cual de manera concisa se haga referencia al tema central del texto y al desarrollo del artículo; idealmente con un máximo de 300 palabras.Abstract: Hace referencia al resumen anterior, presentado en Ingles. Palabras clave (Keywords): Son palabras o grupos de palabras que ayudan a ubicar el tema principal para el índice de la revista, así como ser la esencia de la investigación. Introducción: Básicamente deberá responder a la pregunta del por qué se ha realizado el estudio o el por qué del tema, así como qué tan útil son éstos. En sí, precisa los aspectos que llevaron a desarrollar la investigación y los objetivos que se trazaron al inicio del proceso. Abreviaturas y Símbolos: se deben explicar en su primera aparición y se siguen usando en lo sucesivo. Figuras y Tablas: El término “Figura” se debe utilizar para los diagramas, las fotos y los gráficos (éstos pueden enviarse a color o blanco y negro). Los títulos, las notas y fuentes relacionadas con las Figuras deben centralizarse en la parte inferior de la misma. Los títulos o notas relacionadas con tablas deben centralizarse en su parte superior. Las Figuras y/o Tablas deberán llevar numeración continua, comenzando en Figura. 1 y en Tabla 1. Se debe garantizar la calidad de la figura y/o tabla; por ello, las tablas deben editarse en archivo Word y las figuras deberán tener como mínimo resolución 300 dpi. De igual forma, las tablas y figuras deberán ser suministradas en formato jpg. Ecuaciones: Deberán separarse del resto del texto y el tamaño de la fuente ser compatible con el texto. Las ecuaciones deben numerarse con números arábigos, con la indicación del número alineado a la derecha entre paréntesis. Metodología: Busca mostrar las fases del proyecto y/o investigación, enunciando los materiales y métodos utilizados, así como los hallazgos (resultados) obtenidos del trabajo. También, el análisis, interpretación y comparación de la información o datos encontrados con otros estudios (o reporte de casos), buscando debatir, discutir y relacionar dichos resultados con las conclusiones. En este punto, se podrán hacer uso de figuras, tablas y/o diagramas con el fin de alimentar y dinamizar aún más el trabajo.Conclusiones: Busca ofrecer una visión de las implicaciones del trabajo, las limitaciones y las posibles líneas de continuidad. Siempre tienen que estar respaldadas por resultados obtenidos en el trabajo y tienen que satisfacer las “promesas” hechas en la introducción. Referencias Bibliográficas: Se deben ubicar al final del texto, enumeradas según el orden de aparición. Agradecimientos: En caso que exista esta sección, deberá colocarse antes de la lista de referencias bibliográficas.

Indicaciones a los Autores

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1. Los trabajos son sometidos a evaluación por el Comité Editorial y Árbitros especializados en el campo cubierto por la revista. Los artículos no pueden contener publicidad de productos, esto será objeto de descalificación.

2. El Comité Editorial de la Revista hace una primera evaluación del trabajo recibido, donde se verifica su estructura y contenido técnico. En esta fase, si el artículo cumple con los requisitos técnicos, pasaría a ser evaluado por los pares académicos (árbitros), o en su defecto rechazado.

3. Los trabajos son enviados a los árbitros expertos, junto con el formato de evaluación establecido por la revista, quienes a su juicio recomendarán los artículos a publicar. Si el trabajo requiere de modificaciones y/o correcciones, será enviado a su(s) autor(es) con las indicaciones dadas por el Comité Editorial y/o pares académicos. El plazo máximo para realizar dichas modificaciones si hubiere lugar, será de tres (3) días calendario.

4. Un árbitro evaluará máximo dos (2) artículos de diferente autor. Un artículo al mismo tiempo podrá ser evaluado por dos árbitros.

5. Una vez finalizado el tiempo máximo de corrección, los autores deben enviar la nueva versión, para continuar con el proceso como artículo ACEPTADO o en su defecto RECHAZADO.

6. Si el artículo es ACEPTADO quedará listo para su publicación. 7. Si el artículo es RECHAZADO por los árbitros y/o Comité Editorial, éste será

enviado al(los) autor(es) junto con una comunicación en la que se le(s) mostrará los resultados del proceso de evaluación que sustentan la decisión.

8. Los integrantes del Comité Editorial y Grupo de Árbitros, no evaluarán sus propios artículos.

9. El grupo de árbitros es un Comité respetado, valioso y distinguido de la revista Asfaltos y Pavimentos.

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