el daño por humedad en las mezclas asfálticas · por humedad, se va a describir el concepto de...

El daño por humedad en las mezclas asfálticas

Teresa López-MonteroRodrigo Miró

CUADERNOS TECNOLÓGICOS DE LA PTCNo5 / 2017

N°5 / 2017 CUADERNOS TECNOLÓGICOS DE LA PTC

2

© Plataforma Tecnológica Española de la Carretera (PTC). Av. General Perón, 26 - 2º iz, 28020 Madrid.Reservados todos los derechos. ISBN: 978-84-09-01564-1

3


Resumen


El daño inducido por la humedad ha sido reconocido como uno de los principales factores que afectan a la durabilidad de las mezclas asfálticas. La degradación prematura de las mezclas por efecto de este fenómeno constituye un serio y complejo problema con consecuencias económicas importantes. Por este motivo, conocer este fenómeno, así como su efecto en las mezclas asfálticas, resulta primordial a la hora de diseñar pavimentos asfálticos durables. Para ello, en primer lugar, se debe analizar la adhesividad entre el árido y el ligante, que condicionará el que pueda suceder o no la desenvuelta del árido por la acción del agua. El daño por humedad de la mezcla puede darse a partir de dos patrones de fallo: cohesivo y/o adhesivo, provocados por la infiltración de agua, en estado líquido o vapor, en la misma. La literatura ha definido diversos mecanismos que, individual o conjuntamente, pueden producir la desenvuelta del árido: el desprendimiento, el desplazamiento, la emulsificación espontánea, el pH del agua de contacto, el lavado hidráulico y la presión en los poros. Existen diversos factores que influyen en el daño por humedad, los cuales se dividen en factores internos, directamente relacionados con las propiedades de los materiales que forman la mezcla bituminosa, y factores externos. Se han desarrollado numerosos ensayos que permiten evaluar la susceptibilidad de las mezclas al daño por humedad; generalmente, estos ensayos se han dividido en dos categorías: ensayos en mezclas sueltas y ensayos en mezclas compactadas.

4

5


Índice de contenidos


Índice de figuras ..................................................................................................................................................8

Índice de tablas .................................................................................................................................................11

1. Introducción ...............................................................................................................................................13

2. Adhesividad ................................................................................................................................................15

3. Patrones de fallo ........................................................................................................................................21

4. Infiltración del agua en mezclas asfálticas ..............................................................................................25

4.1. Permeabilidad .........................................................................................................................................26

4.2. Ascensión capilar ....................................................................................................................................27

4.3. Difusión ...................................................................................................................................................27

5. Mecanismos de daño por humedad ..........................................................................................................28

5.1. Desprendimiento ....................................................................................................................................32

5.2. Desplazamiento ......................................................................................................................................33

5.3. Emulsificación espontánea ....................................................................................................................35

5.4. pH del agua de contacto .........................................................................................................................35

5.5. Lavado hidráulico ....................................................................................................................................35

5.6. Presión en los poros ...............................................................................................................................36

6. Factores que influyen en el daño por humedad .......................................................................................37

6.1. Factores internos ....................................................................................................................................40

6.1.1. Áridos ...............................................................................................................................................41

6.1.2. Ligante ..............................................................................................................................................42

6.1.3. Enlace árido-ligante ........................................................................................................................44

6.1.4. Permeabilidad y huecos de aire ......................................................................................................45

6.2. Factores externos ...................................................................................................................................46

6.2.1. Fabricación de la mezcla bituminosa .............................................................................................46

6.2.2. Puesta en obra .................................................................................................................................47

6.2.3. Tráfico ...............................................................................................................................................47

6.2.4. Condiciones ambientales ................................................................................................................47

7. Manifestaciones de deterioro causado por el agua..................................................................................49

8. Métodos de acondicionamiento y de ensayo de sensibilidad al agua en mezclas asfálticas................53

8.1. Ensayos en mezclas sueltas ..................................................................................................................54

6


8.1.1. Ensayo de inmersión estática ..........................................................................................................56

8.1.2. Total Water Inmersion Test ..............................................................................................................56

8.1.3. Ensayo de adhesividad de los ligantes bituminosos a los áridos en presencia de agua...............56

8.1.4. Ensayos de inmersión dinámica ......................................................................................................56

8.1.5. Ensayo Riedel Weber .......................................................................................................................57

8.1.6. Ancona stripping test .......................................................................................................................57

8.1.7. Método de descubrimiento de ligante en agua hirviendo (Boiling water stripping test).................58

8.1.8. Método de ultrasonido .....................................................................................................................59

8.1.9. Ultrasonic Accelerated Conditioning Procedure ............................................................................59

8.1.10. Ensayo de adsorción neta (Net Adsorption Test, NAT) .................................................................59

8.1.11. Ensayo de adsorción neta modificado ...........................................................................................60

8.1.12. Texas boiling water test .................................................................................................................60

8.2. Ensayos mecánicos de inmersión en mezclas compactadas ...............................................................60

8.2.1. Texas Freeze-Thaw Pedestal Test ...................................................................................................63

8.2.2. Ensayo de sensibilidad al agua (UNE) .............................................................................................63

8.2.3. Ensayo de inmersión-compresión...................................................................................................64

8.2.4. Procedimiento Lottman ...................................................................................................................64

8.2.5. Ensayo de estabilidad Marshall .......................................................................................................65

8.2.6. Procedimiento modificado de Lottman ...........................................................................................65

8.2.7. Procedimiento Illinois-modified Lottman .......................................................................................66

8.2.8. Procedimiento Tunnicliff and Root ..................................................................................................66

8.3. Ensayos de inmersión en mezclas compactadas considerando el tráfico...........................................67

8.3.1. Immersion Wheel Tracking Test ......................................................................................................67

8.3.2. Hamburg Wheel Tracking Device (HWTD) .......................................................................................68

8.3.3. Environmental Conditioning System ...............................................................................................70

8.3.4. Moisture Induced Stress Tester .......................................................................................................70

8.4. Otros ensayos..........................................................................................................................................72

9. Conclusiones ..............................................................................................................................................74

10. Agradecimientos ........................................................................................................................................76

Referencias bibliográficas.................................................................................................................................78

7

8


Índice de figuras


Figura 1. Funcionamiento del mecanismo de adhesividad [8]. .......................................................................16

Figura 2. Características de la superficie de la interfaz árido-mástico: (a) superficie del árido rugosa

(b) buen mojado por el mástico y (c) mal mojado por el mástico [9]. .............................................................17

Figura 3. Ángulos de contacto entre árido-ligante. a) Líquido con baja mojabilidad y b) líquido con alta

mojabilidad (modificado a partir de Moraes, et al. [11]). .................................................................................18

Figura 4. Superficie mineral de un material calcáreo ionizado por la presencia de humedad......................19

Figura 5. Superficie mineral de un material silíceo ionizado por la presencia de humedad.........................20

Figura 6. Separación del árido de la mezcla debido a fallo cohesivo vs. fallo adhesivo [9]............................22

Figura 7. Fallo adhesivo [17]. ............................................................................................................................22

Figura 8. Fallo cohesivo [17]. ............................................................................................................................23

Figura 9. Fallo mixto [17]. ..................................................................................................................................23

Figura 10. Modos de penetración del agua en las mezclas asfálticas: a) permeabilidad, b) ascensión

capilar y c) difusión [9]. .....................................................................................................................................26

Figura 11. Ilustración de los mecanismos de daño por humedad [35]. ..........................................................29

Figura 12. Separación del daño por humedad en procesos físicos y mecánicos [9]. .....................................31

Figura 13. Esquema de la pérdida de contenido de mástico debido a la presencia de un flujo de agua.......33

Figura 14. Esquema de la pérdida de contenido de mástico debido a la presencia de un flujo de agua.......34

Figura 15. Incremento de la pérdida de mástico debido al debilitamiento del ligante, causado por difusión

molecular [9]......................................................................................................................................................34

Figura 16. Lavado hidráulico o pumping action en el firme asfáltico (a) carga debida al tráfico, (b) exceso

de presión en los poros y (c) flujo rápido de agua [50]. ....................................................................................36

Figura 17. Resumen de las propiedades físicas de los áridos y cómo afectan al daño por humedad [33]....41

Figura 18. Influencia del agua en la magnitud de la penetración para las mezclas CA 80-100 y CA 60-70 [89].....43

Figura 19. Esquema idealizado del proceso de contracción del betún y separación del árido [89]...............44

Figura 20. Ilustración esquemática de los huecos de aire en tres mezclas distintas [95]. ............................45

Figura 21. Clasificación del contenido de huecos de aire en las mezclas asfálticas [95]. .............................46

Figura 22. Desprendimiento de los áridos por efecto de la acción del agua [111]. ........................................51

Figura 23. Curva de calibración para una determinada mezcla [126]. ...........................................................58

9


Figura 24. Freeze-Thaw Pedestal Test. Muestra compactada colocada en una botella de agua lista para el

ciclado térmico [127]. ........................................................................................................................................63

Figura 25. Principio de diseño de la máquina para el ensayo Immersion Wheel Tracking [156].....................68

Figura 26. Hamburg Wheel Tracking Device con probetas cilíndricas [127]...................................................69

Figura 27. Resultados del ensayo con el dispositivo de la rueda de Hamburgo [127]. ..................................69

Figura 28. Moisture Induced Stress Tester (MIST) [159]. .................................................................................71

Figura 29. Módulo dinámico de mezclas con una angulosidad del árido grueso (CAA) de 0%. a)

mezclas sin acondicionamiento y sometidas a ciclos de hielo-deshielo. b) mezclas sin acondicionamiento

y sometidas a MIST [159]. .................................................................................................................................71

10

11


Índice de tablas


Tabla 1. Mecanismos de daño por humedad. ...................................................................................................30

Tabla 2. Factores que influyen en el daño por humedad. ................................................................................39

Tabla 3. Factores internos que influyen en el daño por humedad. .................................................................40

Tabla 4. Ensayos de daño por humedad en mezclas sueltas (modificado a partir de Airey y Choi [117])......56

Tabla 5. Ensayos de daño por humedad para mezclas bituminosas compactadas [117]. .............................62

Tabla 6. Ensayos de daño por humedad que consideran la carga de tráfico. .................................................67

12

13


1. Introducción


Las mezclas asfálticas, independientemente de su composición, van a sufrir el daño inducido por la humedad. Éste ha sido reconocido desde hace mucho tiempo por contribuir seriamente a la degradación prematura de los pavimentos asfálticos [1, 2]. El daño asociado a la misma es un serio y complejo problema con consecuencias económicas importantes. Este daño se manifiesta, en primer lugar, por el hecho de que se produce una reducción de la resistencia en la mezcla bituminosa, la cual puede contribuir al desarrollo de diversas formas de deterioro del firme, como el agrietamiento y la formación de roderas [3], reduciendo así la vida del firme [4].

Muchas veces resulta difícil identificar el daño por humedad, debido a que los indicadores en la superficie pueden tardar años en mostrarse [5]. A esto hay que añadir que las manifestaciones en el firme, debidas al deterioro causado por la presencia del agua, son similares a las producidas por otros factores como los materiales, el diseño de la mezcla bituminosa y su construcción.

Se han llevado a cabo muchos estudios para obtener, describir y medir la susceptibilidad a la humedad de las mezclas asfálticas. La mayoría de ellos realizan una medida comparativa del daño por humedad, ya sea a través de la observación visual de los datos de campo o laboratorio, o por medio de ensayos mecánicos, que permiten obtener un parámetro, índice de daño por humedad, basado en valores de trabajo de adhesión [6]. La ecuación (1) define este valor como:

(1)

Donde es el trabajo de adhesión entre el betún (subíndice A) y el árido (subíndice S)y es el trabajo de adhesión entre el ligante y el árido cuando el agua está presente en su interfase. Interfases entre materiales con altos valores de están asociadas con una mayor resistencia a la fractura (i.e., mayor vida a fatiga). Por lo tanto, las mezclas resistentes al daño por humedad presentan valores de IDH altos.

Las propiedades del enlace árido-ligante juegan un papel crucial en el comportamiento de las mezclas asfálticas. La razón de que las mezclas asfálticas no sean calificadas como materiales granulares disgregados es la presencia del componente mástico, que sirve de “pegamento” que mantiene los áridos unidos bajo carga. Es por ello que la adherencia del ligante a la superficie de los áridos es esencial. Por este motivo, antes de hablar del daño por humedad, se va a describir el concepto de adhesividad árido-ligante.

14

15


2. Adhesividad


La adhesividad se define como la capacidad de un ligante para permanecer fijado a un árido, recubriéndolo sin peligro de desplazamiento, aún en presencia de agua, siendo la adhesión la fuerza por unidad de superficie que une las moléculas del ligante a las del árido. La adhesividad es una propiedad relativa, ya que el mismo ligante presentará buena o mala adhesividad según las características de la superficie de los materiales que se utilicen en la obra. Una condición necesaria para que exista adherencia entre el árido y el ligante es que ambos estén en contacto y que el árido esté siempre limpio y seco. Como el ligante es un líquido, éste debe mojar al árido. Y, por tanto, hay que estudiar ambos para poder deducir su comportamiento cuando se produce el contacto.

Dentro del término adhesividad se agrupan dos propiedades distintas (Figura 1) [7]:

• Adhesividad activa: capacidad de un ligante para mojar el árido.

• Adhesividad pasiva: resistencia del betún a ser desplazado de la superficie del árido por el agua.

Figura 1. Funcionamiento del mecanismo de adhesividad [8].

La adhesividad activa o adhesión, normalmente se clasifica como adhesión termodinámica, química o mecánica:

• Adhesión termodinámica es aquella relacionada con el equilibrio de las fuerzas o

16


energías interfaciales, trabajo de adhesión y mojado.

• Adhesión química se refiere a la adhesión que implica la unión química en la interfase.

• Adhesión mecánica surge de la conexión mecánica sobre porciones sustanciales de la interfaz.

A pesar de las diversas definiciones para la adhesión, ninguna parece ser completamente satisfactoria o generalmente aceptada. Sin embargo, una definición satisfactoria para la adhesión de una película de ligante sobre la superficie del árido debe tener en cuenta de alguna manera la termodinámica, así como los aspectos mecánicos y físico-químicos de la adhesión. Sin embargo, los fenómenos físico-químicos que contribuyen a la adhesión de dos materiales se manifestarán en las propiedades mecánicas de la unión, que son medibles. Por consiguiente, el comportamiento de la interfaz árido-ligante puede ser modelado, basado en sólidas relaciones termodinámicas en las que la físico-química es controlada por variables de estado internas. Se sabe que la adhesión árido-ligante mejora con un aumento de la rugosidad de la superficie total, Figura 2.a. Es evidente que una mayor superficie para adherirse creará un mejor vínculo, ya que las cargas transferidas serán repartidas en una mayor área. Dado que el ligante se mezcla con los áridos mientras que está en forma líquida, un aumento de la rugosidad de la superficie del árido maximizará la conexión mecánica entre el ligante y los áridos, debido a la capacidad del ligante para fluir por los poros de la superficie de los áridos, creando así una cobertura de ligante en el interior de la superficie del árido cuando el ligante se solidifica (Figura 2.b). Esta cobertura de ligante mejora en gran medida la resistencia de la unión árido-ligante, ya que requiere fuerzas adicionales para romper la unión con los áridos. Sin embargo, el fenómeno de conexión depende de la capacidad del ligante a entrar en estrecho contacto con la superficie del árido. Una mezcla asfáltica que tenga un ligante que no es capaz de propagarse correctamente por la superficie del árido, no se beneficiará del incremento de adherencia en la unión, ya que no será capaz de llenar algunos de los poros de la superficie (Figura 2.c).

Figura 2. Características de la superficie de la interfaz árido-mástico: (a) superficie del árido rugosa (b) buen mojado por el mástico y (c) mal mojado por el mástico [9].

17


La tendencia de un líquido para cubrir una determinada superficie sólida en lugar de formar una gota compacta se denomina mojabilidad [10]. Una forma de cuantificar la mojabilidad de un líquido en una superficie sólida es a partir de mediciones del ángulo de contacto (θ). Al depositar una gota de ligante sobre la superficie de un árido, se podrán, teóricamente, dar dos casos extremos y toda una serie continua de intermedios, según se presenta en la Figura 3. Un ángulo de contacto correspondiente a cero indica un mojado perfecto. Si θ>90º, el líquido no moja completamente la superficie del material (Figura 3.a) y, consecuentemente, tiende a tener una pobre adherencia. Si θ<90º, el líquido tiene una buena capacidad de mojado, condición que se refleja en una buena adherencia (Figura 3.b).

Figura 3. Ángulos de contacto entre árido-ligante. a) Líquido con baja mojabilidad y b) líquido con alta mojabilidad (modificado a partir de Moraes, et al. [11]).

En los betunes, el ángulo de contacto normalmente está comprendido entre 90º y 180º, lo que indica que el agua tiende a desplazar al ligante y que la adhesividad solamente puede basarse en circunstancias mecánicas, tales como son la textura superficial del árido, la porosidad del mismo, la ausencia de humedad, etc. Solamente cuando el ángulo de contacto es menor de 90º el ligante desplaza el agua. Sin embargo, el ángulo q no es más que una magnitud consecuencia de los fenómenos interfaciales, en los que verdaderamente intervienen las tensiones correspondientes. El sistema de fuerzas que actúa en el contorno de la superficie de contacto del ligante con el árido es: la tensión superficial del ligante, la tensión superficial del sólido y la tensión superficial en la zona de contacto, cuya resultante determina que el ligante moje o no al árido. Modificando estas tensiones se obtiene un buen mojado y buena adherencia, lo que se consigue añadiendo activantes (agentes químicos) al ligante, ya que estos productos son capaces de disminuir la tensión interfacial ligante-agua, resultando en una disminución de q por debajo de 90º.

18


La adhesión entre el árido y el ligante, aparte de medirse directamente con técnicas de ángulo de contacto (potencial de mojabilidad), puede ser medida indirectamente, con técnicas más prácticas, tales como un ensayo de tracción adecuado [12] o a partir de su viscosidad. En las especificaciones sobre ligantes suele indicarse la viscosidad máxima que han de tener los productos bituminosos para asegurar una buena envuelta. Además de los factores físicos y fenómenos de superficie, aparecen también las fuerzas y tensiones de tipo químico que influyen y modifican las condiciones de equilibrio. Los esquemas químicos analizan la composición química de las superficies que se ponen en contacto. El betún asfáltico está constituido por grandes moléculas muy complejas, entre las que se encuentran grupos ácidos de tipo R-COOH, de forma que estos grupos dan un cierto carácter negativo al betún asfáltico. Si se trata de un material calcáreo, una agrupación de moléculas de carbonato cálcico con una disposición más o menos geométrica (aunque dependerá del proceso de formación de la roca), siempre tienen superficies minerales que, en presencia de la humedad natural, exponen iones calcio con características electropositivas de la forma indicada en la Figura 4. Estos iones compiten en la unión con el agua y el ligante. Es decir, los áridos básicos, con altos contenidos de óxidos alcalinos y alcalino térreos en su composición, son menos hidrófilos, presentando cierta atracción por los ácidos libres de los betunes y mejor adhesividad con los mismos.

Figura 4. Superficie mineral de un material calcáreo ionizado por la presencia de humedad.

A su vez los áridos silíceos o ácidos están formados por átomos de silicio tetravalente, rodeado de grupos de oxígeno y cationes metálicos. Estos tienen una gran afinidad por el agua, lo que dificulta su adhesividad a los ligantes bituminosos. Un silicato con su humedad natural puede esquematizarse por la Figura 5.

19


Figura 5. Superficie mineral de un material silíceo ionizado por la presencia de humedad.

Además del empleo de activantes, la adhesividad árido-ligante también puede mejorarse por el empleo de polvos minerales (fílleres) especiales y/o aumentando la compacidad de la mezcla. La desenvuelta del árido se debe principalmente al desplazamiento debido a la penetración del agua por las grietas de la película de betún, las cuales pueden ser debidas a una envuelta incorrecta del árido o a la rotura de la película por tensiones provocadas por las cargas de tráfico. El fenómeno de desenvuelta, en el que el agua provoca una disminución de la unión entre el árido y el betún, es en definitiva el contrario de la adhesión. Cuando la película de betún está sumergida en agua, ésta puede combinarse con el betún para formar una emulsión de tipo inverso en la que el betún representa la fase continua y el agua la discontinua, dando lugar al fenómeno de la desenvuelta, agravado por la presencia de emulsionantes como arcillas y algunos aditivos incorporados al betún. La formación de la emulsión da lugar a una pérdida de la adhesión cuando aquélla llega hasta la superficie del árido. Pérez Jiménez [13] llegó a una serie de conclusiones derivadas del estudio del problema de la adhesividad y la resistencia a la desenvuelta, las cuales se exponen a continuación:

• El mojado del árido por el ligante se realiza sin dificultad siempre que el árido se encuentre limpio y seco.

• La adhesividad de un ligante bituminoso con un árido húmedo, sin la adición de ningún agente tensiactivo, no es posible.

• En general, la película de betún será desplazada por el agua. Sin embargo, la velocidad de desenvuelta variará en función de la viscosidad, la compacidad de la mezcla y las fuerzas y tensiones de tipo químico entre el árido y el ligante, pudiendo esta velocidad ser muy débil o incluso nula.

20

21


3. Patrones de fallo


Kiggundu y Roberts [14] definieron el daño por humedad como el progresivo deterioro funcional de la mezcla que forma el pavimento debido a la pérdida de la unión adhesiva entre el árido y el ligante, y/o la pérdida de resistencia cohesiva en el ligante, principalmente por efecto de la acción del agua.

El daño por humedad normalmente tiene que ver con una acción combinada del daño mecánico y la infiltración de agua, donde el debilitamiento de la película de ligante promoverá un patrón de fallo cohesivo y el debilitamiento de la unión árido-ligante promoverá un marcado patrón de fallo adhesivo (Figura 6).

Figura 6. Separación del árido de la mezcla debido a fallo cohesivo vs. fallo adhesivo [9].

Una mezcla asfáltica que tenga mala adherencia, tendrá un mal comportamiento mecánico y, sin duda, mostrará un patrón de fallo adhesivo. El fallo adhesivo (Figura 7) ocurre dentro de la unión árido-ligante. Cuando el agua penetra en la interfase entre el árido y el ligante, se reduce el contacto entre los dos materiales y causa un fallo de adherencia [15, 16].

Figura 7. Fallo adhesivo [17].

El fallo cohesivo (Figura 8) tiene lugar dentro del ligante [18]; la fuerza de cohesión del ligante se reduce (los enlaces entre las moléculas de ligante se rompen), lo que da lugar a su dispersión o pérdida de concentración, causando una reducción en la rigidez de la mezcla. También puede ocurrir una ruptura de los enlaces árido-a-árido por la acción del agua (relacionado directamente con la solubilidad de los áridos).

22


Figura 8. Fallo cohesivo [17].

Algunos investigadores [19, 20] consideran que el daño por humedad en las mezclas bituminosas en caliente se debe más a un fallo adhesivo que a un fallo cohesivo. A pesar de ello, otros investigadores sugieren que la probabilidad de que se produzca un fallo cohesivo es mayor. Sin embargo, dado que el mecanismo de fallo cohesivo lleva, en última instancia, a un fallo adhesivo, la mayoría de los casos de fallo cohesivo sólo pueden deducirse en lugar de observarse, y el mecanismo final, es decir, el adhesivo, se indica como la causa. Así, aunque la definición de daño producido por el agua en mezclas bituminosas, ha sido considerado como el fallo de las uniones adhesivas y cohesivas entre el ligante y los áridos en presencia de agua [14], se ha demostrado que es difícil distinguir entre ambos modos de fallo, a menos que la superficie de fallo en la mezcla bituminosa se inspeccione visualmente a posteriori [21]. Por último, existe la posibilidad de que el daño por humedad en las mezclas asfálticas se deba a la combinación de ambos modos de fallo, fallo adhesivo y fallo cohesivo [9, 12]. Este modo de fallo se denomina fallo mixto (Figura 9).

Figura 9. Fallo mixto [17].

23


El fallo adhesivo y/o el fallo cohesivo son el último paso de un proceso que comienza con diferentes modos de transporte de humedad y da como resultado la generación de daño por humedad [22]. A continuación, se exponen los diferentes modos de transporte del agua a través de las mezclas asfálticas.

24

25


4. Infiltración del agua en mezclas asfálticas


Los mecanismos de daño por humedad en mezclas asfálticas se inician con los modos de transporte en los que el agua, en estado líquido o en vapor, alcanza el interior de la estructura del material y culminan con las diversas manifestaciones de este deterioro, siendo, obviamente, sólo un problema si el agua es capaz de penetrar en la mezcla. Para la identificación y simulación de los procesos inducidos por el daño por humedad en mezclas asfálticas, es importante identificar los distintos modos de infiltración del agua. Existen tres modos principales de transporte de agua en el interior de las mezclas asfálticas en un pavimento [22, 23, 24]: permeabilidad, ascensión capilar y difusión, los cuales dependen de las condiciones ambientales y de la estructura de los huecos en la mezcla.

4.1. Permeabilidad

La permeabilidad puede definirse como la infiltración de agua líquida desde la superficie del pavimento asfáltico hacia el interior de la mezcla a través de poros interconectados. Arambula [16] definió la permeabilidad como la capacidad de un material poroso para permitir el flujo de agua a través de sus huecos. El agua puede entrar en la mezcla debido a la lluvia, lo que puede provocar un flujo de agua a través de los macro-poros conectados, Figura 10.a. Este es especialmente el caso de las mezclas abiertas que están diseñadas para tener una alta permeabilidad. Varios investigadores han llevado a cabo estudios para medir, calcular y simular la permeabilidad [25, 26]. Los resultados de muchos de estos estudios muestran que la estructura de los huecos de aire, el tamaño y la granulometría de los áridos, así como el espesor de la capa, y procesos de compactación son las variables que afectan a la permeabilidad. Sin embargo, debido a la naturaleza y la heterogeneidad de las mezclas bituminosas, no siempre es fácil desarrollar una relación directa entre estas variables y la permeabilidad.

Figura 10. Modos de penetración del agua en las mezclas asfálticas: a) permeabilidad, b) ascensión capilar y c) difusión [9].

26


4.2. Ascensión capilar

La ascensión capilar es el mecanismo por el cual se produce el movimiento ascendente del agua líquida proveniente de la superficie inferior de la mezcla. El ascenso capilar se define como la elevación de un líquido por encima del nivel de presión cero, debido a una fuerza ascendente total producida por la atracción de las moléculas del líquido a una superficie sólida.

En los firmes, el ascenso capilar permite que la humedad que pueda residir en los macroporos de la mezcla, ya sea en forma líquida o de vapor (Figura 10.b), pueda ser transportada a través de los “capilares” formados por huecos interconectados. Esto puede ser causado, por ejemplo, por la humedad residual después de la lluvia, una sub-base húmeda bajo el pavimento o un ambiente húmedo. La altura final de la columna de agua por encima de la superficie de saturación, así como la tasa de subida, dependerá de las características geométricas de los capilares, la tensión superficial del agua, la densidad del agua y el ángulo de contacto entre líquido y sólido [22].

4.3. Difusión

El último modo de infiltración de agua es el de la difusión de agua (en estado líquido y/o vapor) a través de los materiales que componen la mezcla asfáltica. La humedad puede estar presente dentro de los áridos, incluso antes de la construcción del pavimento, debido a procedimientos de secado de los áridos insuficientes, Figura 10.c [27, 28, 29, 30]. La cantidad de vapor de agua y la velocidad a la que se acumula en una mezcla bituminosa dependerá de tres factores principales [22]: la humedad relativa, el coeficiente de difusión y, el tipo de almacenamiento y capacidad de almacenamiento (también llamado potencial de retención de agua). La humedad relativa del aire depende de las condiciones ambientales, mientras que el coeficiente de difusión y la capacidad de almacenamiento dependerán de las propiedades químicas y termodinámicas del material.

Además de la lluvia, el flujo rápido de agua a través de los macro-poros conectados de la mezcla asfáltica también puede aparecer localmente en un pavimento saturado cuando se somete a la carga de tráfico. Este fenómeno se refiere a menudo como “lavado hidráulico” o “pumping action” [14, 31, 32]. Dentro de los posibles modos de infiltración del agua en una mezcla asfáltica, algunos serán más relevantes para las mezclas abiertas y otros para mezclas densas. Sin embargo, independientemente de su composición, las mezclas asfálticas van a sufrir con la humedad el daño inducido por ésta.

27

28


5. Mecanismos de daño por humedad


En el firme, existen diversos mecanismos que, actuando individual o conjuntamente, pueden producir la desenvuelta entre el árido y el betún (Figura 11). La Tabla 1 muestra los principales mecanismos de daño por humedad considerados hasta la actualidad [33, 34].

Figura 11. Ilustración de los mecanismos de daño por humedad [35].

29


Tabla 1. Mecanismos de daño por humedad.

Proceso Mecanismo Referencias

Desplazamiento El agua con menor energía superficial y mayor momento dipolar que el betún lo desplaza de la superficie del árido. [36, 37, 38, 39]

Desprendimiento El agua con menor energía superficial y mayor momento dipolar hace que el betún se separa de la superficie del árido. [36, 38, 39]

Emulsificación espontánea

La formación de la emulsión, debido a la presencia de agentes como revestimientos de arcilla, debilita la unión en el interfase. [36, 38, 39]

Presión intersticial La alta presión de poros en condiciones no drenadas hace una rotura en la película betún permitiendo que el agua entre en la interfaz. [14, 31, 40, 41]

Desprendimiento químico

La interacción química y electrostática entre el agua y algunos áridos favorece la eliminación de betún entre ellos. [42, 43, 44]

Actividad microbiana Los procesos metabólicos microbianos en la interfaz dan subproductos que rompen la adhesión en la interfase. [45, 46]

Ósmosis El gradiente de concentración a través de la película betún hace que el agua sea transportada a la interfaz. [47]

Rotura de la película Rotura de la película de betún por los bordes del árido. [22, 34]

Cohesión Pérdida de la cohesión molecular en el ligante. [34]

Dispersión del mástico

Pérdida de cohesión en el ligante o mástico debido a largos periodos de difusión y pérdida de material por efecto de un flujo de agua [48]

Adhesión Pérdida de adhesión árido-ligante [34]

Efectos ambientales Incidencia de las condiciones ambientales. Cambios bruscos de clima. [34]

pH del agua de contacto Cambios de pH en la interfaz árido-ligante [34]

Lavado hidráulico Acción de los neumáticos en la superficie saturada. [34]

Desorción del mástico

Eliminación de las capas externas de mástico de la superficie de los áridos debido a la presencia de flujos de agua. [22, 49, 50]

Kringos [50] dividió estos procesos de daño inducido por humedad en procesos físicos y mecánicos [51]:

• Los procesos físicos que se incluyen como contribuyentes importantes al daño por humedad son la difusión molecular del agua, lo que provoca un debilitamiento del mástico y de la unión árido-ligante, y un “lavado” o proceso de erosión del mástico debido a las altas presiones de agua o un flujo rápido de agua (Figura 12.a).

• El proceso de daño mecánico, que se identifica como un contribuyente al daño por humedad, es la aparición de campos de presión de agua intensos dentro de la mezcla causados por las cargas de tráfico, que genera deformaciones plásticas adicionales y que se conoce como “lavado hidráulico” o “pumping action” (Figura 12.b).

30


Figura 12. Separación del daño por humedad en procesos físicos y mecánicos [9].

Evidentemente, todos los procesos físicos y mecánicos se encuentran en realidad acoplados y es su efecto combinado el responsable del daño inducido por la humedad, el cual provoca un debilitamiento del mástico y un debilitamiento de la unión árido-ligante (Figura 12.c). Mehrara y Khodaii [52] encontraron dos corrientes principales de investigación en el estudio de los mecanismos de daño por humedad. En función de estas dos corrientes de estudio, estos autores dividieron los mecanismos de daño por humedad en micro-mecanismos y macro-mecanismos. Los micro-mecanismos de daño por humedad engloban todas aquellas teorías que estudian la adhesión entre el árido y el ligante, la cohesión del ligante y ambos modos de fallo (por adhesión o por cohesión) a escala molecular, mientras que las teorías incluidas en los macro-mecanismos los estudian a macro-escala. Caro, et al. [22] definieron los mecanismos de daño por humedad siguiendo la primera corriente definida por Mehrara y Khodaii [52]. De acuerdo con estos autores, los mecanismos de daño por humedad que provocan la desenvuelta entre el árido y el ligante se encuentran relacionados con la respuesta del sistema, es decir, con cambios en la estructura interna del material, los cuales conducen a la pérdida de su capacidad de carga. Estos autores definieron seis mecanismos asociados con la respuesta del sistema: el desprendimiento, el desplazamiento, la dispersión del mástico, la rotura de la película o microcraks, la desorción o eliminación del mástico y la emulsificación espontánea.

31


Mehrara y Khodaii [52] afirman que estudiar los mecanismos de daño por humedad desde el punto de vista del macro-daño puede llevar a una mejor aproximación a la hora de diseñar métodos experimentales más realistas. Así, dividen los macro-mecanismos de daño por humedad en el exceso de presión de poros, el lavado hidráulico y la erosión física, también denominado movimiento advectivo. Siendo este tipo de mecanismos una combinación de los efectos de las solicitaciones físicas a las que se encuentra sometido el firme. Aunque Mehrara y Khodaii [52] dividen los mecanismos de daño por humedad en dos corrientes de estudio, muchos de los autores consultados en la literatura identifican mecanismos de ambas corrientes de estudio como los responsables del daño por humedad. Así, autores como Taylor y Khosla [31], Terrel y Al-Swailmi [53] o Valdés, et al. [17] identifican al menos cinco mecanismos diferentes de daño por humedad: desprendimiento, desplazamiento, emulsificación espontánea, presión de poros y lavado hidráulico. Normalmente, el daño por humedad se asocia principalmente con estos cinco mecanismos [54, 55, 56]. Sin embargo, otros autores como Hamzah, et al. [57] añaden como mecanismo que contribuye al daño por humedad el efecto de las condiciones ambientales. Por otra parte, Kiggundu y Roberts [14], Little y Jones [58] y García [59] incluyen, además de los anteriores, el pH del agua. Todos estos mecanismos, en última instancia, conducen al debilitamiento de la unión entre los componentes de las mezclas asfálticas. A continuación, se describen algunos de éstos.

5.1. Desprendimiento

El mecanismo de desprendimiento consiste en la separación microscópica de la película de ligante de la superficie del árido por una capa delgada de agua, sin la ruptura evidente de la película de betún, implicando una pérdida completa de adhesión. Tener humedad, ya sea estacionaria o de una manera móvil en el interior de los macro-poros de la mezcla bituminosa, no explica directamente el debilitamiento de la unión árido-ligante. Es evidente que, para que la interfaz se debilite, la humedad debe primero ser capaz de llegar a ésta. Sin tener en cuenta, por el momento, la humedad que está presente en los áridos, y suponiendo una película continua de ligante, la humedad sólo puede llegar a la interfaz árido-ligante moviéndose a través de la película de ligante. Debido a que el ligante tiene una porosidad insignificante, el único proceso físico que explica la infiltración de agua en el ligante es la difusión molecular [47, 60, 61, 62]. Cuando una película de ligante se expone a humedad estacionaria, inicialmente la película de ligante y la interfaz árido-ligante tienen un contenido de humedad cero. Entonces, la humedad comienza gradualmente a infiltrarse a través de la película de ligante, debido a la diferencia de gradiente de concentración de humedad. Dependiendo de los coeficientes

32


de difusión de humedad del ligante y del espesor de la película de ligante, el agua llegará a alcanzar la interfaz árido-ligante. El sentido común indica que una molécula de agua que llega a la interfaz no causa un efecto de desunión abrupto. Como la difusión de agua a través de la película de ligante continúa y el gradiente de concentración de humedad disminuye, una cantidad significativa de agua llegará a la interfaz árido-ligante y generará la desunión progresiva del ligante con el árido (Figura 13).

Figura 13. Esquema de la pérdida de contenido de mástico debido a la presencia de un flujo de agua.

Una mezcla asfáltica, con características pobres de difusión de humedad del ligante y una unión árido-ligante sensible a la humedad, deberá presentar eventualmente un patrón predominantemente de fallo adhesivo, cuando la mezcla se exponga a la humedad durante largos períodos de tiempo.

5.2. Desplazamiento

Este mecanismo se produce cuando el mástico es eliminado de la superficie del árido por el agua. En comparación con el mecanismo de desprendimiento, el agua libre llega a la superficie del árido a través de una rotura en la capa del ligante. La rotura se produce en los puntos de contacto con los áridos. El origen de la rotura puede ser debida a un revestimiento incompleto de los áridos durante el mezclado, a partículas de polvo en los áridos, a las cargas producidas por el tráfico o a condiciones ambientales como ciclos de hielo-deshielo [14, 15, 58]. La presencia de agua en el firme puede conducir a un flujo rápido de agua a través de los macro-poros de la mezcla asfáltica. La acción continua de agua que fluye por el ligante puede tener un efecto de erosión en la película de ligante y hacer que las partículas del mástico sean arrastradas. Este es un proceso de daño inducido por la humedad física, que

33


continúa por la presencia de gradientes altos de presión de agua, y que depende de las características de desorción (eliminación) del mástico. La pérdida de las partículas que conforman el mástico como consecuencia de un flujo rápido de agua se puede denominar “lavado” o “erosión” del mástico (Figura 14). Kringos, et al. [9] denominan a este proceso de daño como transporte advectivo.

Figura 14. Esquema de la pérdida de contenido de mástico debido a la presencia de un flujo de agua.

El agua también puede infiltrarse en la película de ligante a través de la difusión molecular. El incremento del contenido de agua en el interior del ligante puede causar un debilitamiento local del propio ligante, y puede ayudar al efecto de lavado, causando una pérdida aún mayor de la concentración de mástico en la mezcla bituminosa (Figura 15).

Figura 15. Incremento de la pérdida de mástico debido al debilitamiento del ligante, causado por difusión molecular [9].

En la práctica, la pérdida de concentración de mástico significa que la mezcla asfáltica está perdiendo lentamente la flexibilidad de su componente de unión y, como tal, está cada vez más débil y más propensa a un patrón de fallo cohesivo. Además de esto, las películas más

34


delgadas de ligante y/o aquellas más porosas promoverán el movimiento del agua hacia la interfaz árido-ligante, y por lo tanto, contribuirán también a la pérdida de la unión árido-ligante.

5.3. Emulsificación espontánea

La emulsificación espontánea se produce cuando se forma una emulsión inversa de gotas de agua en el ligante. Esto puede ocurrir cuando se encuentran presentes minerales de la arcilla u otro tipo de aditivos [18]. Hay dos tipos de emulsiones posibles entre el agua y el ligante. La primera es la típica emulsión asfáltica donde el ligante está disperso en el agua, mientras que la segunda es una emulsión invertida donde el agua está dispersa en el ligante.

5.4. pH del agua de contacto

El pH del agua de contacto es otro de los mecanismos que afectan a la adherencia entre el árido y el ligante. La estabilización del pH en la interfase árido-ligante puede minimizar la ruptura del enlace, proporcionar enlaces fuertes y duraderos y reducir la pérdida de recubrimiento [58].

5.5. Lavado hidráulico

El lavado hidráulico o pumping action es debido al movimiento de los neumáticos sobre la superficie saturada del firme [4, 22, 48]. Cuando la rueda de un vehículo pesado se mueve sobre la superficie de un firme cuyos macro-poros se encuentran saturados, el agua es presurizada dentro de los espacios vacíos de la capa delante de la carga móvil e inmediatamente aliviada detrás de ella (Figura 16.a), pudiéndose producir la desenvuelta. Este ciclo de compresión-tracción es probable que contribuya a la pérdida de la película de ligante de la superficie total. Teniendo en cuenta que las capas inferiores de firme están sometidas a una exposición prolongada al agua, y estas capas están en tensión bajo la aplicación de cargas de tráfico, se podría pensar que la perdida de recubrimiento comienza en las capas inferiores y progresa hacia arriba [63]. Las cargas rápidas debidas al tráfico pueden inducir localmente presiones intersticiales excesivamente altas en el agua atrapada en los huecos de la mezcla (Figura 16.b), causando el desplazamiento de la película de ligante de la superficie del árido [64]. Este exceso de presión en los poros se generará incluso lejos de la trayectoria real de la rueda, ya que el

35


agua no tiene tiempo para redistribuirse dentro de la mezcla. Estas presiones contribuyen a tensiones adicionales dentro de la mezcla asfáltica, que pueden causar daños mecánicos añadidos [14, 31, 32, 41].

Figura 16. Lavado hidráulico o pumping action en el firme asfáltico (a) carga debida al tráfico, (b) exceso de presión en los poros y (c) flujo rápido de agua [50].

En contraste con los procesos descritos anteriormente, el lavado hidráulico se puede clasificar como un proceso mecánico de daño por humedad, ya que se relaciona directamente con la aplicación de la carga a la mezcla asfáltica. Sin embargo, este proceso tiene implicaciones para los procesos físicos de daño inducido por humedad. Por ejemplo, las presiones intersticiales intensas crearán localmente un campo de flujo rápido de agua que contribuye al lavado de las partículas del mástico, que a su vez afecta a las características de difusividad del mástico (Figura 16.c).

5.6. Presión en los poros

Cuando el agua queda atrapada en los huecos de aire de la mezcla, el aumento de la temperatura y las cargas producidas por el tráfico, posibilitan la evaporación del agua que puede generar suficiente presión como para ocasionar la ruptura de la película de ligante [4].

36

37


6. Factores que influyen en el daño por humedad


Los daños producidos por el agua en una mezcla bituminosa en caliente, tienen un impacto económico significativo en términos de mantenimiento excesivo y costos de rehabilitación. Los mecanismos de fallo de los pavimentos debidos al daño por humedad dependen de los efectos combinados de las propiedades del material utilizado, los parámetros de diseño de la mezcla, el nivel de tráfico al que se ve sometida y los factores ambientales. Lu y Harvey [65] determinaron, a partir de un estudio sobre 63 muestras de pavimentos de California, que los factores que influyen en mayor medida en el daño por humedad son el contenido de huecos, la estructura del firme, las precipitaciones y el envejecimiento de la mezcla que forma el firme. Según estos autores, el efecto de las cargas repetidas y el tráfico acumulado de camiones es mínimo sobre el daño por humedad. Otros investigadores sugieren que los cambios en los ligantes asfálticos, la disminución de contenido de ligante asfáltico para impedir el fenómeno de roderas asociado con aumentos del tráfico, cambios en la calidad total del ligante, el aumento del uso generalizado de las características de diseño preestablecidas y un control de calidad deficiente, son los principales responsables del aumento de los problemas de daño por humedad [66, 67]. La Tabla 2 incluye una lista de los factores que pueden influir en el daño por humedad [28, 68].

38


Tabla 2. Factores que influyen en el daño por humedad.

Árido

- Composición

- Grado de acidez o pH

- Química de la superficie

- Tipos de minerales

- Procedencia de los áridos

- Recubrimientos de polvo y barro

- Contenido de humedad

- Resistencia a la degradación

- Características físicas

- Angularidad

- Rugosidad de la superficie

- Superficie específica

- Granulometría

- Porosidad

- Permeabilidad

Ligante

- Grado o dureza

- Composición química

- Fuente del crudo y proceso de refinado

Diseño de la mezcla

- Porcentaje de huecos

- Contenido de ligante

- Espesor de la película de ligante

- Propiedades de aditivos antistripping

Producción de la mezcla

- Porcentaje de recubrimiento del árido y calidad del árido que pasa por el tamiz nº 200

- Temperatura en planta

- Exceso de contenido de humedad en el árido

- Presencia de arcilla

Construcción de la mezcla

- Alto contenido de huecos en la construcción - Compactación

- Permeabilidad y drenaje

- Segregación de la mezcla

- Cambio del diseño de la mezcla a su producción en campo (variabilidad en campo)

Condiciones ambientales

- Temperatura

- Zonas de alta precipitación / periodos intensos de precipitación

- Ciclos de hielo-deshielo

- Vapor de humedad

- Humedad (alta humedad relativa)

- Edad del pavimento

- Presencia de iones en el agua (incluyendo el efecto del pH del agua)

- Zonas desérticas (stripping debido al vapor)

Tráfico - Intensidad media diaria de vehículos pesados (IMDp)

Otros factores

- Drenaje superficial

- Drenaje sub-superficial

- Estrategias de rehabilitación

Los factores que influyen en el daño por humedad se pueden dividir en factores internos y factores externos. A continuación, se describen algunos de estos factores.

39


6.1. Factores internos

Los factores internos que influyen en el daño provocado por el agua están directamente relacionados con las propiedades de los materiales que forman la mezcla bituminosa, es decir, los áridos y el ligante, así como con las características de la mezcla. La Tabla 3 muestra un resumen de los factores internos que influyen en el daño por humedad.

Tabla 3. Factores internos que influyen en el daño por humedad.

Factor principal

Propiedades determinantes Propiedades favorables Indicador medible Referencias

Áridos

Textura superficial Textura áspera Angularidad y caras fracturadas [28, 31, 69, 70]

Porosidad Depende del tamaño de poros Absorción [71]

Mineralogía Áridos de tipo básico – evitar el uso de minerales arcillosos Valor pH [28, 69, 72]

Limpieza de la superficie Sin recubrimiento Tamizado húmedo [32, 41]

Superficie mojada Seca Contenido de agua [31, 32]

Características químicas de la superficie

Capacidad para compartir electrones o para formar enlaces de nitrógeno No definido [31]

Composición mineralógica del filler

Existencia de fíller para incrementar la viscosidad del ligante - [69]

Ligante

Viscosidad Alta viscosidad Ensayos de visco-sidad [73, 28, 36]

Estructura química Existencia de fenol y nitrógeno Análisis elemental [28]

Espesor de la película de ligante Alto espesor de película de ligante Índice de película de

ligante [19, 69, 74]

Permeabilidad y capacidad de retención de agua

Baja difusividad y capacidad de re-tención de agua - [50, 60, 61]

Propiedades de la mezcla

Porcentaje de huecosMuy bajo o muy alto (el rango crítico

de porcentaje de huecos se encuentra entre el 6% y el 14%)

Análisis volumétrico [20, 41, 69, 75]

Tamaño medio de huecos y distribución de los huecos

en la mezcla

Aproximadamente 1,3 para granito y 0,9 para calizo No definido [22, 76]

Permeabilidad Menos de 10-3 cm/s Permeámetro [77]

Graduación Muy densa o abierta Análisis de tamizado [41, 69]

Contenido de ligante Alto contenido Diseño de la mezcla [28, 31]

Edad del ligante Ligante poco envejecido No definido [78]

Tipo de áridos finos en la mezcla

Usar tan poca arena natural como sea posible - [79, 80]

Aditivos Usar aditivos anti-stripping o preferiblemente polímeros

Mejora en la trac-ción indirecta [81]

40


6.1.1. Áridos

Alrededor del 94% en peso de la mezcla bituminosa son áridos, los cuales proporcionan la superficie sobre la que el ligante se adhiere. Las propiedades de los áridos variarán considerablemente en función de su composición, superficie química, morfología y tamaño de los poros, entre otras características. Es por ello que el tipo de árido, con independencia de su tamaño, debe ser estudiado para evaluar la susceptibilidad de la mezcla al daño por humedad [82]. En algunos casos, la mayoría del daño por humedad tiene lugar en la porción de árido grueso de la mezcla bituminosa. Sin embargo, en otros casos, el árido fino es más sensible al agua y la mayoría del daño por humedad se produce en esa parte de la mezcla [1]. Las propiedades físicas de los áridos, como son la angularidad, porosidad, forma y textura, son de gran importancia (Figura 17). Así, la adhesión del árido con el ligante es mayor en áridos con forma angular y textura áspera, que en áridos con forma redondeada y textura lisa [60]. Por otro lado, en algunos casos, los áridos con forma muy angular son difíciles de recubrir uniformemente, pudiendo los bordes del árido llegar a romper la película de betún, lo cual hace que la mezcla sea más susceptible al daño por humedad [83].

Figura 17. Resumen de las propiedades físicas de los áridos y cómo afectan al daño por humedad [33].

41


Una buena capacidad de absorción del árido, así como una alta porosidad del mismo, permiten la penetración del ligante por los poros, mejorando la unión entre el árido y el ligante. Sin embargo, para algunos casos, la alta porosidad dificulta la eliminación del agua contenida en los poros del árido durante el proceso de secado, lo cual repercute negativamente en la resistencia de la mezcla al daño por humedad. La superficie específica del árido influye en la unión de éste con el ligante; así, cuanto mayor es la superficie específica, mejor será la unión árido-ligante, ya que el área de contacto entre los dos materiales será mayor. Es muy importante que los áridos se encuentren limpios y secos, ya que cuando están cubiertos de polvo, la viscosidad del ligante aumenta y al entrar en contacto con agua, la unión árido ligante se rompe. Como ya se puso de manifiesto en el apartado 2, es importante tanto la composición mineralógica del árido (en términos de su naturaleza hidrófila e hidrófoba), así como su afinidad con el ligante [16]. Bagampadde, et al. [84] mencionan que la calidad del árido y la composición mineralógica es uno, de entre tantos factores, que afectan a la magnitud del fenómeno del daño por humedad. Kanitpong y Bahia [85] reportan que la adherencia entre el ligante y el árido es fuertemente dependiente de la mineralogía de este último material. Las propiedades de los áridos variarán en función de los compuestos inorgánicos polares por los que están formados. Los áridos básicos o hidrófobos, los cuales se caracterizan por su alto contenido en carbonatos, forman uniones más fuertes con el ligante que los áridos ácidos o hidrófilos, caracterizados por su alto contenido en sílice. Por lo tanto, mezclas asfálticas fabricadas con áridos cuyo componente principal es el carbonato cálcico (CaCO3), como es el árido calizo, son más resistentes al daño por humedad [86]. Al tratarse de áridos con un carácter básico, éstos van a formar enlaces más fuertes con el ligante, el cual tiene un carácter ácido, creando sales hidrófobas. Por el contrario, las mezclas asfálticas con áridos con un contenido en sílice alto, como puede ser el granito, el basalto o cualquier árido de tipo silíceo, son más susceptibles al agua. Esto se debe a que los enlaces entre el árido y el ligante son más débiles [84, 87].

6.1.2. Ligante

El ligante es un material aglomerante, sólido o líquido, constituido por una mezcla de compuestos orgánicos, en su mayoría hidrocarburos, con distintas estructuras y peso molecular. Éste está formado por compuestos orgánicos polares, los cuales pueden ser ácidos o bases, y por un gran número de hidrocarburos con distintos heteroátomos (nitrógeno, oxígeno y azufre) y/o trazas de metales (por ejemplo, hierro, vanadio y níquel). Los heteroátomos forman compuestos, grupos funcionales, los cuales son de gran importancia en la interacción árido-ligante y, por lo tanto, en el comportamiento de las

42


mezclas frente a daño por humedad. La resistencia del vínculo árido-ligante depende de que los grupos funcionales tiendan a ser absorbidos y de su eliminación por el agua. Por lo general, compuestos polares como los ácidos carboxílicos, sulfóxidos y anhídridos parecen ser fácilmente desplazados por el agua, mientras que los fenoles, cetonas y bases nitrogenadas tienen una mayor resistencia al agua [16, 33].

Por lo general, no se suele prestar mucha atención a la influencia del ligante, debido a que es ampliamente conocido que el betún es un material impermeable que apenas reacciona en presencia de agentes químicos externos; sin embargo, el agua se compone de oxígeno y otros compuestos que a largo plazo son capaces de provocar cambios en las propiedades tanto físicas como químicas del ligante (i.e., oxidación y endurecimiento), en especial, cuando la interconexión árido-ligante es muy delgada. El grado en el que afecta el betún va a depender de los áridos que se utilicen en la mezcla bituminosa [88]. Por lo tanto, el betún es menos dominante, en este sentido, que los áridos. Rondón-Quintana y Moreno-Anselmi [89] realizaron un estudio experimental para evaluar la influencia del ligante asfáltico en el fenómeno de stripping en mezclas asfálticas debido sólo al efecto del agua. Demostraron que el ligante asfáltico en presencia con agua modifica su consistencia y aumenta su rigidez (Figura 18). Esto demuestra que la interfase árido-ligante es afectada por tal cambio de consistencia. Estos autores concluyen que una de las causas que generan la desenvuelta del betún con el árido podría ser el aumento de la rigidez, la cual causa la contracción del ligante sin cambio de volumen (Figura 19).

Figura 18. Influencia del agua en la magnitud de la penetración para las mezclas CA 80-100 y CA 60-70 [89].

43


Figura 19. Esquema idealizado del proceso de contracción del betún y separación del árido [89].

El espesor de la película de betún tiene también una influencia sobre la susceptibilidad a la humedad de mezclas bituminosas, afectando a su durabilidad. Películas gruesas, que están asociadas con mezclas flexibles, son conocidas por ser durables. Por otro lado, las películas delgadas se asocian con mezclas frágiles que tienden a agrietarse y colapsar excesivamente (fallo adhesivo), lo cual supone un acortamiento de la vida útil del pavimento [16]. Las mezclas con película de betún gruesa son menos susceptibles al daño por humedad que las mezclas con la película delgada, ya que sólo pequeñas cantidades de agua pueden moverse a través de la mezcla que tenga espesores gruesos de película de betún [28, 90]. Según Sengoz y Agar [1] los valores óptimos de espesor de la película de ligante se encuentran en el intervalo entre 9,5 y 10,5 µm.

6.1.3. Enlace árido-ligante

Áridos y ligante poseen ciertas propiedades químicas y físicas que interactúan cuando se encuentran en contacto. Es por ello que, la unión entre el árido y el ligante es fundamental en el estudio de sensibilidad al agua de las mezclas asfálticas [91]. La variación existente en la adherencia de distintos tipos de áridos con el ligante en presencia de agua se debe a la reacción química que sucede entre ambos [92], la cual tiene lugar durante el mezclado del ligante con los áridos. Estas reacciones químicas, a largo plazo, pueden llegar a incidir en la durabilidad del firme. Los áridos se caracterizan por presentar una superficie heterogénea, en la cual se pueden encontrar sitios activos y sitios inactivos, los cuales son fundamentales en la interacción con el ligante [93]. Los compuestos polares del ligante son atraídos y orientados por las cargas de los sitios activos de los áridos. Estos grupos se encuentran en el contacto entre el ligante y el árido, siendo las fuerzas electrostáticas, las fuerzas de Van der Waal o el enlace covalente, los responsables de que los mismos se adhieran a la superficie de los áridos [22].

44


En el proceso de mezclado de los áridos con el ligante, al mojar el betún a los áridos, se produce una adsorción selectiva, y después una reacción química entre los compuestos de los áridos y el material adsorbido. Como ya se ha explicado en el apartado 2, los componentes ácidos del ligante reaccionan con los áridos de tipo básico formando compuestos insolubles al agua. Así, áridos de tipo básico como el calizo reacciona con el ligante (de tipo ácido) para formar enlaces químicos. Por el contrario, los áridos silicios (cuarcita o granito), de tipo ácido, dificultan su reacción con el ligante. Sin embargo, por efecto de la fuerza mecánica durante el mezclado, así como la aplicación de calor, el árido puede ser recubierto por el ligante [18]. Hay que tener en cuenta que normalmente las mezclas bituminosas están formadas por áridos de distinto tipo y procedencia, lo cual implica que su composición química variará. Aunque los compuestos del ligante, como ya se ha comentado, tienen algunos componentes polares, generalmente estos son no polares, siendo las moléculas de agua (dipolar) atraídas con mayor fuerza hacia la superficie de los áridos debido a las demandas de energía en la superficie. Por ello, el agua, en general, tiende a desplazar al ligante de la superficie del árido. Esto podría permitir, desde un enfoque termodinámico, la cuantificación de la resistencia a la adhesión por efecto del agua del vínculo árido-ligante mediante el uso de la Energía Libre Superficial (ELS) de estos materiales.

6.1.4. Permeabilidad y huecos de aire

Las propiedades de la mezcla asfáltica en términos de permeabilidad son uno de los factores más influyentes en el daño por humedad [1, 94]. Los huecos de aire y el espesor de la película de betún son probablemente los factores más importantes [94]. Ambos parámetros, que están influenciados por el grado de compactación, contenido de ligante y granulometría del árido, controlan el nivel de saturación de agua y drenaje (Figura 20).

Figura 20. Ilustración esquemática de los huecos de aire en tres mezclas distintas [95].

45


Chen, et al. [95] clasifican el contenido de huecos en las mezclas en tres categorías: el contenido de huecos efectivo, semi-efectivo e impermeable (Figura 21). La consideración de efectividad se interpreta como la conectividad de los huecos dentro de la mezcla, lo que permite un reacomodamiento de la mezcla frente a los cambios térmicos por efecto del clima y el tráfico, además de la circulación del agua y aire dentro de la misma.

Figura 21. Clasificación del contenido de huecos de aire en las mezclas asfálticas [95].

Con alto porcentaje de huecos, por encima del 6%, una mezcla dada puede sufrir un considerable grado de daño por humedad; se exceptúan las mezclas abiertas donde los niveles de huecos son del 15-25%, permitiendo que el agua se mueva [28]. Las investigaciones realizadas sobre mezclas con un porcentaje de huecos menor del 4 al 5% muestran que, normalmente, los huecos no se encuentran conectados, y por ello, las mezclas son impermeables. En este caso, si durante un extenso periodo de tiempo el firme es permeable, el agua entrará en el mismo, produciéndose daño por humedad (stripping) por efecto de la presencia de agua, así como por las presiones en los poros por efecto del tráfico [96].

6.2. Factores externos

Algunos de los factores externos que influyen en el daño producido por el agua son la fabricación de la mezcla, la puesta en obra, el nivel de tráfico y las condiciones ambientales.

6.2.1. Fabricación de la mezcla bituminosa

Para que la unión del árido con el ligante sea apta, los áridos han de encontrarse limpios y separados para evitar su contaminación, ya que estos se encuentran acopiados. Un exceso de polvo o arcilla modificaría las propiedades de la mezcla, haciéndola más susceptible

46


al daño por humedad. Además, los áridos deben estar secos, ya que si no se han secado adecuadamente, la adhesión entre el árido y el ligante no será la correcta [15]. Es por este motivo, que es importante tener en cuenta las condiciones climáticas a las que se encuentran expuestos los áridos. Para evitar que en caso de lluvia los áridos absorban agua, estos se acopian con una cierta pendiente, no muy alta. Para el caso de áridos finos convendría cubrirlos para evitar la pérdida del material [18]. Además, es muy importante que el contenido de ligante durante la fabricación de la mezcla sea el adecuado, ya que de no serlo podría producirse su exudación. Por último, para impedir que la mezcla se enfríe en exceso es fundamental su traslado una vez que la mezcla es fabricada en planta [21].

6.2.2. Puesta en obra

El proceso de puesta en obra de la mezcla también influye significativamente a la hora de fabricar un firme resistente al daño por humedad. Un factor fundamental a tener en cuenta en la puesta en obra de la mezcla es la compactación, cuya finalidad es obtener un firme con una densidad óptima. Una compactación inadecuada provocará que la mezcla sea más susceptible al daño por humedad. Es muy importante el uso de un equipo adecuado al tipo de mezcla para evitar que los áridos se fracturen, ya que en este caso los áridos podrían quedar expuestos a las condiciones ambientales. Por último, durante la puesta en obra, las juntas longitudinales se convierten en un punto crítico en la susceptibilidad al daño por humedad, ya que es ahí donde será más difícil alcanzar la densidad óptima [1, 16, 18].

6.2.3. Tráfico

Las condiciones de tráfico, tanto tipo como volumen de tráfico, son variables que influyen significativamente en el daño por humedad. En un firme saturado, el agua ejerce presión sobre la mezcla, la cual es aún mayor por efecto del tráfico, ya que las ruedas de los vehículos en el firme saturado dan lugar a que la mezcla sea sometida a estados de tensión-deformación, los cuales van a aumentar la aparición de daños por efecto del agua [1, 5, 50]. A esto hay que añadir que a medida que el tráfico se hace más pesado, o el volumen de camiones aumenta, el daño por efecto de la acción del agua se hace aún mayor [90].

6.2.4. Condiciones ambientales

Las condiciones ambientales son otro de los factores que influyen en el daño producido a una mezcla en particular. Los mayores daños por humedad ocurren típicamente en las

47


zonas donde hay una considerable cantidad de lluvia y/o nieve. Los ciclos de hielo-deshielo, los ciclos de humedad-sequedad, así como el pH del agua, son algunos de los factores ambientales que provocan daños en las mezclas asfálticas. Así, por ejemplo, los ciclos de hielo-deshielo producen que el agua que se encuentra dentro de los huecos aumente su volumen, apareciendo daños en la mezcla al producirse la descongelación. Los ciclos de humedad-sequedad dictan las fluctuaciones en la capa freática por debajo del firme. En cuanto al pH del agua, cuanto mayor es éste, más susceptibles son las mezclas bituminosas al agua. El aumento de rigidez del ligante debido al efecto del agua provoca que éste se contraiga sin que haya un cambio de volumen de la mezcla, lo cual puede ser una de las causas de la desenvuelta del árido. Además, por efecto del envejecimiento, el ligante sufre cambios en su composición química, los cuales producen su endurecimiento, el cual también influye en el enlace árido-ligante [93].

48

49


7. Manifestaciones de deterioro causado por el agua


El daño por humedad se manifiesta, en primer lugar, por el hecho de que se produce una reducción de la resistencia de la mezcla bituminosa. Esta reducción de resistencia contribuye a la degradación y/o deterioro del firme. Una vez que el pavimento comienza a degradarse, el progresivo daño físico debido a la humedad, en combinación con las cargas de tráfico, puede conducir a formas más severas de daño inducido por la humedad, como el agrietamiento, la formación de roderas o el colapso [1, 3, 97], lo cual lleva a la formación de baches, reduciendo así la vida del firme [4]. En la literatura, la descripción de los mecanismos de daño por humedad, así como la relativa a las manifestaciones de deterioro debidas a la acción del agua en las mezclas asfálticas, no se encuentran separadas de una forma clara. Algunos autores clasifican los términos presentados a continuación como mecanismos de daño por humedad [98, 22]. Según Copeland [99], la acción del agua en las mezclas asfálticas puede conducir a daños como fisuración (cracking), deformación permanente, raveling y fallos localizados (potholes). Según Kringos, et al. [9], los patrones de fallo que podrían darse en mezclas asfálticas debido a la acción del agua son principalmente el stripping y el rutting. Además de estos patrones de fallo, Caro, et al. [22] añadieron el shelling y la abrasión hidráulica (hydraulic scour). Aunque existen diversas manifestaciones de deterioro, la más común es el stripping, es decir, el deterioro de la mezcla debido a la pérdida de adhesión entre el ligante y el árido al introducirse el agua (en estado líquido o vapor) en el interior de la mezcla [22], provocando la separación entre el árido y el ligante [100, 101, 102, 103, 104, 105, 84, 106, 22, 9, 107, 108, 109, 110]. Algunos autores describen este tipo de manifestación como aquella provocada por el mecanismo de daño por humedad definido anteriormente como desprendimiento (Figura 22). El deterioro debido al stripping puede deberse a diversas causas tales como un secado de los áridos inadecuado, un mal drenaje o una compactación inadecuada, dando lugar a grietas, roderas y/o exudaciones [59]. Según Valdés, et al. [17] el envejecimiento del ligante es otro factor a considerar como responsable de la aparición de microporos o microfisuras en la película de ligante que recubre los áridos, lo cual permite que el agua penetre en la interfaz árido-ligante.

50


Figura 22. Desprendimiento de los áridos por efecto de la acción del agua [111].

Las causas que generan el fenómeno del stripping son complejas, ya que involucran aspectos físicos, químicos, mecánicos y termodinámicos. El estado del conocimiento en este área radica en que a pesar del alto número de investigaciones realizadas, el fenómeno de stripping y las causas que lo generan no han sido totalmente entendidas e identificadas [103, 84, 1]. Es por ello, que tal y como citan Hussein y Mohamed [112], no hay una solución ampliamente aceptada y efectiva al problema del stripping. Esto se debe, en parte, a que no se dispone de datos del efecto de la humedad sobre la respuesta de las mezclas asfálticas. Por su parte, Petersen, et al. [113] y Stuart [114] sugieren que el stripping ocurre por reacción química entre el betún y el árido. Es posible que la absorción de la humedad por la mezcla pueda conducir a una reducción en la rigidez y una reducción potencial en su vida de servicio, pero esto aún no ha sido demostrado de manera concluyente [115].

51


El segundo tipo de manifestación más común consiste en el desprendimiento progresivo de los áridos de la superficie de la mezcla causado por el paso de los vehículos sobre el material asfáltico (conocido como raveling) [116]. Las causas de este tipo de manifestación de daño son una mala compactación, un bajo contenido de ligante y/o un alto contenido de finos [59]. Estos dos tipos de manifestaciones de daño (stripping y raveling) tienen en común la pérdida de las propiedades de adhesión en la interfase árido-ligante. El siguiente tipo de manifestación es el conocido como shelling. Este se identifica por la pérdida y eliminación de áridos de una capa de sellado u otro tratamiento superficial. El lavado hidráulico (hydraulic scour) es el proceso que ocurre en una superficie saturada por la cual la mezcla es erosionada debido a la acción dinámica de las ruedas, las cuales presurizan el agua del interior de la mezcla, creando flujos de agua en los macroporos de la misma.

52

53


8. Métodos de acondicionamiento y de ensayo de sensibilidad al agua en mezclas asfálticas


El estudio del efecto de la acción del agua en mezclas asfálticas, así como el desarrollo de ensayos que permitan determinar sus consecuencias se inició en los años 30 [38]. A partir de entonces numerosos ensayos han sido desarrollados con el objetivo de analizar la susceptibilidad de las mezclas a la acción del agua. Airey y Choi [117] dividen los ensayos de sensibilidad al agua en dos categorías: ensayos realizados en mezclas sueltas y ensayos realizados en mezclas compactadas. Los ensayos realizados en mezclas sueltas se basan en la inmersión de la mezcla suelta, sin compactar, en agua o en una solución química. La inmersión se realiza a temperatura ambiente o a temperaturas elevadas, durante un periodo determinado de tiempo. Después se evalúa mediante inspección visual la separación del betún y del árido. Dentro de esta categoría se encuentran los ensayos estáticos de inmersión [118], los ensayos de inmersión dinámicos, los ensayos de inmersión química y el ensayo de adsorción neta [119]. Los ensayos realizados en mezclas compactadas implican el uso de probetas de mezcla preparadas en laboratorio o muestras obtenidas en pavimentos in-situ. Estos ensayos se basan en el acondicionamiento de las muestras de mezcla en agua, de manera que se simulen las condiciones a las que estarán sometidas las mezclas durante su vida de servicio. Para evaluar el efecto de la acción del agua se mide la relación entre la rigidez o fuerza de la mezcla acondicionada y sin acondicionar. Dentro de esta categoría se encuentra el ensayo de inmersión-compresión [120, 121] y el ensayo de estabilidad Marshall [122].

8.1. Ensayos en mezclas sueltas

A lo largo de la literatura numerosos métodos sobre mezclas sueltas se han desarrollado con el objeto de evaluar la separación del betún al árido por efecto de la acción del agua. No obstante, la mayoría de estos ensayos tienen como limitación la poca información que ofrecen para relacionar los resultados obtenidos en laboratorio con el comportamiento de la mezcla en servicio. Los distintos ensayos desarrollados varían según el tipo de muestra usada, la forma de sumergirla en el agua e incluso en la evaluación de la sensibilidad al agua. En la Tabla 4 se muestra una lista de distintos ensayos desarrollados para estudiar el daño por humedad en mezclas sueltas.

54

55


Tabla 4. Ensayos de daño por humedad en mezclas sueltas (modificado a partir de Airey y Choi [117]).

Ensayo Volumen de agua Duración Tamaño del árido Tamaño de la muestra Otros Referencias

Ensayo de inmersión estática 400 ml (destilada) 16 - 18 h Tamaño único 100 g - [118, 123]

Total Water Inmersión Test (Ensayo TWIT) (destilada) 48 h 14 mm - 25ºC [124]

Adhesividad de los ligantes bituminosos a los áridos en presencia de agua - 16 - 18 h - - - [125]

Método estático (destilada) 48 h - - 19ºC [126]

Ensayo dinámico de inmersión (destilada) 4 h 25ºC, agitada [52, 92, 127]

Método de la botella giratoria (Rolling bottle method) 250 ml (desionizada) 75 min 6.3 - 8 mm con 0.1 mm de

película de ligante 200 partículas Varilla de vidreo, botellas giradas a 40 rpm [126]

Boling Water Test 500 ml (destilada) 1 - 10 min Tamaño único o graduado 200 - 300 g Agua hirviendo [128, 129]

Ensayo de inmersión química (Riedel Weber) (destilada) - Entre 630 mm y 200 mm 0,5 g Inmersión en soluciones con diferentes con-centraciones de Na2CO3

[129, 130]

Ancona stripping test (AST) 200 ml (destilada) 45 min 6 – 10 mm con 3 g de ligante 60 g Agua hirviendo [131]

Método de descubrimiento de ligante en agua hirviendo (Boiling water stripping test)

600 ml (desmineral-izada) 10 min 10 – 14 mm con 1,8% de ligante 200 g Agua hirviendo, ataque químico [132, 133]

Método de ultrasonido - - 20 x 80 mm 2 g de ligante – película de 0.12 ultrasonido [134]

Ultrasonic Accelerated Conditioning Proce-dure destilada 5 h 20 x 80 mm 2 g de ligante –

película de 0.12 60ºC, ultrasonido [135]

Ensayo de adsorción neta 2 ml6 h

8 hMenos de 4,75 mm 50 g 140 ml de solución de tolueno [93]

Ensayo de adsorción neta modificado 2 ml6 h

8 hGraduado menos de 4,75 mm 50 g 140 ml de solución de tolueno [136]

Film Stripping Test (destilada) 16 - 18 h - - 60ºC + sumersión en agua frasco girado a 35 rpm (15 min) [137]

Texas Boiling Water Test (destilada) 10 min - - Agua hirviendo, removiendo con varillas de vidreo [128]


A continuación se detallan algunos de los métodos para evaluar el daño por humedad en mezclas sueltas.

8.1.1. Ensayo de inmersión estática

Este ensayo, definido por la ASTM [123, 118], consiste en recubrir 100 g de árido con betún, para después sumergir la mezcla en 400 ml de agua destilada durante 16 a 18 horas. El pH del agua destilada se encontrará entre 6 y 7. Estando la mezcla sumergida en agua, se inspecciona visualmente la cantidad de árido que ha quedado cubierta por el ligante, como mayor o menor del 95%. Este ensayo se suspendió como norma ASTM en 1993, ya que aunque con este método es posible indicar algún grado de sensibilidad al agua de las mezclas, es dudoso que se pueda analizar el daño por humedad en las mezclas a largo plazo [38].

8.1. 2. Total Water Inmersion Test

El Total Water Inmersion Test (TWIT test) [124] es un ensayo de inmersión estática en el cual árido de tamaño de 14 mm recubierto por una determinada cantidad de ligante es introducido en agua destilada a una temperatura de 25ºC durante 48 horas. Entonces se estima visualmente el porcentaje de betún que se separa del árido. Al igual que el ensayo anterior, la determinación en el laboratorio del fallo entre la unión árido-ligante no siempre se correlaciona con un mal comportamiento de la mezcla en servicio y viceversa.

8.1. 3. Ensayo de adhesividad de los ligantes bituminosos a los áridos en presencia de agua

El método de ensayo utilizado en España, adhesividad de los ligantes bituminosos a los áridos en presencia de agua [125], es análogo al ensayo de inmersión estática. En este ensayo, la mezcla es sumergida en agua a temperatura ambiente (aproximadamente 25ºC) y se deja en reposo durante 16 a 18 horas. El porcentaje de área total visible del árido cubierto por el ligante se estima visualmente, como mayor o menor del 95%.

8.1. 4. Ensayos de inmersión dinámica

Este tipo de ensayos son semejantes al ensayo de inmersión estática con la diferencia de que en éstos la mezcla se agita de forma mecánica. Entonces, al igual que en los ensayos anteriores, se evalúa de forma visual el grado de separación entre el árido y el ligante. Sin embargo, este tipo de ensayos tienen como inconveniente su reproducibilidad, la cual puede llegar a ser bastante pobre [124].

56


La norma europea para la determinación de la afinidad entre áridos y ligantes [126], estipula procedimientos para la determinación de la afinidad entre el árido y el betún. Dentro de ella, el procedimiento A, Método de la Botella Giratoria, expresa la afinidad mediante el registro visual del grado de revestimiento de betún sobre las partículas de árido sin compactar recubiertas de betún, después de ser sometidas a la influencia del agua bajo agitación mecánica. Este ensayo consiste en recubrir 200 partículas de árido esféricas, de un tamaño entre 6,3 mm y 8 mm, con una capa de ligante de 0,1 mm de espesor. Después, los áridos recubiertos de ligante son colocados en un matraz con 250 ml de agua fría desionizada y una varilla de vidrio que gira a 40 rpm durante 3 días. A continuación, es posible determinar la cantidad de ligante que queda retenida en el árido.

El método de ensayo denominado Boiling Water Test [128] consiste en colocar una muestra de mezcla bituminosa en caliente (entre 200 y 300 g), sin compactar, en agua hirviendo (500 ml de agua destilada) durante entre 1 y 10 minutos [94]. En el caso de colocar la mezcla durante 10 minutos, la mezcla se agitará tres veces con una varilla de vidrio. Después de la inmersión, la mezcla se seca y se observa la superficie total del árido que conserva el recubrimiento original. Si el recubrimiento es inferior al 95%, se considera que la mezcla bituminosa es susceptible al agua. El inconveniente de este método de ensayo es que sólo refleja la pérdida de adherencia y no contempla la pérdida de cohesión. Además, es difícil determinar la pérdida de recubrimiento porque los áridos finos son difíciles de ver.

8.1. 5. Ensayo Riedel Weber

El ensayo de inmersión química o ensayo Riedel Weber trata de determinar la adherencia del betún al árido. Este ensayo consiste en recubrir el árido con betún, seguido de su inmersión en soluciones que contienen varias concentraciones de carbonato de sodio (Na2CO3), las cuales van aumentando, numeradas de 0 a 9 y referidas como el número de Riedel y Weber. 0 se refiere a agua destilada, 1 implica 0,41 g de carbonato de sodio en 1 litro de agua, y 9 se refiere a la concentración más alta, que es de 106g de Na2CO3 en 1 litro de agua. La concentración de la solución de carbonato de sodio a la que se observa la primera separación, se utiliza como una medida de la adhesividad. Sin embargo, las condiciones artificiales del ensayo hacen que la medida de la adhesividad sea de dudoso valor en la predicción del comportamiento de la carretera frente a daño por humedad [124].

8.1. 6. Ancona stripping test

El ensayo denominado Ancona Stripping Test (AST) se usa para estudiar el posible fenómeno de stripping en la mezcla. Este procedimiento consiste en sumergir una mezcla bituminosa,

57


formada por 60 g de áridos con un tamaño entre 6 y 10 mm y 3 g de ligante, en un recipiente de 600 ml que contiene 200 ml de agua destilada. Este recipiente se coloca en otro recipiente de 2000 ml que contiene 600 ml de agua hirviendo durante 45 minutos. Una vez el recipiente se ha enfriado, se retira la mezcla del recipiente y se realiza una inspección visual del porcentaje de recubrimiento que se ha desprendido [131].

8.1. 7. Método de descubrimiento de ligante en agua hirviendo (Boiling water stripping test)

El centro de investigación de la carretera de Bélgica (Belgium Road Research Centre, BRRC) ha combinado el ensayo anteriormente definido, Boiling Water Test, con una manera más objetiva de medir la cantidad de stripping que se produce por efecto del daño por humedad [132]. Esto lo han conseguido mediante el cálculo de una curva de calibración del ratio de stripping. De esta forma, se ha eliminado la pobre precisión que se obtiene al medir el potencial de stripping de forma visual. La versión normalizada de este ensayo se encuentra en UNE-EN 12697 [126]. Este ensayo consiste, en primer lugar, en obtener la curva de calibración de la mezcla, para lo cual se fabrican seis muestras de mezcla suelta, sin compactar, de 200 g con los siguientes ratios de recubrimiento: 0:100, 10:90, 20:80, 30:70, 50:50 y 100:0. A continuación, las diferentes muestras son expuestas a un ataque químico, obteniendo la cantidad de ácido consumido para cada muestra. Así, se puede obtener la curva que relaciona la cantidad de ácido consumido con el porcentaje de recubrimiento de la mezcla (Figura 23). El agente químico a emplear en el ataque químico, así como el tiempo de exposición de la mezcla varían dependiendo del tipo de árido.

Figura 23. Curva de calibración para una determinada mezcla [126].

58


Para la obtención de la cantidad de stripping que se produce en la mezcla, se colocan 200 g de mezcla suelta en 600 ml de agua desmineralizada hirviendo durante 10 minutos. A continuación, la mezcla se deja secar y después se somete a ataque químico. A partir de la cantidad de ácido consumido y con la curva de calibración, es posible determinar el porcentaje de árido sin recubrir.

8.1. 8. Método de ultrasonido

Este método, desarrollado por Vuorinen y Valtoren [134], consiste en recubrir con 2 gramos de ligante una partícula de árido pulido de tamaño entre 20 y 80 mm para obtener un espesor de la película de ligante de 0,12 mm. A continuación, la partícula recubierta se coloca en agua y se somete a ultrasonidos, los cuales producen burbujas microscópicas de presión negativa que hacen que el ligante se desprenda del árido de forma mecánica. El grado de desprendimiento del ligante al árido se determina mediante la pérdida de peso del árido tras el ensayo o bien mediante estimación visual.

8.1. 9. Ultrasonic Accelerated Conditioning Procedure

El método denominado Ultrasonic Accelerated Conditioning Procedure (UAMCD) se define como una combinación del ensayo Boiling Water Test añadiendo la aplicación de ultrasonidos [135]. Este procedimiento consiste en sumergir la muestra en un baño de agua a 60ºC, donde se aplican ultrasonidos durante un periodo de tiempo de 5 horas. Tras el acondicionamiento, se mide la pérdida de peso de la muestra, obteniendo así la susceptibilidad al agua de la mezcla.

8.1. 10. Ensayo de adsorción neta (Net Adsorption Test, NAT)

El ensayo de adsorción neta [119] fue desarrollado por Curtis, et al. [93] durante el Strategic Highway Research Program (SHRP) y se utiliza como un procedimiento de selección de betunes y áridos, así como para la determinación de la eficacia de los aditivos antistripping, como parte del Método de diseño Superpave [127]. Este método se basa en medir la cantidad de soluto (ligante) adsorbido a partir de una solución de adsorbente (árido) mediante relaciones basadas en isotermas de adsorción (ecuación de Langmuir). El ensayo consiste en la preparación de 140 ml de una solución de betún en tolueno con una determinada concentración. A esta solución se añaden 50 g de áridos de menos de 4,75 mm. A continuación, la solución y el árido se mezclan en una mesa vibratoria durante 6 horas. Posteriormente se extrae una muestra de la solución y se analiza la cantidad de ligante adsorbido por los áridos a partir de la disminución de la concentración de ligante

59


en la solución de betún-tolueno. Una vez determinada la adsorción, se introducen 2 ml de agua y se agita durante 8 o más horas para medir la cantidad de ligante desprendido del árido. El ligante desprendido del árido revestido se obtiene midiendo la concentración de ligante en la solución de betún-tolueno. La cantidad de betún que permanece en el árido después de la adición de agua se denomina adsorción neta. Si tras este proceso de acondicionamiento más del 90% del betún queda retenido en el árido, el betún y el árido se consideran compatibles, mientras que si es inferior del 70% se consideran incompatibles. La compatibilidad es cuestionable si la adsorción neta queda entre el 70 y 90% [138].

8.1. 11. Ensayo de adsorción neta modificado

En 1996, Walsh, et al. [136] desarrollaron el ensayo de adsorción neta modificado (Modified Net Adsorption Test) como una modificación al ensayo de adsorción neta. Este ensayo varía con respecto al normalizado en que el árido consiste en una determinada graduación en lugar de ser menor de 4,75 mm. Además, estos autores proponen la obtención de un valor inicial de adsorción, así como de adsorción neta, para medir la afinidad del árido-ligante y la resistencia al stripping.

8.1. 12. Texas boiling water test

Este ensayo, definido en la norma ASTM D3625 [128], fue desarrollado durante el Strategic Highway Research Program (SHRP), y consiste en colocar una muestra de 225 gramos mezcla suelta en un recipiente con 500 ml de agua destilada hirviendo durante 10 minutos en los cuales se agitará la mezcla hasta tres veces. Tras este periodo de tiempo, se retira el ligante que se ha desprendido del árido, estimando visualmente el porcentaje de la superficie del árido que ha quedado cubierta por el ligante, distinguiendo entre mayor o menor del 95%.

8.2. Ensayos mecánicos de inmersión en mezclas compactadas

Se han desarrollado numerosos ensayos en mezclas asfálticas compactadas, ya sean preparadas en el laboratorio o muestras de pavimentos existentes, en un intento de evaluar la susceptibilidad de las mezclas asfálticas a la humedad.

60


Los ensayos mecánicos de inmersión implican la medición de un cambio en una propiedad mecánica, tradicionalmente rigidez y/o resistencia, de una mezcla bituminosa compactada después de la inmersión en agua. Se trata de métodos cuantitativos, en los que la relación entre las muestras acondicionadas y no acondicionadas se utiliza para estimar la susceptibilidad al agua de la mezcla, comparándola con un valor prescrito como umbral. Si el valor obtenido en el ensayo es inferior al valor umbral, la mezcla se clasifica como susceptible al agua. Algunos de estos métodos se enumeran en la Tabla 5.

61

62


Tabla 5. Ensayos de daño por humedad para mezclas bituminosas compactadas [117].

Ensayo Acondicionamiento Evaluación del ensayo Referencias

Texas Freeze-thaw pedestal test 23ºC durante 3 días seguido de -12ºC durante 15 h, 23ºC durante 45 min y 49ºC durante 9 h Fisuración de la probeta sobre un punto de apoyo [139]

Inmersion-compression test 49ºC durante 4 días o 60ºC durante 24 h, 25ºC durante 4 h Resistencia a la compresión [120, 121]

Ensayo de estabilidad Marshall Tratamiento de vacío en agua @ 0ºC a 1ºC, 60ºC durante 48 h Estabilidad Marshall [122]

Ensayo Duriez 18ºC durante 7 días Resistencia a compresión (1 mm/s) [140, 141]

Procedimiento Lottman Agua destilada aplicando vacío de 600 mm Hg durante 30 min, presión atmosférica durante 30 min, -18ºC durante 15 h, 60ºC durante 24 h

Resistencia a la tracción indirecta y rigidez [142]

Tunnicliff and Root test Agua destilada vacío de 508 mm Hg hasta 55 – 80% de saturación, 60ºC durante 24 h, 25ºC durante 4 h

Resistencia a la tracción indirecta [81, 143]

Módulo dinámico [24]

Procedimiento de Lottman modifi-cado

Agua destilada aplicando vacío de 508 mm Hg hasta alcanzar nivel de saturación 55 – 80%, -18ºC durante 15 h, 60ºC durante 24 h

Resistencia a tracción indirecta y rigidez [144]

Static Creep test [83]

Procedimiento Illinois-modified Lottman

Agua aplicando vacío de 13-67 kPa hasta alcanzar nivel de saturación 70-80%, 60ºC durante 24 h, 25ºC durante 2 h Resistencia a la tracción indirecta [145]

LINK Bituest Water Sensivity Protocol Vacío hasta saturación parcial, 60ºC durante 6 h, 5ºC durante 16 h, 20ºC durante 2 h Módulo de rigidez [117, 146]

Bitutest protocol Vacío a 510 mm Hg a 20ºC durante 30 min, saturación a 60ºC durante 6 h, 5ºC durante 16 h NAT ITSM ensayado a 20ºC [147]

Moisture vapor susceptibility (MVS) 60ºC durante 75 h Hveem Stability [148, 149]

Ensayo de Inmersión compresión Probetas saturadas a 18ºC durante 7 días Resistencia a compresión [150]

Sensibilidad al agua Probetas saturadas a 40ºC durante 68-72 h Resistencia a la tracción indirecta a 15ºC [150]

Coaxial Shear Test (CAST) Probetas con confinamiento lateral y sumergidas en agua Fatiga [151]


8.2.1. Texas Freeze-Thaw Pedestal Test

Un método de laboratorio de acondicionamiento común es el de hielo-deshielo (freeze-thaw) de acuerdo con ASTM D4867 [143]. Pueden llevarse a cabo uno o varios ciclos de hielo-deshielo para simular el daño por humedad en mezclas bituminosas en caliente [106]. El ensayo Texas Freeze-Thaw Pedestal (FTPT) [152] consiste en fabricar muestras de 14 mm de diámetro por 19 mm de altura a partir del tamaño de árido que pasa el tamiz 0,85 mm y queda retenido en el tamiz de 0,5 mm. A partir de este ensayo, se evalúa la resistencia de la unión árido-ligante, así como la cohesión del ligante. De esta forma, es posible analizar los cambios de viscosidad que ocurren en las mezclas asfálticas tras cinco años de servicio. Después de la fabricación de la muestra, esta se mantiene curándose a 23°C durante 3 días (Figura 24). Una vez transcurrido el periodo de curado, la muestra se coloca en una botella de agua y se somete a ciclos térmicos, los cuales consisten en la congelación a -12°C durante 15 horas, la inmersión en agua caliente a 23°C durante 45 minutos, seguido por la colocación en un horno a 49°C durante 9 horas, y así sucesivamente hasta que se observa que la muestra se ha agrietado. Las mezclas que se agrietan en los primeros 10 ciclos térmicos se consideran susceptibles a la humedad, mientras que las que soportan de 20 a 25 ciclos se consideran resistentes a la humedad.

Figura 24. Freeze-Thaw Pedestal Test. Muestra compactada colocada en una botella de agua lista para el ciclado térmico [127].

8.2.2. Ensayo de sensibilidad al agua (UNE)

Otro método de ensayo para la determinación de la sensibilidad al agua de mezclas bituminosas es el recogido en la norma UNE-EN 12697-12 [150]. Este método consiste en colocar un conjunto de probetas en un baño de agua a 40ºC durante un periodo de tiempo de 68 h a 72 h. Estas probetas previamente se habrán sometido a vacío con una presión

63


absoluta de 6,7 kPa durante un periodo de 30 min. Otro conjunto de probetas se mantiene seco a la temperatura ambiente.

Después del acondicionamiento, se determina la resistencia a la tracción indirecta de cada uno de los conjuntos de probetas (secas y sometidas a daño por humedad), de acuerdo con lo establecido en la Norma UNE-EN 12697-23 [153], y a una temperatura de 15ºC. Por último, se determina la relación entre la resistencia a la tracción indirecta del conjunto de probetas acondicionado en agua y la resistencia a tracción indirecta del conjunto acondicionado en seco, expresada como un porcentaje.

8.2. 3. Ensayo de inmersión-compresión

Este ensayo se utiliza como un método de evaluación de la pérdida de cohesión en las mezclas asfálticas por efecto del agua [120, 121]. En este ensayo se compara la resistencia a compresión de probetas de mezcla recién fabricadas, las cuales habrán sido curadas a una temperatura de 23ºC durante 4h, con la resistencia a compresión de probetas de mezcla sometidas a inmersión en agua durante 4 días a 49°C (o 60°C durante 24 horas) y acondicionadas en agua a 23°C durante 4 horas. Con estos dos valores de resistencia se obtiene el índice de resistencia retenida (IRS). Según las recomendaciones del Asphalt Institute, las mezclas con un IRS inferior o igual al 75% se consideran susceptibles al daño por humedad. Por otra parte, el CEDEX [154] definió un ensayo similar al anteriormente descrito que consiste en fabricar 10 probetas cilíndricas de 101,6 mm de diámetro por 101,6 mm de altura, las cuales se dividen en dos grupos (grupo seco y grupo húmedo). Un grupo se mantiene a temperatura ambiente y se acondiciona a 25ºC antes de la rotura. El otro grupo se sumerge en un baño de agua caliente a 60ºC durante 24h o 4 días a 49ºC y luego se acondiciona en agua a 25ºC durante 4 horas. En este ensayo se obtiene el Índice de Resistencia Conservada (IRC) mediante la comparación de la resistencia a compresión de probetas de los dos grupos, grupo seco y grupo húmedo.

8.2. 4. Procedimiento Lottman

Este método se utiliza generalmente para determinar la susceptibilidad al agua de mezclas densas [142]. El procedimiento Lottman consta de dos partes: primero, se someten un grupo de probetas, de 100 mm de diámetro y 63 mm de altura, a saturación mediante vacío, y después estas probetas se someten a ciclos de hielo-deshielo. Una vez acondicionadas, se ensayan obteniendo la relación de resistencia a tracción indirecta y rigidez de la mezcla acondicionada y no acondicionada.

64


La saturación de la mezcla consiste en realizar un vacío de 600 mm Hg durante 30 minutos a las probetas que se encuentran sumergidas en agua destilada. Una vez realizado el vacío, las probetas se dejan sumergidas otros 30 minutos. Transcurrido este tiempo, las probetas se acondicionan en agua a la temperatura del ensayo durante 3 horas, para posteriormente ser ensayadas, obteniendo la relación de resistencia a la tracción indirecta entre probetas no acondicionadas y acondicionadas. Este procedimiento permite analizar su comportamiento frente a daño por humedad a corto plazo, lo cual pretende simular 4 años en servicio de la mezcla. Por otro lado, el procedimiento de hielo-deshielo de este ensayo consiste en envolver las probetas saturadas mediante bolsas plásticas de alta resistencia. A continuación, se congelan a -18ºC durante 15 horas. Después se retira la bolsa de plástico y se colocan las probetas en un baño de agua destilada a 60ºC durante 24 horas. Una vez transcurrido el periodo de acondicionamiento, las probetas se mantienen en agua a la temperatura del ensayo durante 3 horas. Los resultados de las mezclas sometidas a ciclos de hielo-deshielo permiten evaluar el comportamiento de la mezcla a largo plazo (de 4 a 12 años de servicio).

8.2. 5. Ensayo de estabilidad Marshall

Generalmente, este ensayo es usado para evaluar la resistencia a la deformación de las mezclas asfálticas [122]. Mediante este ensayo se comparan los resultados de estabilidad de probetas sometidas a daño por humedad con la estabilidad en probetas no acondicionadas. Este procedimiento varía en función de la organización que lo use. Siguiendo el método Shell, se fabrican ocho probetas de mezcla bituminosa dividiéndolas en dos grupos. El primer grupo de probetas se ensaya siguiendo el método Marshall estándar, obteniendo un valor de estabilidad. El segundo grupo de probetas se acondicionan sumergiéndolas en agua y aplicándoles vacío a una temperatura entre 0 y 1°C. A continuación, se dejan en un baño de agua a 60°C durante 48 horas. Tras ese periodo de tiempo, se ensayan para obtener la estabilidad Marshall. Entonces se determina la estabilidad Marshall retenida como la relación entre la estabilidad Marshall de las probetas acondicionadas frente a la estabilidad de probetas no acondicionadas [155].

8.2. 6. Procedimiento modificado de Lottman

El procedimiento modificado de Lottman [18, 144] es el ensayo más utilizado en EEUU. El ensayo consiste en fabricar 6 probetas de mezcla, con un contenido de huecos similar, que se dividen en dos grupos (3+3). Las probetas pueden ser compactadas utilizando un compactador Marshall o un compactador giratorio. Un grupo será el de control, es

65


decir, el grupo de probetas no acondicionadas; las probetas de este grupo se mantienen a temperatura ambiente e inmediatamente antes de comenzar el ensayo se sumergen en agua, pero metidas en bolsas de plástico, a 25ºC. El otro grupo es saturado sumergiendo las probetas en agua y aplicando vacío, durante un periodo de tiempo determinado hasta alcanzar un nivel de saturación que se encuentre entre el 70-80%. Este grupo se somete a un ciclo de hielo-deshielo, introduciendo las probetas en bolsas con agua en un congelador a -18ºC durante 16 horas como mínimo. Pasado este tiempo se introducen en un baño de agua durante 24 horas a 60ºC, y finalmente, 2 horas antes de la rotura de las probetas, se mantienen a 25ºC. La susceptibilidad al agua se determina mediante el cálculo de la relación de resistencia a tracción indirecta (TSR) de las probetas no acondicionadas y las acondicionadas. Las probetas rotas a tracción indirecta son inspeccionadas de manera visual para estimar la pérdida de recubrimiento que se ha producido tras el acondicionamiento. La mayoría de los investigadores utilizan un valor de TSR de 0,80 (80%) como aceptable, aunque otros consideran como aceptable un valor de 0,70. Este ensayo tiene sus limitaciones en cuanto a la predicción de la susceptibilidad al agua con confianza [127].

8.2. 7. Procedimiento Illinois-modified Lottman

En este procedimiento se dividen las probetas de mezcla a evaluar en dos grupos. El primer grupo de probetas serán las probetas no acondicionadas, las cuales se colocarán en un baño de agua a 25ºC durante 2 horas, estando cubiertas por una capa de agua de al menos 25 mm. Por otro lado, el grupo de probetas que se someterán a daño por humedad serán saturadas entre el 70-80% de sus huecos mediante la aplicación de vacío en un baño de agua a una presión de 13-67 kPa. Después, las probetas serán colocadas en un baño de agua a 60ºC durante 24 horas y después transferidas a un baño de agua a 25ºC durante 2 horas. Ambos grupos de probetas (acondicionadas y sin acondicionar) se ensayan mediante el ensayo de tracción indirecta para determinar su resistencia a la tracción indirecta. Por último, para determinar el daño por humedad, se obtiene el parámetro que relaciona la resistencia a tracción indirecta de las probetas no acondicionadas y acondicionadas, denominado ratio de resistencia a la tracción indirecta (TSR), determinando así el daño producido por la acción del agua en las probetas. En este ensayo se considera aceptable un valor de TSR igual o superior a 85%.

8.2. 8. Procedimiento Tunnicliff and Root

El procedimiento Tunnicliff and Root [81, 143] consiste en la fabricación de seis probetas con un contenido de huecos entre el 6 y el 8%. Las seis probetas se dividen en dos grupos de tres. El primer grupo es el grupo de control, el cual no se someterá a acondicionamiento.

66


El segundo grupo se sumerge en agua aplicando vacío hasta saturarlo. Después de la saturación, las probetas se colocan en un baño de agua durante 24 horas a 60ºC. Antes de ensayarlas se dejan a 25ºC. Después se determina la resistencia a la tracción de las probetas, así como ratio de resistencia a la tracción indirecta (TSR) que relaciona la resistencia de las probetas acondicionadas con la de las probetas no acondicionadas. En este procedimiento se consideran aceptables valores de TSR mínimos de 0,7 a 0,8.

8.3. Ensayos de inmersión en mezclas compactadas considerando el tráfico

Casi todos los ensayos descritos hasta ahora asumen tácitamente que el tráfico que pasa por superficie del pavimento no influye en el daño por humedad. Sin embargo, existen otros métodos de ensayo que también consideran el tráfico que pasa por la superficie. Algunos de estos métodos se presentan en la Tabla 6.

Tabla 6. Ensayos de daño por humedad que consideran la carga de tráfico.

Método de ensayo Descripción

Inmersion wheel tracking test Mezclas asfálticas sumergidas en agua a 40ºC, sometidas a una rueda de 20 kg de carga que se mueve en vaivén a 25 ciclos por minuto.

Hamburg wheel tracking device (HWTD) Mezclas sumergidas en agua a 50ºC sometidas al paso de una rueda de acero.

Environmental conditioning system (ECS)

Someter la mezcla a 3 ciclos a 60ºC durante 6 h (vacío parcial y carga repetida continua de 124 kPa) y un ciclo de congelación a -18ºC durante 6 h (vacío parcial). Después de cada ciclo, la probeta se acondiciona a 25ºC durante 2 h.

Moisture induced stress tester (MIST)Mantener probeta en agua a temperatura constante generando repetidamente presión en los poros (menos de 3 horas). Se aplica vacío forzando el agua hacia fuera y a través (respectivamente) de una probeta.

A continuación se describen algunos de los métodos de ensayo que consideran la carga de tráfico (repetida) en sus procedimientos.

8.3.1. Immersion Wheel Tracking Test

El ensayo denominado Inmersion Wheel Tracking simula el efecto del tráfico cuando la mezcla bituminosa se encuentra sumergida en agua [156]. La máquina de ensayo consta de tres ruedas de 20 kg de carga que se mueven en vaivén a 25 ciclos por minuto encima de tres probetas de mezcla, colocadas de manera que el nivel de agua esté justo por encima de su superficie superior. El agua se encuentra a 40ºC. Se considera que la probeta de mezcla ha fallado cuando se produce aumento repentino y significativo en su deformación plástica.

67


Figura 25. Principio de diseño de la máquina para el ensayo Immersion Wheel Tracking [156].

8.3. 2. Hamburg Wheel Tracking Device (HWTD)

Este ensayo es similar al Immersion Wheel Tracking Test [18, 23] y consiste en someter un par de probetas de mezcla bituminosa a la carga de una rueda bajo el agua (Figura 26). El tamaño típico de las probetas para este ensayo es de 260 mm de ancho, 320 mm de largo y 40 mm de espesor. Las probetas se sumergen en agua a 50ºC, aunque la temperatura puede variar desde 25 a 70ºC, y se someten al paso de una rueda de acero (47 mm de ancho) con una carga de 705 N. La rueda pasa 50 veces/min por encima del centro de cada probeta, con una velocidad máxima de 34 cm/seg. El ensayo se mantiene hasta los 20.000 pases o hasta que se desarrolla una rodada de 20 mm.

68


Figura 26. Hamburg Wheel Tracking Device con probetas cilíndricas [127].

Los resultados de este ensayo se muestran en una curva que representa la profundidad de la rodera en función del número de pasadas. En la curva se distingue una primera etapa que es la pendiente de fluencia y una segunda donde la velocidad de deformación aumenta rápidamente que se denomina pendiente de stripping. El inicio del stripping se denomina punto de inflexión de stripping (stripping inflection point) y se refiere a la intersección de la pendiente de fluencia y la pendiente de stripping donde hay un fuerte aumento de la tasa de deformación permanente (Figura 27). Tanto la pendiente de stripping como el punto de inflexión de stripping están relacionados con el daño por humedad de la muestra.

Figura 27. Resultados del ensayo con el dispositivo de la rueda de Hamburgo [127].

69


8.3. 3. Environmental Conditioning System

El Environmental Conditioning System (ECS) [157] fue desarrollado por la Universidad de Oregón a través del programa SHRP (Strategic Highway Research) y se caracteriza por su amplia capacidad para simular condiciones de campo. Este ensayo considera tres componentes principales: acondicionamiento del fluido, cámara de acondicionamiento ambiental y un sistema de carga. Mediante este procedimiento es posible determinar la susceptibilidad al agua de las mezclas bituminosas compactadas, sometiéndolas a diferentes temperaturas (-20 a 100ºC), así como a diferentes niveles de saturación y carga dinámica [117]. El procedimiento de ensayo ECS consiste en tres fases. En la primera fase, se determina el módulo resiliente y la permeabilidad de la probeta en seco. Después, en la segunda fase, se pasa agua a través de la probeta durante 30 minutos aplicándole vacío. Por último, la probeta saturada se somete a ciclos térmicos, determinando el módulo resiliente y la permeabilidad. Los ciclos térmicos a los que se ve sometida la probeta constan de tres ciclos a 60ºC durante 6 horas, donde la probeta es sometida a un vacío parcial y una carga repetida de 124 kPa, y un ciclo de congelación a 18ºC durante 6 horas. En el ciclo de congelación, la probeta no está sometida a carga, pero si a vacío parcial. Después de cada uno de estos ciclos, la probeta se acondiciona a 25ºC durante dos horas, determinando su módulo resiliente y la permeabilidad al agua. Para que la mezcla se considere apta frente a daño por humedad la relación entre los módulos resilientes de las probetas acondicionadas y no acondicionadas debe ser mayor de 0,8.

8.3. 4. Moisture Induced Stress Tester

El método Moisture Induced Stress Tester (MIST) (Figura 28) fue desarrollado para proporcionar un método racional de evaluación de la susceptibilidad a la humedad de las mezclas asfálticas en caliente. Este método fue diseñado para simular rápidamente (menos de 3 horas) el stripping debido a la generación repetida de presión en los poros simulando las condiciones existentes en campo, tales como temperaturas elevadas, tráfico y humedad [106, 158]. El MIST usa un suministro de aire comprimido para cargar y aplicar vacío, forzando el agua hacia fuera y a través (respectivamente) de una probeta, la cual se mantiene en agua a una temperatura constante.

70


Figura 28. Moisture Induced Stress Tester (MIST) [159].

Chen y Huang [159] usaron cuatro métodos diferentes para acondicionar las probetas que les permitirían evaluar el daño por humedad: (1) un ciclo de hielo-deshielo (F-T), (2) dos ciclos de hielo-deshielo (F-T), (3) 500 ciclos de pulsos de presión de poro con MIST, y (4) 1000 ciclos con MIST. Como era de esperar, se produjo una caída del módulo dinámico después de acondicionar las probetas (Figura 29), siendo esta caída superior para los casos de acondicionamiento (2) y (4). Estos autores mostraron como el cambio en el módulo dinámico de mezclas bituminosas es efectivo para medir en laboratorio el daño por humedad.

Figura 29. Módulo dinámico de mezclas con una angulosidad del árido grueso (CAA) de 0%: a) mezclas sin acondicionamiento y sometidas a ciclos de hielo-deshielo y b) mezclas sin acondicionamiento y sometidas

a MIST [159].

a)

b)

71


Mallick, et al. [106] usaron los ciclos de hielo-deshielo (FT), así como ciclos de presión con MIST para acondicionar las probetas. Sin embargo, estos autores incluyeron un dispositivo de carga acelerada denominado MMLS3, donde las probetas se sumergen en agua a 60ºC.

8.4. Otros ensayos

En la actualidad, el estudio del daño por humedad ha llevado a la implementación de métodos distintos a los comentados en las Tablas 4, 5 y 6, los cuales pretenden mejorar la cuantificación del daño por humedad en las mezclas asfálticas. Así, investigadores del Nottingham Transportation Engineering Centre (NTEC) han desarrollado el ensayo Saturation Ageing Tensile Stiffness (SATS) que combina el envejecimiento y el daño por humedad en el acondicionamiento de las probetas. Este ensayo consiste en introducir en agua, a una determinada temperatura, con alta presión, probetas de mezcla saturadas, durante un tiempo determinado. Después del acondicionamiento, se obtiene el módulo de rigidez de las probetas para compararlo con el módulo de rigidez de las probetas no acondicionadas, obteniendo la relación entre ambos módulos. Esta relación se denomina módulo de rigidez retenido. Los resultados obtenidos a partir del ensayo demuestran que éste es capaz de diferenciar entre distintas mezclas bituminosas en función de su comportamiento frente a la acción del agua [160, 161]. El ensayo de fatiga CAST (Coaxial Shear Test) ha sido también empleado en estudio del comportamiento de las mezclas porosas frente a daño por humedad [162]. El ensayo consiste en aplicar una carga a una probeta sumergida en agua y confinada lateralmente Otro ensayo usado en la evaluación del daño por humedad es el Dynamic Modulus Test [24]. Mediante este ensayo se obtienen valores de módulo dinámico, los cuales permiten comparar probetas no acondicionadas con probetas acondicionadas. La ausencia de un método de laboratorio unificado para el estudio del daño por humedad junto con la correlación deficiente entre los distintos métodos de laboratorio y las observaciones in-situ, conduce al uso de otro tipo de estudios desde un punto de vista más teórico, por ejemplo, la medición de la Energía Libre Superficial del ligante y el árido [22, 165, 166]. Este parámetro permite cuantificar la calidad del enlace adhesivo árido-ligante y la energía de enlace cohesivo del ligante. Los resultados de energía superficial libre permiten analizar el comportamiento del ligante frente al agua, así como obtener la mejor combinación árido-ligante que permite mejorar la sensibilidad al agua de la mezcla. La Energía Superficial Libre del árido se puede medir y, por lo tanto, cuantificar mediante el dispositivo Universal Sorption Device (USD), mientras que la energía Superficial Libre del ligante se mide mediante el método de Wilhelmy Plate (WP) [82, 165]. Mediante estos

72


métodos es posible aproximar la energía de la unión árido-ligante, con y sin presencia de agua.

73

74


9. Conclusiones


En este trabajo se ha presentado una revisión bibliográfica sobre el efecto de la acción del agua en las mezclas asfálticas. El fenómeno de daño por humedad provoca una disminución de la resistencia de las mezclas asfálticas, lo cual puede llevar al fallo del material, reduciendo así su vida de servicio. Para que exista daño por humedad, el agua debe llegar hasta el interior de la mezcla. Existen tres modos principales de transporte: permeabilidad, ascensión capilar y difusión. Se han definido diversos mecanismos que pueden producir la desenvuelta entre el árido y el ligante. Estos mecanismos se pueden dividir en dos corrientes: micro-mecanismos y macro-mecanismos. Dentro de los micro-mecanismos se encuentran las teorías que estudian la adhesión y la cohesión a escala molecular, mientras que en los macro-mecanismos se incluyen las teorías que los estudian a macro-escala. La mayor parte de los autores se centran en la escala molecular, distinguiendo como mecanismo de daño el desprendimiento, el desplazamiento, la dispersión del mástico, la rotura de la película o microcracks, la desorción o eliminación del mástico y la emulsificación espontánea. Desde el punto de vista del macro-daño se encuentran el exceso de presión de poros, el lavado hidráulico y la erosión física o movimiento advectivo. Los factores que influyen en el daño por humedad se han dividido en factores internos y factores externos. Los factores internos son aquellos relacionados con las propiedades de los materiales que forman la mezcla bituminosa. En esta categoría se incluyen los áridos, el ligante, el enlace árido-ligante, la permeabilidad y los huecos de aire. Dentro de los factores externos se incluyen la fabricación de la mezcla, la puesta en obra, el nivel de tráfico y las condiciones ambientales. Existen diversas manifestaciones de deterioro de las mezclas por efecto de la acción del agua, siendo el stripping la más común. Otras manifestaciones de daño provocadas por el agua son el raveling, shelling y lavado hidráulico (hydraulic scour). Por último, a lo largo del tiempo se han desarrollado diversos métodos de ensayo para evaluar la sensibilidad al agua de las mezclas. Estos se han dividido en ensayos en mezclas sueltas, ensayos en mezclas compactadas y ensayos en mezclas compactadas considerando el tráfico.

75

76


10. Agradecimientos


Los autores desean agradecer al Ministerio de Economía y Competitividad (España) su apoyo en el proyecto PROFIS (BIA2012-36508), desarrollado en el marco del VI Plan Nacional de Investigación Científica, Desarrollo e Innovación Tecnológica, cofinanciado con fondos del Fondo Europeo de Desarrollo Regional (FEDER) de la Unión Europea (Una manera de hacer Europa), así como la concesión de la ayuda para la formación de personal investigador en formación (FPI) BES-2013-065678.

77

78


Referencias bibliográficas


[1] Sengoz, B. y E. Agar, 2007. Effect of asphalt film thickness on the moisture sensitivity characteristics of hot-mix asphalt. Build environ 42, pp. 3621-3628.

[2] Araújo, M., V. Lins y V. Pasa, 2011. Effect of Ageing on Porosity of Hot Mix Asphalt. Braz J Petroleum Gas 5(1), pp. 11-18.

[3] Boadu, C., 2005. Evaluation of rut resistance of Superpave fine-graded and coarse-graded mixtures. Tesis doctoral, University of Florida.

[4] Qing, L. y J. Harvey, 2005. Investigation of Conditions for Moisture Damage in Concrete and Appropiate Laboratory Test Methods. Report Number: UCPRC-RR-2005-15, Pavement Research Centre, University of California.

[5] Shah, B., 2003. Evaluation of moisture damege within asphalt concrete mixes. Tesis doctoral, Texas A&M University.

[6] Caro-Spinel, S. y A. Alvarez-Lugo, 2011. Evaluación de la susceptibilidad al daño por humedad de mezclas asfálticas empleando propiedades termodinámicas. Rev. Fac. Ing. Univ. Antioquia 58, pp. 95-104.

[7] Balaguer, E., J. Elvira y J. Fernandez del Campo, 1979. Firmes de carreteras. Tomos I y II. Servicio de Publicaciones E.T.S.I.C.C.P. Madrid.

[8] Ferré, P., 2005. Las Emulsiones de Betún su Química - Física. Carreteras, Revista Técnica de la Asociación Española de la Carretera 139, pp. 20-33.

[9] Kringos, N., T. Scarpas, C. Kasbergen y P. Selvadurai, 2008. Modelling of combined physical-mechanical moisture-induced damage in asphalt mixes, Part 1: governing processes and formulations. Int j pavement eng 9(2), pp. 115-128.

[10] Shanahan, M., 1991. Adhesion and Wetting: Similarities and Differences. Rubber World 205, pp. 28-36.

[11] Moraes, R., R. Velasquez y H. Bahia, 2011. Selección de materiales para mezclas asfálticas resistentes al daño por humedad utilizando el método de la gota sésil y el bitumen bond strength (BBS). XVI CILA - Congreso Ibero-Latinoamericano do Asfalto.

[12] Moraes, R., R. Velasquez y H. Bahia, 2011. Measuring the effect of moisture on asphalt-aggregate bond with the bitumen bond strength test. Transp Res Rec J Transport Res Board 2209, pp. 70-81.

[13] Pérez Jiménez, F., 1986. Una aportación al estudio de la adhesividad árido-ligante bituminoso. Trabajo de investigación E.T.S.I.C.C.P. Barcelona.

[14] Kiggundu, B.M. y F.L. Roberts, 1988. Stripping in HMA mixtures: state-of-the-art and critical review of test methods. National Center for Asphalt Technology, NCAT report No. 88-2, Auburn University, Alabama.

[15] Viswanathan, A., 2005. Investigation of Moisture Sensitivity of Hot Mix Asphalt Concrete. Tesis doctoral, University of West Virginia.

79


[16] Arambula, E., 2007. Influence of Fundamental Material Properties and Air Void structure on Moisture Damage of Asphalt Mixes. Tesis doctoral, Texas A&M University.

[17] Valdés, G., A. Calabi, E. Sanchez, R. Miró y O. Reyes, 2015. Matriz árido-ligante: factores implicados en la capacidad adhesiva y cohesiva del ligante asfáltico. RIOC, pp. 40-49.

[18] Asphalt Insitute, 2007. Moisture Sensitivity. Best Practices to Minimize Moisture sensitivity in Asphalt Mixtures. Manual Series 24, First Edition.

[19] Kanitpong, K. y H. Bahia, 2003. Role of Adhesion and Thin Film Thickness of Asphalt Binders in Moisture Damage of HMA. J Assoc Asphalt Pav Technol 72, pp. 205-528.

[20] Terrel, R. y S. Al-Swailmi, 1994. Water Sensitivity of Asphalt-Aggregate Mixes: Test Selecion. Report Number: SHRP-A-403, Strategic Highway Research Program, National Research Council. Washington, D.C.

[21] Sunghwan, K. y B. Coree, 2005. Evaluation of hot mix asphalt moisture sensitivity using the Nottingham Asphalt Test Equipment. Center for transportation, research and education, Iowa State University.

[22] Caro, S., E. Masad, A. Bhasin y D.N. Little, 2008. Moisture susceptibility of asphalt mixtures, Part 1: mechanisms. Int j pavement eng 9(2), pp. 81-98.

[23] Hunter, E. y K. Ksaibati, 2002. Evaluation moisture susceptibility of asphalt mixes. Report No. MPC-02-138.

[24] Breakah, T., J. Bausano y R. Williams, 2009. Integration of moisture sensitivity testing with gyratory mix design and mechanistic-empirical pavement design. J Transp Eng 135(11), pp. 852-857.

[25] Mohammad, L., A. Herath y B. Huang, 2003. Evaluation of Permeability of Superpave asphalt Mixtures. Transp. Res. Rec. J Transport Res Board 1832, pp. 50-58.

[26] Masad, E., R. Lytton y D. Little, 2005. Moisture-induced damage in asphaltic mixes. Proceedings of the international workshop on moisture-induced damage of asphaltic mixes. ISBN-13: 978-90-816396-1-1.

[27] Rice, J., 1958. Relationship of aggregate characteristics to the effect of water on bituminous paving mixtures. ASTM STP No. 240.

[28] Stuart, K., 1990. Moisture damage in asphalt mixtures – a state-of-the-art report. Report FHWA-RD-90-019, FHWA, VA 22101-2296.

[29] Fwa, T. y B. Ong, 1994. Effect of moisture in aggregates on performance of asphalt mixtures. Transp Res Rec J Transport Res Board 1454, pp. 28-35.

[30] Huber, G., 2005. Tendemess caused by moisture. Proceedings of the international workshop on moisture-induced damage of asphaltic mixes. ISBN-13:978-90-816396-1-1.

[31] Taylor, M. y N.P. Khosla, 1983. Stripping of asphalt pavements: state-of-the-art. Transp Res Rec J Transport Res Board 911, pp. 150-157.

80


[32] Kandhal, P., 1992. Moisture susceptibility of HMA mixes: identification of problem and recommended solutions. Report 92-1, NCAT.

[33] Bagampadde, U., U. Isacsson y B. Kiggundu, 2004. Classical and Contemporary Aspects of Stripping in Bituminous Mixes. Road Mater Pavement 5(1), pp. 7-43.

[34] Figueroa, A. y F. Reyes, 2012. Influence of water in asphalt binders and its impact on stripping of asphalt mixtures. 5th Euroasphalt & Eurobitume Congress. Istanbul.

[35] Lutif, J.E.S. y Y. Kim, 2006. Material Selection and Design Consideration for Moisture Damage of Asphalt Pavement. Nebraska Department of Roads Research Reports, Paper 52.

[36] Fromm, H., 1974. The mechanism of asphalt stripping from aggregate surfaces. J Assoc Asphalt Pav 43, pp. 191-223.

[37] Mcgennis, R., T. Kennedy y R. Machemehl, 1984. Stripping and moisture damage in asphalt mixtures. RHWA/TX-85/55+253-1. Dept. of Highways and Public Transportation, Austin Texas.

[38] Terrel, R. y J. Shute, 1989. Summay report on water sensitivity. SHRP-A/IR-89-003. SHRP, National Research Council. Washington.

[39] Mcgennis, R., 1995. Background to superpave asphalt mixture design and analysis. Report FHWA-SA-95-003. Washington, D.C.

[40] Hallberg, S., 1950. The adhesion of bituminous binders and aggregates in the presence of water. Statens, Vaginstitut, Stockholm, Meddeland, 78.

[41] Kandhal, P., 1994. Field and lab investigation of stripping in asphalt pavements: state-of-the-art. Transp Res Rec J Transport Res Board 1454, pp. 36-47.

[42] Scott, J., 1978. Adhesion and disbonding mechanisms of asphalt used in highway construction and maintenance. J Assoc Asphalt Pav 47, pp. 19-43.

[43] Edwards, Y. y J. Aurstad, 2000. The influence of runway de-icing agents on durability of asphalt concrete pavements for airfields. RMPD 1(4).

[44] Petersen, J. y H. Plancher, 1998. Model studies and interpretive review of the competitive adsorption and water displacement of petroleum asphalt chemical funtionalities on mineral aggregate surfaces. Petro Sc and Tech, pp. 89-131.

[45] Brown, L., G. Pabst y J. Marcev, 1990. The contribution of microorganisms to stripping and the ability of an organo functional silane to prevent stripping. J Assoc Asphalt Pav 59, pp. 360-378.

[46] Parker, F. y L. Benefield, 1991. Effects of microbial activity in asphalt-aggregate bond. J Assoc Asphalt Pav 60, pp. 188-206.

[47] Thunqvist, E., 2001. Long term effects of deicing salt on the roadside environment part II: groundwater and surface water. Proceedings of the 9th maintenance management conference.

81


[48] Mehrara, A. y A. Khodaii, 2011. Evaluation of asphalt mixtures moisture sensitivity by dynamic creep test. J Mater Civ Eng 23(2), pp. 212-219.

[49] Arambula, E., E. Masad y A. Epps, 2007. The influence of crack growth distribution on the moisture susceptibility of asphalt mixes. J Mater Civ Eng 19 (8), pp. 655–664.

[50] Kringos, N., 2007. Modelling of combined physical-mechanical moisture-induced damage in asphaltic mixes. Tesis doctoral, TU Delft, ISBN 9789090217659.

[51] Dawson, A., N. Kringos, T. Scarpas y P. Pavsic, 2008. Water in the Pavement Surfacing. En: Water in road Structures, Dawson, ed., Springer, pp. 81-105.

[52] Mehrara, A. y A. Khodai, 2013. A review of state of the art on stripping phenomenon in asphalt concrete. Constr Build Mater 38, pp. 423-442.

[53] Terrel, R.L. y S. Al-Swailmi, 1994. Water Sensitivity of Asphalt-Aggregate Mixes: Test Selection. Report A-403. SHRP, National Research Council. Washington.

[54] Ford, M., P. Manke y C. O’Bannon, 1974. Quantitative evaluation of stripping by the Surface Reaction Test. Transp Res Rec J Transport Res Board 515, pp. 40-54.

[55] Dony, A. y C. Turmel, 1993. Bitumes-polymères: adaptons nos tests aux techniques d’aujourd’hui. 5th Eurobitume Congress IA, pp. 66-70.

[56] Tarrer, A. y V. Wagh, 1991. The Effect of the Physical and Chemical Characteristics of the Aggregate on Bonding. SHRP, National Research Council.

[57] Hamzah, M.O., M.R. Kakar y M.R. Hainin, 2015. An Overview of Moisture Damage in Asphalt Mixtures. Jurnal Teknologi 73(4), pp. 125-131.

[58] Little, D.N. y D.R. Jones, 2003. Chemical and mechanical processes of moisture damage in hot-mix asphalt pavements. En: Proceedings of the Moisture Sensitivity of Asphalt Pavements – A National Seminar, California.

[59] García, G.M., 2012. Análisis comparativo del comportamiento mecánico de mezclas bituminosas. Normativa NLT- Normativa UNE-EN. Tesis doctoral, Universidad de Granada.

[60] Cheng, D., D. Little, R. Lytton y J. Holste, 2002. Use of surface free energy properties of the asphalt-aggregate system to predict damage potential. J Assoc Asphalt Pav Technol 71, pp. 59-88.

[61] Cheng, D., D. Little, R. Lytton y J. Holste, 2003. Moisture damage evaluation of asphat mixtures by considering both moisture diffusion and repeated - load conditions. Transp Res Rec J Transport Res Board 1832, pp. 42-49.

[62] Masad, E., A. Al-Omari y R. Lytton, 2006. Simple method for predicting laboratory and field permeability of hot-mix asphalt. Transp Res Rec J Transport Res Board 1970, pp. 55-63.

[63] Kandhal, P. y I. Rickards, 2001. Premature failure of asphalt overlays from stripping: case histories. J Assoc Asphalt Pav Technol 70, pp. 301-351.

82


[64] Miró, R., 1994. Metodología para la caracterización de ligantes asfálticos mediante el empleo del ensayo cántabro. Tesis doctoral, Universidad Politécnica de Cataluña.

[65] Lu, Q. y J.T. Harvey, 2006. Field investigation of factors associated with moisture damage in asphalt pavements. 10th International conference on asphalt pavements (ISAP), Quebec, pp. 691–700.

[66] Epps, J., P.E. Sebaaly, J. Penaranda, M.R. Maher, M.B. McCann y A.J. Hand, 2000. Compatibility of a test for moisture induced damage with Superpave Volumetric Mix Design. NCHRP, Report 444, Washington.

[67] Tandon, V., N. Vemuri y S. Nazarian, 1996. Evaluation of environmental conditioning system for predicting moisture susceptibility of asphalt concrete mixtures. Transport Res Board, 75th Annual Meeting, Washington.

[68] Shamshuddin, M., M. Abdullah y S. Rhasbudin Shah, 2010. The Development of Moisture Sensitivity Test for Compacted Asphalt. Int J Integrated Eng 2(2), pp. 17-25.

[69] Hicks, R.G., 1991. Moisture Damage in Asphalt Concrete. NCHRP Synthesis of Highway Practice 175: TRB, National Research Council, Washinghton.

[70] Graf, P.E., 1986. Factors affecting moisture susceptibility of asphalt concrete mixes. J Assoc Asphalt Pav Technol 55, pp. 175-213.

[71] Yoon, H.H. y A.R. Tarrer, 1988. Effect of Aggregate Properties on Stripping Transportation Research Record. National Research Council, Washington, pp. 37-42.

[72] Terrel, R.L., T.V. Scholz, A. Al-Joaib y S. Al-Swailmi, 1993. Validation of binder properties used to predict water sensitivity of asphalt mixtures. J Assoc Asphalt Pav Technol 62, pp. 172-223.

[73] Schmidt, R.J. y P.E. Graf, 1972. The Effect of Water on the Resilient Modulus of Asphalt Treated Mixes. J Assoc Asphalt Pav Technol 41, pp. 118-162.

[74] Birgirsson, B., R. Roque y G.C. Page, 2003. Evaluation of water damage using hot mix asphalt fracture mechanics. J Assoc Asphalt Pav Technol 72, pp. 516-62.

[75] Al-Swalimi, S. y R.L. Terrel, 1993. Evaluation of ECS and Comparison with AASHTO T283. Proc Assoc Asphalt Pav Technol 62.

[76] Masad, E., A. Castelblanco y B. Birgisson, 2006. Effects of air void size distribution, pore pressure, and bond energy on moisture damage. J Testing Evaluation 34 (1), pp. 1-9.

[77] Choubane, B., G.C. Page y J.A. Musselman, 1998. Investigation of water permeability of coarse graded superpave pavements. J Assoc Asphalt Pav Technol 67, pp. 254-71.

[78] Kim, S. y B.J. Coree, 2005. Evaluation of hot mix asphalt moisture sensitivity using the Nottingham asphalt test equipment. Department of Civil, Construction, and Environmental Engineering, Report no. IHRB Project TR-483. Iowa State University.

[79] Maupin, G.W., 1982. The use of antistripping additives in Virginia. J Assoc Asphalt Pav Technol 51, pp. 342-63.

83


[80] Pan, C. y T.D. White, 1998. Evaluation of stripping for asphalt concrete mixtures using accelerated testing methods. Transp Res Rec J Transport Res Board 1930, pp. 98-105.

[81] Tunnicliff, D.G. y R.E. Root, 1984. Antistripping Additives in Asphalt Concrete Mixtures. NCHRP Synthesis of Highway Practice, 274, TRB National Research Council, Washington.

[82] Jahromi, S., 2009. Estimation of resistance to moisture destruction in asphalt mixtures. Constr Build Mater 23(6), pp. 2324-2331.

[83] Abo-Qudais, S., 2007. The effects of damage evaluation techniques on the prediction of environmental damage in asphalt mixtures. Build environ 42(1), pp. 288-296.

[84] Bagampadde, U., U. Isacsson y B. Kiggundu, 2005. Influence of aggregate chemical and mineralogical composition on stripping in bituminous mixtures. Int j pavement eng 6(4), pp. 229-239.

[85] Kanitpong, K. y H. Bahia, 2008. Evaluation of HMA moisture in Wisconsin as it relates to pavement performance. Int j pavement eng 9(1), pp. 9-17.

[86] Proctor, J., 1984. Marginal and low quality moisture susceptible aggregates in bituminous mixtures Final report. Departament of Highways. Report No. CDOH-SBM-R-82-S. Colorado.

[87] Gorkem, C. y B. Sengoz, 2009. Predicting stripping and moisture induced damage of asphalt concrete prepared with polymer modified bitumen and hydrated lime. Constr Build Mater 23(6), pp. 2227-2236.

[88] Lu, X. y P. Redelius, 2007. Effect of bitumen wax on asphalt mixture performance. Constr Build Mater 21(11), pp. 1961-1970.

[89] Rondón-Quintana, H. y L. Moreno-Anselmi, 2010. Influencia del agua en el fenómeno de stripping en mezclas asfálticas: estudio sobre el ligante. Ing. Univ. Bogotá (Colombia) 14(2), pp. 297-312.

[90] Scherocman, J., K. Mesch y J. Proctor, 1986. The effect of multiple freeze thaw cycle conditioning on the moisture damage in asphalt concrete mixture. J Assoc Asphalt Pav 55, pp. 213-227.

[91] Bhasin, A., 2006. Development of methods to quantify bitumen-aggregate adhesion and loss of adhesion due to water. Tesis doctoral, Texas A&M University.

[92] Williams, R.C. y T.M. Breakah, 2010. Evaluation of Hot Mix Asphalt Moisture Sensitivity Using the Nottingham Asphalt Test Equipment. Final report, Iowa State University.

[93] Curtis, C., K. Ensley y J. Epps, 1993. Fundamental properties of asphalt-aggregate interactions including dhesion and adsorption. SHRP-A-341, Washington.

[94] Kennedy, T., 1982. Laboratory tests for water susceptibility. Proceedings of the Annual Meeting of Texas Hot mix Asphalt Pavement Association. Report No. FHWA-DP 39-36, pp. 160-189.

84


[95] Chen, J., S. Young, S. y K. Lin, 2004. Effects of crack width and permeability on moisture-induced damage of pavements. J Mater Civil Eng 16(3), pp. 276-282.

[96] Johnson, D. y R. Freeman, 2002. Rehabilitation Techniques for Stripper Asphalt Pavements. Report No. FHWA/MT-002-003/8/23, Montana.

[97] Solaimanian, M., T. Kennedy y W. Elmore, 1993. Long term evaluation of stripping and moisture damage in asphalt pavements treated with lime and anti-stripping agents. Report no. CTR 0-1286-1F, Texas Department of Transportation, Center of Transportation Research, University of Texas at Austin.

[98] Breakah, T.M., y R.C. Williams, 2013. Stochastic finite element analysis of moisture damage in hot mix asphalt. Mater Struct 48(1), pp. 1-14.

[99] Copeland, A.R., 2007. Influence of moisture on bond strength of asphalt-aggregate systems. Tesis doctoral, University of Vanderbilt.

[100] Majidzadeh, K. y F.N. Brovold, 1968. State of the art: effect of water on bitumen-aggregate mixtures. Highway Res. Board, Special Report 98.

[101] Lottman, R. y D. Johnson, 1971. The moisture mechanism that causes asphalt stripping in asphaltic pavement mixtures. Engineering Experimental Station, University of Idaho.

[102] Kandhal, P., J.C.W. Lubold y F. Roberts, 1989. Water damage to asphalt overlays: case histories. NCAT Report No. 89-1. Annual Meeting of the Association of Asphalt Paving Technologists. Nashville.

[103] Mohamed, E., 1993. Debonding location in asphalt concrete associated with moisture damage. J Mater Civ Eng 5(4), pp. 497-509.

[104] Amirkhanian, S. y B. Williams, 1993. Recyclability of moisture damaged flexible pavements. J Mater Civ Eng 5(4), pp. 510-530.

[105] Williams, T. y F. Mikinis, 1998. Use of environmental SEM to study asphalt-water interactions. J Mater Civ Eng 10(2), pp. 121-124.

[106] Mallick, R., R. Pelland y F. Hugo, 2005. Use of accelerated loading equipment for determination of long term moisture susceptibility of not mix asphalt. Int j pavement eng 6(2), pp. 125-136.

[107] Kringos, N., A. Scarpas, A. Copeland y J. Youtcheff, 2008. Modelling of combined physical-mechanical moisture-induced damege in asphaltic mixes, Part 2: moisture susceptibility parameters. Int j pavement eng. 9(2), pp. 129-151.

[108] Khattak, M.J. y V. Kyatham, 2008. Mechanistic characteristics of moisture damaged asphalt matrix and hot mix asphalt mixtures. Airfield and Highway Pavements.

[109] Kassema, E., E. Masada, R. Lytton y R. Bulut, 2009. Measurements of the moisture diffusion coefficient of asphalt mixtures and its relationship to mixture composition. Int j pavement eng 10(6), pp. 389-399.

85


[110] Airey, G., 2003. State of the Art Report on Ageing Test Methods for Bituminous Pavement Materials. Int j pavement eng 4(3), pp. 156-176.

[111] FHwA, 2003. Distress Identification Manual for Long-Term Pavement Performance Program. Publication No. FHWA-RD-03-031, Federal Highway Administration.

[112] Hussein, E. y H. Mohamed, 1993. Debonding location in asphalt concrete associated with moisture damage. J Mater Civ Eng 5(4), pp. 497-509.

[113] Petersen, J.C., H. Plancher, E.K. Ensley, R.L. Venable y G. Miyake, 1982. Chemistry of asphalt-aggregate interaction: relationship with pavement moisture-damage prediction test. Transp Res Rec J Transport Res Board 843, pp. 95-104.

[114] Stuart, K., 1986. Evaluation of procedure used to predict moisture damage in asphalt mixtures. Report No. RD-8/091, Federal Highway Administration.

[115] Epps, J. y C. Monismith, 1972. Fatigue of asphalt concrete mixtures - Summary of Existing information. ASTM, pp. 19-45.

[116] Lytton, R., 2002. Mechanics and measurement of moisture damage. Proceedings of moisture damage symposium, WRI, Wyoming.

[117] Airey, G. y Y. Choi, 2002. State of the Art Report on Moisture Sensitivity Test Methods for Bituminous Pavement Materials. Road Mater Pavement 3(4), pp. 355-372.

[118] ASTM D1664-80, 1985. Standard Test Method for Effect of water on compressive strength of compacted bituminous mixtures.

[119] Harrigan, E., R. Leathy y J. Youtcheff, 1994. SHRP-A-379. The Superpave mix design system: manual of specifications, test methods and practices. National Research Council, Washington.

[120] AASHTO T165, 2002. Standard method of test for effect of water on compressive strength of compacted bituminous mixtures.

[121] ASTM D1075, 2005. Standard Test Method for Effect of Water on Compressive Strength of Compacted Bituminous Mixtures.

[122] AASHTO T245, 2015. Standard method of test for resistance to plastic flow of bituminous mixtures using Marshall Apparatus.

[123] AASHTO T182, 1984. Standard methos of test for coating and stripping of bitumen-aggregate mixtures. American Association of State Highway and Transportation Officials.

[124] Whiteoak, C., 1990. Shell Bitumen Handbook. [125] Norma NLT-166/92. Adhesividad de los ligantes bituminosos a los áridos en presencia

de agua. CEDEX.[126] UNE-EN 12697-11:2012. Mezclas bituminosas. Métodos de ensayo para mezclas

bituminosas en caliente. Parte 11: determinación de la afinidad entre áridos y betún.[127] Solaimanian, M., J. Harvey, M. Tahmoressi y V. Tandon, 2003. Test method to predict

86


moisture sensitivity of hot mix asphalt pavements. Moisture sensitivity of asphalt pavements: a national seminar. San Diego, California.

[128] ASTM D3625-96, 2005. Standard Practice for Effect of Water on Bituminous-Coated Aggregate using Boiling Water.

[129] Kennedy, T.W., F.L. Roberts y K.W. Lee, 1983. Evaluation of moisture effects on asphalt concrete mixtures. Transp Res Rec J Transport Res Board 911, pp. 134-143.

[130] NLT-355/93. Adhesividad de los ligantes bituminosos a los áridos finos (procedimiento Riedel-Weber).

[131] Bocci, M. y S. Colagrande, 1993. The adhesiveness of modified road bitumens. Proc. 5th Eurobitume Congress 1A, Paper 1.61, Stockholm.

[132] Belgian Road Research Centre (BRRC), 1991. Boiling water stripping test on coarse aggregates coated with a bituminous binder. Procedure ME 65-91.

[133] Choquet, F.S. y A.F. Verhasselt, 1993. An objective method of measuring bitumen-aggregate adhesion. Proc. 5th Eurobitume Congress, Paper no. 1.50, Stockholm.

[134] Vuorinen, M.J. y J.P. Valtonen, 1999. A new ultrasound method for measuring the resistance to stripping. Proc. Eurobitume Workshop 99, Paper No. 023, Luxembourg.

[135] McCann, M., R. Anderson-Sprecher, K.P. Thomas y S. Huang, 2006. Comparison of Moisture Damage in Hot Mix Asphalt Using Ultrasonic Accelerated Moisture Conditioning and Tensile Strength Test Results. Proc Airfield and Highway Pavements: meeting today’s challengers with emerging technologies, Atlanta, GA, pp. 601-613.

[136] Walsh, G., I. Jamieson, J. Thorton y M. O’Mahony, 1996. A modified SHRP net adsorotion test. Proc. 1st Euroasphalt & Eurobitume Congress, 4.069, Strasbourg.

[137] State of Ohio Department of Transportation, 2002. Supplement 1052. Determination of methylene blue adsorption value of mineral aggregate fillers and fines. April 19.

[138] Kennedy, T.W., G.A. Huber, E.T. Harrigan, R.J. Cominsky, C.S. Hughes, H. Von Quintus y J.S. Moulthrop, 1994. Superior performing asphalt pavements (Superpave): The product of the SHRP asphalt research program. SHRP-A-410, Strategic Highway Research Program, National Research Council, Washington, D.C.

[139] Kennedy, T.W. y J.N. Anagnos, 1984. Modified test procedure for Texas freeze-thaw pedestal test. Center for Tranportation Research (CTR), Project 3-0-79-253-7. University of Texas, Austin.

[140] NFP 98-251-1, 2002. Essais relatifs chaussées – Essais statiques sur mélanges hydrocarbonés – Partie 1 : essai DURIEZ sur mélanges hydrocarbonés à chaud.

[141] Corte, J.F. y J.P. Serfass, 2000. The French approach to asphalt mixture design: a performance-related system of specifications. J Assoc Asphalt Pav Technol 69, pp. 794-834.

87


[142] Lottman, R.P., 1982. Laboratory test method for Predicting moisture-induced damage to asphalt concrete. NCHRP Report 246, Transp Res Rec J Transport Res Board 843, pp. 88-95.

[143] ASTM D4867, 2014. Standard Test Method for Effect of Moisture on Asphalt Concrete Paving Mixtures.

[144] AASHTO T283, 2007. Standard Method of Test for Resistance of Compacted Asphalt mMixtures to moisture-induced damage.

[145] IDOT (2013). Hot Mix Asphalt, Level I Technician Course. Illinois Department of Transportation, Bureau of Materials & Physical Research, pp. 79-90.

[146] Caro, S., E. Masadm, A. Bhasin y D.N. Little, 2008. Moisture susceptibility of asphalt mixtures, Part 2: Characterisation and modelling. Int j pavement eng 9(2), pp. 99-114.

[147] Scholz, T., 1995. Durability of bituminous paving mixtures. Tesis doctoral, School of Civil Engineering, University of Nottingham.

[148] State of California Department of Transportation, 2000. California Test 366. Method of Test for Stabilometer Value. January.

[149] State of California Department of Transportation, 2000. California Test 307. Method of Test for Film Stripping. March.

[150] UNE-EN 12697-12, 2009. Mezclas bituminosas. Métodos de ensayo para mezclas bituminosas en caliente. Parte 12: Determinación de la sensibilidad al agua de las probetas de mezcla bituminosa.

[151] Poulikakos, L. y M. Partl, 2009. Evaluation of moisture susceptibility of porous asphalt concrete using water submersion fatigue tests. Constr Build Mater 23(12), pp. 3475-3484.

[152] Kennedy, T.W., F.L. Roberts y K.W. Lee, 1982. Evaluation of moisture susceptibility of asphalt mixtures using the Texas freeze-thaw pedestal test. Proc Assoc Asphalt Pav Technol 51, pp. 327-341.

[153] UNE-EN 12697-23, 2004. Mezclas bituminosas. Métodos de ensayo para mezclas bituminosas en caliente. Parte 23: Determinación de la resistencia a la tracción indirecta de probetas bituminosas.

[154] Norma NLT-162/00, 2000. Efecto del agua sobre la cohesión de las mezclas bituminosas compactadas (ensayo de inmersión-compresión).

[155] Defence Works Functional Standard for Marshall Asphalt, 1995. Appendix F.[156] Mathews, D.H. y D.M. Colwill, 1962. The immersion wheel-tracking test. J Chem

Technol Biotechnol 12(11), pp. 505-509. http://dx.doi.org/10.1002/jctb.5010121108.[157] AASHTO TP34, 1994. Standard test method for determining the moisture sensitivity

characteristics of compacted bituminous mixtures subjected to hot and cold climate

88


conditions. [158] Buchanan, M.S. y V.M. Moore, 2005. Laboratory Accelerated Stripping Simulator for

Hot Mix Asphalt. Report No. FHWA/MS-DOT-RD-04-167. [159] Chen, X. y B. Huang, 2008. Evaluation of moisture damage in hot mix asphalt using

simple performance and superpave indirect tensile tests. Constr Build Mater 22, pp. 1950-1962.

[160] Airey, G., A. Collop, S. Zoorob y R. Elliott, 2008. The influence of aggregate, filler and bitumen on asphalt mixture moisture damage. Constr Build Mater 22(9), pp. 2015-2024.

[161] Grenfell, J., N. Ahmad, G. Airey, A. Collop y R. Elliott, 2012. Optimising the moisture durability SATS conditioning parameters for universal asphalt mixture application. Int j pavement eng 13(5), pp. 433-450.

[162] Partl, M.N., F. Canestrari, A. Grilli y R. Gubler, 2007. Characterization of Water Sensitivity of Asphalt Mixtures with Coaxial Shear Test. Road Mater Pavement 9(2), pp. 247-270. http://dx.doi.org/10.1080/14680629.2008.9690116

[163] Howson, J., E.A. Masad, A. Bhasin, V.C. Branco, E. Arambula, R.L. Lytton y D.N. Little, 2007. System for the evaluation of moisture damage using fundamental material properties. Technical Report No. FHWA/TX-07/0-4524-1. Texas Transportation Institute.

[164] Cheng, D., 2002. Surface free energy of asphalt-aggregate system and performance analysis of asphalt concrete based on surface free energy. Thesis, Texas A & M University.

[165] Ji, J., H. Jao, L. Liu, Z. Suo, P. Zhai, X. Yang y Z. You, 2017. Adhesion Evaluation of Asphalt-aggregate Interface Using surface Free Energy Method. Appl. Sci., 7, 156. http://dx.doi.org/10.3390/app7020156.

89


90

En colaboración con: Con el apoyo de:

PLATAFORMA TECNOLÓGICA ESPAÑOLA DE LA CARRETERA (PTC)Goya, 23 - 3º, 28001 Madrid (España)

Web: www.ptcarretera.es / email:[email protected]

el daño por humedad en las mezclas asfálticas · por humedad, se va a describir el concepto de...

Documents