RELAZIONI FRA RISULTANZE DELLE ANALISI REOLOGICHE E COMPORTAMENTO DEI CONGLOMERATI BITUMINOSI
1.1. Background
La validazione dei criteri di analisi reologica dei bitumi stradali deve prevedere la possibilità di stabilire relazioni fra i desunti indicatori prestazionali dei leganti e le resistenze dei conglomerati. Nel presente capitolo si espongono i risultati di test per la valutazione delle resistenze a fatica e nei riguardi dell’accumulo di deformazioni permanenti dei conglomerati bituminosi confezionati con i leganti di base N1, SBS-2, SBS-3, SBS-4, SBS-5 ed SBS-6.
L’indagine è strutturata con l’unico obiettivo di ricercare un riscontro dell’efficacia dei metodi di caratterizzazione reologica avanzata dei leganti. Il programma di indagini sui conglomerati bituminosi è stato pertanto condotto sulla base di metodi di ampia diffusione e fondati sulla valutazione di proprietà meccaniche fondamentali determinati in condizioni di stato tensionale noto (Tangella et al., 1990 e Sousa et al., 1991). Le configurazioni di prova utilizzate hanno previsto unicamente le condizioni di carico assiale o diametrale su provino cilindrico di geometria nota e confezionato, come riportato nel capitolo 4, in condizioni controllate tramite impiego di pressa giratoria.
Diverse sono invece le modalità di carico selezionate. Lo studio della resistenza all’accumulo di deformazioni permanenti viene presentato secondo regime di carico statico (creep), oscillatorio e dinamico (impulsi). In questo caso il carico è stato sempre applicato in senso assiale. La determinazione della resistenza a fatica viene affrontata utilizzando provini caricati diametralmente secondo configurazione di trazione indiretta, in accordo con Read e Collop (1997) a regime di carico oscillatorio sinusoidale in modo tale da riproporre le medesime condizioni di carico utilizzate nell’affrontare l’analisi delle proprietà di fatica dei bitumi.
7.2. Presupposti teorici e metodi di analisi
7.2.1. Analisi delle deformazioni permanenti in regime statico (creep)
I test di creep sono stati eseguiti in controllo di carico applicando al provino un precarico di contatto di 0.3 kN seguito da un carico assiale di 1.94 kN, corrispondente ad una tensione di compressione nominale pari a 250 kPa. La procedura di prova è stata predisposta in accordo con il Bollettino Ufficiale del CNR N. 106 del 1985, pertanto il tempo di creep è stata fissato pari a 500 s mentre il tempo di recovery è stato fissato pari a 1500 s. La durata della prova è stata di complessivi 2030 s, includendo 30 s di precarico. L’acquisizione dei dati di spostamento e carico è stata impostata pari a 10 Hz durante la fase di precarico e pari a 0.2 Hz durante le fasi di creep e recovery. La fase di recovery, a differenza della fase di creep, è stata realizzato tramite controllo di spostamento, allo scopo di assicurare la completa rimozione del carico.
0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50
0 100 200 300 400 500 600 700 800
Time - t [s]
Carico assiale - P [kN]
fase di precarico
fase di creep
fase di recovery
Figura 7.1. Schema di carico (acquisizione sperimentale, test di creep).
Oltre che il rilievo degli spostamenti del piatto di carico sono stati monitorati ed acquisiti anche gli spostamenti verticali registrati dagli estensimetri e la temperatura di prova, in ogni caso pari a 40°C ± 0.03°C. Il carico impostato dal sistema idraulico è stato costantemente misurato tramite cella di carico da 250 kN.
Ogni provino è stato sottoposto a test una sola volta ed in seguito ad un unico ciclo di condizionamento della temperatura della durata di 6 ore.
L’analisi dei risultati ha previsto la determinazione delle deformazioni massime e delle deformazioni residue rilevate sperimentalmente e definite come di seguito:
- εmax = ε (t = 530 s) - εr = ε (t = 2030 s)
Sono stati inoltre determinati il rapporto fra εmax edεr e la pendenza della funzione di creep J(t, T) nella zona di asintoto viscoso, convenzionalmente stabilita in questo studio in corrispondenza degli ultimi 100 s della fase di carico e determinata tramite regressione lineare sulla curva ε(t) e successiva applicazione dell’equazione 7.1, nella quale a è la pendenza della retta interpolante.
a σ0
η = (eq. 7.1) La valutazione della deformazione residua teorica εrth del conglomerato è stata successivamente calcolata con riferimento all’equazione 7.2.
η
εrth=σ0⋅t (eq. 7.2)
Dove σ0 è la tensione verticale di compressione applicata durante la fase di creep e t rappresenta il tempo di creep (500 s).
7.2.2. Analisi delle deformazioni permanenti in regime oscillatorio
I test in regime oscillatorio sinusoidale per la determinazione della resistenza alla deformazione permanente dei conglomerati bituminosi sono stati seguiti in controllo di carico applicando al provino, in configurazione assiale, un’onda di carico di ampiezza pari a 0.97 kN, corrispondente ad un’ampiezza di tensione di compressione di 125 kPa.
L’oscillazione è stata impostata con un livello di base di 0.6 kN, il massimo carico di compressione è risultato pertanto essere 2.54 kN mentre il carico minimo di compressione è risultato essere pari al carico di base (0.6 kN).
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
0 2,5 5 7,5 10 12,5
Tempo - t [s]
Carico - P [kN]
Carico (cella 250 kN_range 25 kN) T = 40°C
Figura 7.2. Schema di carico (acquisizione sperimentale, test in regime oscillatorio).
La frequenza di oscillazione è stata impostata pari a 0.25 Hz in modo da accentuare le componenti viscose dei materiali. I cicli di carico sono stati 25 per una durata totale del test di 100 s, la temperatura è stata pari a 40°C ± 0.03°C. I dati di carico e deformazione sono stati acquisiti ad una frequenza di 10 Hz. Il test è stato impostato secondo due step differenti. Il primo step è ausiliario e consiste in una rampa di carico lineare che permette, al pari delle prove di modulo complesso, di portare il carico dal valore nullo al valore medio dell’oscillazione, pari in questo caso ad 1.57 kN.
L’analisi dei risultati ha previsto la determinazione delle ampiezze di deformazione deformazioni ε0 calcolate al ciclo 24, delle deformazioni accumulate εacc al ciclo 25 e della pendenza della retta di accumulo S valutata secondo l’equazione 7.3.
S Tacc
⋅
= ∆ 5
ε (eq. 7.3)
Dove ∆εacc è la differenza fra le deformazioni nei punti di minimo dei cicli 20 e 25 e T è il periodo di oscillazione, pari in questo caso a 4 s (T = 1/f).
7.2.3. Analisi delle deformazioni permanenti in regime dinamico
I test in regime dinamico per la determinazione della resistenza alla deformazione permanente dei conglomerati bituminosi sono stati seguiti in controllo di carico applicando al provino, in configurazione assiale, un’onda di forma identica a quella tradizionalmente utilizzato per la determinazione del modulo resiliente. Il carico utilizzato, in conformità con le analisi precedenti è stato di ampiezza pari a 1.94 kN, corrispondente ad un’ampiezza di tensione di 250 kPa. Le onde di carico hanno avuto ampiezza pari ad 1 s e sono state intervallate da un rest period pari a 3 s, per una durata totale del ciclo pari a 4 s. Il livello di base di 0.6 kN, il massimo carico di compressione è risultato pertanto essere 2.54 kN mentre il carico minimo di compressione è risultato essere pari al carico di base (0.6 kN). Preliminarmente all’inizione del test è stato previsto un tempo di precarico pari a 30 s con carico applicato costante e pari a 0.6 kN. I cicli di carico totali sono stati 25.
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
30 40 50 60 70 80 90
Tempo - t [s]
Carico - P [kN]
Carico (cella 250 kN_range 25 kN) T = 40°C
Figura 7.3. Schema di carico (acquisizione sperimentale, test in regime dinamico).
L’analisi dei dati ha previsto la determinazione della deformazione accumulata εacc a termine del ciclo 25.
7.2.4. Analisi delle proprietà di fatica
I test per la valutazione della resistenza a fatica dei conglomerati bituminosi sono stati condotti in configurazione di sollecitazione diametrale (trazione indiretta) ed in modalità di carico oscillatorio sinusoidale. Frequenza e temperatura, rispettivamente 10 Hz e 15°C, sono state imposte di valore pari alle corrispondenti utilizzate per i test di fatica sui bitumi. L’ampiezza di carico verticale è stata pari a 2.04 kN, interamente in compressione e con un valore di massimo nel ciclo di carico pari a 4.48 kN ed un conseguente valore di minimo pari a 0.4 kN. L’onda di carico è stata definita in modo tale da produrre una tensione di trazione massima durante il ciclo di oscillazione di circa 0.5 MPa (dipendente però dallo spessore di ogni singolo provino).
Il criterio di rottura è stato adottato in accordo con quanto proposto da Rowe (1993) e Read e Collop (1997) valutando il punto di massimo della funzione N/ε0 (N), dove ε0 è l’ampiezza di deformazione e non comprende pertanto l’aliquota di deformazione permanente che si accumula durante il susseguirsi dei cicli di carico. È stato inoltre utilizzato anche il parametro N/εv (N), dove εv è la deformazione verticale totale.
I dati relativi allo schema di carico non vengono in questo caso mostrati in quanto l’atteso elevato numero di dati ha reso necessaria l’acquisizione di un solo punto per ciclo (frequenza di acquisizione pari a 10 Hz). L’onda di carico, di forma sinusoidale, è comunque del tutto analoga a quella mostrata in figura 7.2.
7.3. Risultati dei test sui conglomerati bituminosi 7.3.1. Deformazione permanente
7.3.1.1. Regime statico (creep)
L’acquisizione dei dati di deformazione nelle prove di creep sui campioni di conglomerato ha permesso di ricostruire l’andamento della risposta meccanica dei materiali in entrambe le fasi di creep e recovery. In figura 7.4 sono rappresentati a titolo di esempio gli andamenti ottenuti per un campione di conglomerato C-N1 (confezionato con bitume base B) e di un campione di conglomerato C-SBS4 (confezionato con bitume base a modifica elastomerica).
0,000 0,002 0,004 0,006 0,008 0,010 0,012
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000
Tempo - t [s]
Deformazione
ε [mm/mm]
C-B_250 kPa C-SBS4_250 kPa T = 40°C
εmax (C-B)
εmax (C-SBS4) εr (C-SBS4)
εr (C-B)
Figura 7.4. Analisi dei dati nelle prove di creep – conglomerati C-N1 e C-SBS4.
In figura 7.5 e 7.6 sono riportatati due esempio di regressione lineare sulla parte finale della curva di creep per la determinazione del valore di h come definito nell’equazione 7.1.