Il presente studio si \u00e8 focalizzato sulla valutazione delle differenze di decadimento prestazionale tra un conglomerato bituminoso prodotto con bitume modificato tradizionale e un conglomerato bituminoso prodotto con Drenoval PBT, utilizzando uno dei pi\u00f9 completi approcci per la definizione della risposta a fatica basato sulla meccanica della frattura.<\/p>\n Lo studio del comportamento a fatica delle miscele \u00e8 certamente uno dei metodi pi\u00f9 completi, poich\u00e9 fornisce dettagli fondamentali sulla loro risposta dinamica e sulla conseguente vita utile.<\/p>\n \u00c8 noto che la fatica nel conglomerato bituminoso \u00e8 dovuta a un danno cumulativo alla base degli strati legati a bitume che, nel tempo, provoca la formazione di fessure, portando inevitabilmente l\u2019infrastruttura al collasso.<\/p>\n Il fenomeno di innesco e propagazione della frattura ricopre quindi un ruolo fondamentale nella corretta identificazione della risposta prestazionale di un dato materiale a lungo termine.<\/p>\n La frattura nel conglomerato bituminoso ha generalmente inizio con l\u2019innesco di micro-fratture che tendono a coalizzarsi e a propagarsi formando macro-fratture che portano il materiale al collasso.<\/p>\n Il fenomeno non risulta di semplice interpretazione a causa dell\u2019eterogeneit\u00e0 e della natura visco-elasto-plastica del materiale. Il modello interpretativo \u201cHMA (Hot Mix Asphalt) Fracture Mechanics\u201d, sviluppato presso l\u2019Universit\u00e0 della Florida [1 e 2] e basato sui principi della meccanica della frattura, fornisce un approccio completo per la determinazione dei limiti di rottura del conglomerato bituminoso poich\u00e9 tiene conto sia dell\u2019innesco che della propagazione della frattura, considera stati tensionali generalizzati e interpreta il comportamento del conglomerato come viscoelastico.<\/p>\n L\u2019implicazione che sta alla base di tale modello \u00e8 che non \u00e8 sufficiente monitorare i cambiamenti relativi a un singolo parametro (resistenza o rigidezza) per valutare gli effetti del micro e macro danno sulle miscele; piuttosto, la modifica di tali parametri \u00e8 da attribuire alle variazioni nelle propriet\u00e0 visco-elastiche delle miscele. Il modello introduce il concetto dell\u2019esistenza di una soglia energetica come parametro chiave per l\u2019interpretazione del meccanismo di fessurazione nei conglomerati bituminosi.<\/p>\n Tale concetto si basa sull\u2019osservazione che il micro-danno, ovvero il danno non associato all\u2019innesco e propagazione della frattura, risulta totalmente autoriparabile, mentre il macro-danno, ovvero la formazione di una vera e propria frattura, \u00e8 a tutti gli effetti irreversibile. Questo indica che esiste una soglia di danno al di sotto della quale le fratture risultano completamente autoriparabili, come mostrato in Figura 2 sopra.<\/p>\n La frattura nei conglomerati bituminosi si pu\u00f2 sviluppare secondo due modalit\u00e0 definite da due diverse soglie energetiche. La soglia inferiore, denominata Dissipated Creep Strain Energy (DCSE), \u00e8 associata a un\u2019applicazione del carico di tipo ciclico: il materiale \u00e8 soggetto a una frattura irreversibile quando la percentuale di danno accumulato supera la percentuale di autoriparazione del materiale.<\/p>\n La soglia superiore, denominata Fracture Energy (FE), corrisponde invece all\u2019energia richiesta dal conglomerato per arrivare a rottura con una singola applicazione di carico.<\/p>\n \u00c8 stato dimostrato che questi due parametri sono facilmente calcolabili utilizzando la curva sforzo-deformazioni orizzontali ottenuta da una prova di trazione indiretta [1 e 2]: il parametro FE corrisponde all\u2019area sottesa dalla curva nel punto di innesco della macro-frattura, mentre il parametro DCSE corrisponde alla FE meno l\u2019Energia Elastica (EE), come mostrato in Figura 3.<\/p>\n Sulla base di questo modello, si \u00e8 individuato che sono sufficienti cinque propriet\u00e0 del materiale per definirne le prestazioni in termini di resistenza alla rottura e all\u2019accumulo di deformazioni permanenti. Questi parametri si ottengono da tre test in configurazione di trazione indiretta secondo la procedura Superpave IDT [3]. I leganti utilizzati sono un bitume modificato tradizionale Drenoval Hard M e il nuovo bitume Drenoval PBT. Le caratteristiche dei bitumi sono riportate in Figura 4.<\/p>\n I due conglomerati bituminosi, oggetto di studio, sono stati prodotti nell\u2019impianto dell\u2019Impresa Kofler & Rech di Brunico durante i lavori di asfaltatura della nuova strada di accesso alla Val Badia dalla Val Pusteria, eseguiti da Strabag AG e dalle Societ\u00e0 ad essa consorziate, nell\u2019ambito dell\u2019appalto della Provincia Autonoma di Bolzano.<\/p>\n I conglomerati sono stati confezionati impiegando la stessa curva granulometrica e lo stesso tipo di aggregati al fine di ridurre al minimo le variabili che potessero influenzarne il comportamento globale.<\/p>\n La granulometria \u00e8 quella tipica di una miscela per strati di binder con dimensione massima degli aggregati pari a 16 mm, entrambi presenti con la stessa percentuale sul peso degli aggregati pari al 4,8%.<\/p>\n Le miscele sono state compattate direttamente alla stesa con il laboratorio mobile di Valli Zabban e quello della Provincia Autonoma di Bolzano.<\/p>\n La compattazione \u00e8 stata effettuata con pressa giratoria settata per garantire la stessa percentuale di vuoti pari a circa il 3-4%. Per semplicit\u00e0, le miscele verranno denominate HM (prodotta con bitume modificato tradizionale Drenoval Hard M) e PBT (prodotta con bitume Drenoval PBT).\u00a0<\/strong><\/p>\n I parametri per l\u2019identificazione della risposta a fatica dei conglomerati bituminosi si ottengono da tre semplici test in configurazione di trazione indiretta secondo la procedura Superpave IDT [3] alla temperatura di 10 \u00b0C per garantire che il materiale mantenga un comportamento viscoelastico.<\/p>\n Si utilizza un provino cilindrico, di 150 mm di diametro e 30 mm di spessore, ottenuto tagliando i provini compattati tramite pressa giratoria, scartando i dischi alle estremit\u00e0 per evitare problemi legati a densit\u00e0 non omogenee.<\/p>\n Il provino viene posizionato su due piatti, uno inferiore e uno superiore larghi 25,4 mm e lunghi 50,8 mm. Sul provino vengono inoltre applicati due estensimetri di lunghezza 38,1 mm con la funzione di misurare le deformazioni orizzontali e verticali che il provino subisce durante l\u2019applicazione del carico, come mostrato in Figura 5.<\/p>\n I tre test vengono effettuati in maniera sequenziale sullo stesso provino e sono di seguito descritti.\u00a0<\/em><\/strong><\/p>\n Il Modulo Resiliente \u00e8 definito come il rapporto tra la tensione applicata \u03c3(t) e la deformazione recuperabile sotto carico ciclico \u03b5r. La prova \u00e8 effettuata in controllo di carico applicando un\u2019onda impulsiva che prevede un\u2019applicazione di una sollecitazione per 0,1 secondi, seguita da un periodo di riposo di 0,9 secondi, mantenendo le deformazioni orizzontali in range viscoelastico.\u00a0<\/em><\/strong><\/p>\n La prova \u00e8 condotta in modalit\u00e0 di controllo di carico applicando una sollecitazione statica (per 1.000 secondi), selezionata per mantenere la deformazione orizzontale nell\u2019intervallo viscoelastico lineare. Dal test di creep statico si ottengono due diversi parametri tra loro correlati: il creep compliance e l\u2019m-value che vengono descritti tramite la curva di creep.<\/p>\n Il creep compliance \u00e8 definito come il rapporto tra la deformazione dipendente dal tempo \u03b5(t) e la sollecitazione applicata \u03c3(t) a 1.000 secondi, mentre il parametro m-value coincide con il coefficiente angolare della parte finale della curva.<\/p>\n La curva di creep statico rappresenta quindi la dipendenza del comportamento del conglomerato bituminoso dal tempo; \u00e8 quindi solitamente utilizzata per valutare il tasso di accumulo delle deformazioni permanenti.\u00a0<\/em><\/strong><\/p>\n Il test di trazione indiretta viene effettuato per determinare i limiti di rottura del conglomerato: resistenza a trazione indiretta (Ts), deformazione ultima (\u03b5f), FE e DCSE.<\/p>\n Il test viene effettuato imponendo una velocit\u00e0 di abbassamento traversa pari a 0,084 mm\/s. Lo stato tensionale al centro del provino viene stimato attraverso la seguente equazione [3]:<\/p>\n dove:<\/p>\n La Fracture Energy (FE) viene calcolata come l\u2019area sottesa dalla curva sforzo-deformazioni orizzontali, al punto di innesco della prima macro-frattura, mentre la Dissipated Creep Strain Energy (DCSE) \u00e8 data dalla FE meno il contributo elastico Elastic Energy (EE) facilmente ottenibile dal Modulo Resiliente precedentemente calcolato.<\/p>\n Entrambi i conglomerati bituminosi, HM e PBT, sono stati sottoposti al Superpave IDT su un totale di dieci provini, cinque per ogni miscela. I risultati medi ottenuti sono mostrati in Figura 6 sopra.<\/p>\n Il Modulo Resiliente \u00e8 un indicatore della rigidezza elastica del materiale. I risultati mostrano che entrambe le miscele raggiungono valori di Modulo Resiliente altamente soddisfacenti (superiori a 10 GPa).<\/p>\n Era gi\u00e0 stato evidenziato in precedenti studi [4 e 5] che a piccoli valori di deformazione e\/o brevi tempi di carico, il quantitativo e il tipo di modifica non hanno una significativa influenza sul responso elastico del conglomerato, che \u00e8 invece maggiormente attribuibile allo scheletro litico della miscela.<\/p>\n Bisogna per\u00f2 sottolineare che la miscela realizzata con bitume PBT risulta meno rigida di quella contenente bitume HM, mostrando quindi un comportamento globalmente meno fragile. Maggiore \u00e8 infatti il valore del Modulo Resiliente, pi\u00f9 ripida risulta la pendenza della curva sforzo-deformazioni mostrata in Figura 3.<\/p>\n La curva di creep statico \u00e8 invece indicativa della tendenza del materiale ad accumulare le deformazioni permanenti. In particolare, il valore di creep compliance registrato a 1.000 secondi \u00e8 una misura del tasso di deformazione permanente: essendo il processo di crescita della frattura manifestato da elevate deformazioni accumulate, le miscele con elevato valore di creep mostrano elevati tassi di crescita della frattura.<\/p>\n L\u2019m-value rappresenta il coefficiente angolare della parte finale della curva di creep statico: pi\u00f9 alta \u00e8 la pendenza, pi\u00f9 \u00e8 elevato il tasso di deformazione permanente [2].<\/p>\n Il processo di crescita delle fessure \u00e8 chiaramente funzione dell\u2019accumulo di deformazioni permanenti, quindi le miscele con alti valori di m-value e creep compliance mostrano tassi pi\u00f9 rapidi di crescita delle fessure.<\/p>\n Studi precedenti hanno evidenziato come miscele ad elevate prestazioni mostrino valori di creep in un range tra 2,0 e 1,5 (1\/GPa) e di m-value tra 0,5 e 0,3 [4 e 5]. Entrambe le miscele mostrano valori altamente soddisfacenti ovvero creep inferiori a 2,0 (1\/GPa) e m-value inferiori a 0,5.<\/p>\n In Figura 7 sopra sono messe a confronto le curve di creep compliance ottenute per le due miscele: si evince come la presenza del bitume PBT porti a una forte riduzione del tasso di deformazione permanente rispetto alla miscela contenente bitume HM, portando a valori significativamente inferiori di accumulazione del microdanno (33%).<\/p>\n Dal test di rottura si sono ricavati i valori di resistenza a trazione indiretta Ts, la relativa deformazione ultima \u03b5f, (individuati al punto di innesco della prima macrofrattura) e i due parametri energetici FE e DCSE.<\/p>\n <\/p>\n\n \n <\/a>\n <\/a>\n <\/span>\n <\/div>\n Come si pu\u00f2 osservare in Figura 8A, i valori della resistenza a trazione indiretta dei due materiali sono assolutamente confrontabili. Questo risultato non \u00e8 inaspettato in quanto gi\u00e0 precedenti ricerche [4 e 5] avevano confermato come questo parametro, valutato singolarmente, non \u00e8 indicativo della risposta prestazionale del conglomerato bituminoso, poich\u00e9 poco sensibile al contributo visco-elastico apportato dal legante.<\/p>\n La resistenza a trazione indiretta diventa significativa se associata alla deformazione ultima al momento di innesco della frattura (Figura 8B). Si osserva infatti un\u2019importante variazione del tenore deformativo prima del raggiungimento del collasso: la miscela PBT mostra una capacit\u00e0 deformativa pari a quasi il doppio di quella della miscela HM.<\/p>\n Questa peculiarit\u00e0 della miscela PBT si riflette sul raggiungimento di soglie energetiche significativamente maggiori di quelle raggiunte dalla miscela HM che comunque mostra ottimi valori di soglia (maggiore di 1 per la Fracture Energy e maggiore di 0,8 per la DCSE, come da letteratura).<\/p>\n La presenza del bitume PBT \u00e8 quindi in grado di incrementare notevolmente le prestazioni di un conglomerato bituminoso in termini di resistenza a rottura e a fatica anche rispetto a un conglomerato confezionato con bitume modificato ad elevate prestazioni.<\/p>\n <\/p>\n\n \n <\/a>\n <\/a>\n <\/span>\n <\/div>\n Il parametro Fracture Energy pu\u00f2 essere utilizzato anche per stimare una curva di decadimento della resistenza a fatica della miscela nel tempo. Utilizzando una curva di decadimento caratterizzante una miscela di binder confezionato con bitume modificato DDL, ottenuta campionando e testando negli anni carote estratte direttamente in sito, si pu\u00f2 fare una previsione delle due curve di decadimento caratterizzanti le due miscele HM e PBT.<\/p>\n Come mostrato in Figura 10 sotto, il conglomerato realizzato con bitume PBT ha una aspettativa di vita utile nettamente superiore rispetto agli altri conglomerati, la quale pu\u00f2 essere stimata maggiore di 30 anni (circa il 30% in pi\u00f9 rispetto a miscele gi\u00e0 altamente performanti).\u00a0<\/strong><\/p>\n Il decadimento prestazionale di due conglomerati bituminosi aventi le stesse identiche condizioni di base (curva granulometrica, modalit\u00e0 di compattazione, percentuale dei vuoti) ma composti da due bitumi diversi, Drenoval Hard M e Drenoval PBT, \u00e8 stato messo a confronto per valutare l\u2019effettivo contributo apportato dal bitume PBT rispetto a un bitume modificato tradizionale.<\/p>\n Per valutare le prestazioni in termini di resistenza a fatica e poter trarre delle conclusioni in termini di vita utile del materiale, si \u00e8 adottato il modello interpretativo ad oggi pi\u00f9 completo nella definizione delle modalit\u00e0 di innesco e propagazione delle fessure nei conglomerati bituminosi, l\u2019approccio HMA Fracture Mechanics sviluppato presso la University of Florida e ampiamente utilizzato da numerosi DOT (Department of Transportation) statunitensi.<\/p>\n I risultati della campagna sperimentale hanno evidenziato il significativo incremento delle prestazioni delle miscele apportato dal bitume PBT rispetto al tradizionale HM.<\/p>\n Confrontando i parametri prestazionali analizzati, si sono osservati un minor tenore di rigidezza con conseguente minore fragilit\u00e0, una minore tendenza all\u2019accumulo di deformazioni permanenti (33% in meno) con conseguenti tassi inferiori di sviluppo del micro-danno, una maggiore deformabilit\u00e0 prima del raggiungimento della prima fessura (50%) e soglie energetiche di collasso notevolmente superiori (40%) con conseguente incremento di resistenza a rottura statica e ciclica e quindi a fatica.<\/p>\n![\"ecosostenibili\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/1-una-pavimentazione-dalla-vita-utile-elevata.jpg\" "\\"1.")
Il modello interpretativo basato sulla meccanica della frattura<\/h4>\n
![\"ecosostenibili\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/2-linnesco-delle-fratture-nel-conglomerato.jpg\" "\\"2.")
![\"ecosostenibili\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/3-le-soglie-energetiche-del-conglomerato.jpg\" "\\"3.")
\n<\/strong><\/p>\nI materiali utilizzati<\/h4>\n
![\"ecosostenibili\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/4-le-caratteristiche-dei-bitumi.jpg\" "\\"4.")
La metodologia di prova<\/h4>\n
![\"ecosostenibili\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/5-la-configurazione-del-test-idt.jpg\" "\\"5.")
Il Modulo Resiliente (MR)<\/h5>\n
La prova di creep statico<\/h5>\n
![\"stradali\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/6-i-risultati-delle-tre-prove.jpg\" "\\"6.")
Il test a rottura<\/h5>\n
![\"\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/01\/formula-1.jpg\")
<\/p>\n\n
La valutazione delle prestazioni dei due conglomerati<\/h4>\n
![\"stradali\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/7-le-curve-di-creep-per-le-miscele.jpg\" "\\"7.")
\n
![\"conglomerato\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/8a-la-resistenza-ultima.jpg\")
<\/a>\n ![\"conglomerato\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/8b-la-deformazione-ultima.jpg\")
<\/a>\n \n
![\"conglomerato\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/9a-fracture-energy.jpg\")
<\/a>\n ![\"conglomerato\"](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/9b-dissipated-creep-strain-energy.jpg\")
<\/a>\n Conclusioni<\/h4>\n
![\"La](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/10-la-previsione-di-durata-della-miscela-pbt.jpg\" "\\"10.")
![\"La](\"https:\/\/www.stradeeautostrade.it\/wp-content\/uploads\/2022\/02\/11-la-prova-in-laboratorio.jpg\" "\\"11")