TESIS DOCTORAL ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE …

UNIVERSIDAD DE CANTABRIA

Escuela Técnica Superior de Ingenieros

de Caminos, Canales y Puertos

TESIS DOCTORAL

ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y

POST-COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS

EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS:

APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE

CONTIENEN CANTOS RODADOS

Autora

MARÍA E. DEL RÍO PRAT

Directores

MIGUEL ÁNGEL CALZADA PÉREZ

ÁNGEL VEGA ZAMANILLO

Santander, Octubre 2011

Dedicado a mis padres y a mis hermanos…

ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011

RESUMEN DE LA TESIS

RESUMEN DE LA TESIS

El diseño de mezclas bituminosas empleando la máquina giratoria es muy utilizado en

Estados Unidos y cada vez más en Europa. Este método simula mejor el proceso de

densificación de las mezclas que el método Marshall, que es el que actualmente se

emplea en España. En esta tesis se ha desarrollado una metodología que permite estimar

la energía asociada a los procesos de compactación y post-compactación de una mezcla

bituminosa partiendo de los resultados proporcionados por una máquina giratoria. Para

ello, se han definido cuatro nuevos índices: dos de tipo volumétrico, Mix Stability Index

(MSI) y Mix Resistance Index (MRI), determinados a partir de la evolución del

porcentaje de huecos con el número de ciclos; y dos de tipo energético, Energy Mix

Stability Index (EMSI) y Energy Mix Resistance Index (EMRI), calculados a partir del

esfuerzo cortante necesario para compactar las mezclas. Con estos índices es posible

estudiar la facilidad de compactación y la resistencia a la post-compactación de

cualquier tipo de mezcla bituminosa y estimar el consumo energético de ambos

procesos; además, se ha comprobado que son sensibles a la angulosidad del árido y a la

penetración y dotación de ligante. Se han establecido unos valores mínimos de los

índices de post-compactación (MRI y EMRI), en función del tipo de granulometría, que

garantizan un comportamiento adecuado frente a las deformaciones plásticas. El

procedimiento desarrollado se ha empleado para diseñar mezclas de alto módulo en las

que se ha reemplazado parte de los áridos de machaqueo por cantos rodados, logrando

disminuir el consumo energético en los procesos de fabricación y puesta en obra,

presentando también un buen comportamiento frente a las deformaciones plásticas. Se

ha analizado la influencia del porcentaje de cantos introducido, del tamaño de la

fracción reemplazada y del tipo y dotación de ligante en la energía consumida. Además,

se ha comprobado que la introducción de cantos rodados en pequeñas proporciones

(10%) mejora la compactabilidad de las mezclas manteniendo una resistencia adecuada

a las deformaciones plásticas y presentando una mayor resistencia a fatiga que las

mezclas de alto módulo fabricadas en su totalidad con áridos de machaqueo. Por último,

a partir de las curvas porcentaje de huecos-ciclos, proporcionadas por cualquier

máquina giratoria, se han obtenido modelos de regresión que permiten estimar la

energía asociada a los procesos de compactación y post-compactación, aunque la

compactadora no disponga de sensores para la medida del esfuerzo cortante.


ABSTRACT

ABSTRACT

The bituminous mixtures design using the gyratory compactor is widely used in the U.S.

and increasing in Europe. This method better simulates the mixes densification process

than the Marshall procedure, which is the method currently used in Spain. In this thesis,

a methodology has been developed to estimate the energy associated with the

compaction and post-compaction processes of a bituminous mix based on the results

provided by a gyratory compactor. To this end, four new indexes have been defined:

two based on the mix volumetric properties, Mix Stability Index (MSI) and Mix

Resistance Index (MRI), determined starting from the air voids evolution with the

number of cycles; and two of the energetic type, Energy Mix Stability Index (EMSI) and

Energy Mix Resistance Index (EMRI), calculated from the shear effort needed to

compact the mixture. With these indexes is possible to study the ease of compaction and

the post-compaction resistance of any bituminous mixture, and estimate the energy

consumption of both processes; they have also been found to be sensitive to aggregates´

angularity and binder penetration and content. Some minimum values of the post-

compaction indexes (MRI y EMRI) have been established, depending on the type of

gradation, that ensure an appropriate behavior to plastic deformations. The procedure

developed has been used to design high modulus bituminous mixes in which part of the

crushed aggregates have been replaced by rounded aggregates, decreasing the energy

consumption in manufacturing and lying out processes, and also presenting a good

behavior to plastic deformations. The influence of the percentage of rounded aggregates

included, the size of the fraction replaced and the binder type and content in the energy

consumption have been analyzed. It was also found that the introduction of rounded

aggregates in small proportions (10%) improves the mixtures compactibility while

maintaining an adequate resistance to plastic deformations, and presenting a higher

fatigue resistance than high modulus mixes entirely manufactured with crushed

aggregates. Finally, starting from the percentage of air voids-cycles curves, offered by

any gyratory compactor on the market, regression models were obtained from which the

energy associated with the compaction and post-compaction processes can be estimated,

even if the gyratory machine does not have sensors to measure the shear effort.


AGRADECIMIENTOS

AGRADECIMIENTOS

La realización de esta tesis ha sido posible gracias al Proyecto Fénix, financiado por el

Centro para el Desarrollo Tecnológico e Industrial (CDTI) dentro del marco del

programa Ingenio 2010, concretamente, a través del Programa CENIT.

En primer lugar, quiero dar gracias a mis directores: a Miguel Ángel por su apoyo

constante, su implicación y por todo el tiempo y esfuerzo que ha empleado para que esta

tesis saliera adelante; y a Ángel por su orientación y apoyo durante el proceso de

elaboración de este trabajo.

Quiero agradecer a Daniel Castro y al Grupo de Investigación de Tecnología de la

Construcción (GITECO), por confiar en mi trabajo y darme la oportunidad de realizar

esta tesis doctoral.

Gracias al Laboratorio de Caminos de la Escuela Superior de Ingenieros de Caminos,

Canales y Puertos de Santander y a su personal por su colaboración. Gracias a Jaime,

Javi, Aida, Miguel e Iván por ayudarme con la investigación.

Gracias a todos mis compañeros en especial a Elena, Amaya, Elsa y Pablo por compartir

conmigo esta experiencia. A Jorge, Natalia y Teresa por su paciencia y por ayudarme en

todo momento. Y finalmente a Jesús Prieto y Elena Castillo por su disponibilidad y

colaboración.

Por último, quiero dedicar esta tesis a mis padres, Carmelo y Mª Jesús, por apoyarme

siempre. También quiero agradecer a Vicen por haberme animado y por haber estado

siempre a mi lado.

Muchas gracias a todos.


ÍNDICE DE CONTENIDOS I

ÍNDICE DE CONTENIDOS

ÍNDICE DE FIGURAS V

ÍNDICE DE TABLAS XII

ÍNDICE DE ECUACIONES XV

1. INTRODUCCIÓN 1

1.1 ANTECEDENTES Y PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA 1

1.2 OBJETIVOS 3

1.3 ESTRUCTURA DE LA TESIS 4

2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 6

2.1 AHORRO ENERGÉTICO EN EL PROCESO DE FABRICACIÓN Y PUESTA EN

OBRA DE MEZCLAS BITUMINOSAS 6

2.1.1 TÉCNICAS PARA LA REDUCCIÓN DE LA TEMPERATURA DE FABRICACIÓN Y

COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS 10

2.1.1.1 Modificaciones en la tecnología de las plantas asfálticas 13

2.1.1.2 Tecnologías basadas en el empleo de aditivos 14

2.1.1.3 Tecnologías que emplean agua en el proceso de compactación 15

2.1.1.4 Procesos que emplean agua y aditivos 15

2.1.1.5 Diseño de nuevos tipos de ligante 16

2.1.2 EMPLEO DE ÁRIDOS QUE MEJOREN LA COMPACTABILIDAD Y

TRABAJABILIDAD DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS 17

2.1.2.1 Influencia de las características de los áridos en la trabajabilidad y compactabilidad de las mezclas bituminosas 20

2.1.2.2 Influencia de las características de los áridos en la estabilidad de las mezclas bituminosas 22

2.1.2.3 Influencia en la resistencia a las deformaciones plásticas y la durabilidad 23

2.2 MEZCLAS BITUMINOSAS EN CALIENTE 25

2.2.1 MEZCLAS BITUMINOSAS TIPO HORMIGON BITUMINOSO 26

2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas tipo Hormigón Bituminoso 27

2.2.2 MICROAGLOMERADOS DISCONTINUOS 29

2.2.2.1 Mezclas BBTM 29

2.2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas discontinuas 31 2.2.2.2 Mezclas Tipo Stone Mastic Asphalt 32

2.2.2.2.1 Especificaciones de las mezclas tipo SMA 36 2.2.3 MEZCLAS POROSAS O DRENANTES 36

2.3 MÉTODOS DE COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS EN

LABORATORIO 37

2.3.1 COMPRESIÓN ESTÁTICA 37

2.3.2 COMPACTACIÓN POR IMPACTO 39


ÍNDICE DE CONTENIDOS II

2.3.3 COMPACTADOR POR AMASADO 40

2.3.4 COMPACTACIÓN GIRATORIA 40

2.3.5 COMPACTACIÓN POR VIBRACIÓN 43

2.3.6 COMPACTADOR DE PLACA 45

2.4 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD Y DE LA RESISTENCIA A LA POST-

COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS CON LA

COMPACTADORA GIRATORIA 45

2.4.1 MÉTODO DE DISEÑO SUPERPAVE 46

2.4.2 ESTUDIO DE LAS CARACTERÍSTICAS DE LA CURVA DE COMPACTACIÓN 49

2.4.2.1 Compaction Slope 50

2.4.2.2 Factor K de compactabilidad 53

2.4.2.3 Compaction Energy Index y Traffic Densification Index 54

2.4.2.4 Locking Point 56

2.4.2.5 Gyratory ratio 58

2.4.3 ESTUDIO DEL ESFUERZO CORTANTE DURANTE EL PROCESO DE

COMPACTACIÓN 59

2.4.3.1 Estimación y medida del Esfuerzo Cortante 59

2.4.3.2 Variables que influyen en el Esfuerzo Cortante 66

2.4.3.3 Parámetros para cuantificar la resistencia de las mezclas a la densificación 69

2.4.3.3.1 Slopema 70 2.4.3.3.2 Índices TFI y CFI 71 2.4.3.3.3 El Stress Ratio (SR) 74 2.4.3.3.4 Índice de Contacto (CEI) y Estabilidad Giratoria (GS) 75

2.4.4 MEDIDA DEL TRABAJO DE COMPACTACIÓN 78

3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 84

3.1 PROCESO DE FABRICACIÓN 84

3.2 PROCESO DE COMPACTACIÓN 86

3.2.1 COMPACTACIÓN POR IMPACTO 86

3.2.2 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA GIRATORIA 87

3.2.3 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA DE SEGMENTO 90

3.3 ENSAYOS DE CARACTERIZACIÓN MECÁNICA 91

3.3.1 SENSIBILIDAD AL AGUA 91

3.3.2 ENSAYO DE PISTA 93

3.3.3 MÓDULO RESILIENTE 95

3.3.4 ENSAYO DE FATIGA 97

4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO

ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN Y COMPACTACIÓN

DE MEZCLAS BITUMINOSAS 104

4.1 MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN 104

4.1.1 MEDIDA DE LA ENERGÍA DE CALENTAMIENTO Y EVAPORACIÓN 104


ÍNDICE DE CONTENIDOS III

4.1.2 ENERGÍA CONSUMIDA DURANTE EL PROCESO DE ENVUELTA 107

4.2 MEDIDA DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON LA

COMPACTADORA GIRATORIA 111

4.2.1 DEFINICIÓN DE ÍNDICES PARA EL ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE

COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS 114

4.2.2 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO A PARTIR DEL ESFUERZO

CORTANTE 116

4.2.2.1 Introducción 116

4.2.2.2 Aplicación al compactador giratorio modelo ICT 118

5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS LÍMITES DE LOS

ÍNDICES VOLUMÉTRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS ÍNDICES

ENERGÉTICOS 122

5.1 MEZCLAS SELECCIONADAS PARA EL ESTUDIO 122

5.1.1 MATERIALES SELECCIONADOS 123

5.1.2 ANÁLISIS GRANULOMÉTRICO 125

5.2 JUSTIFICACION DE LOS LÍMITES VARIABLES ELEGIDOS PARA EL

CÁLCULO DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 126

5.2.1 SELECCIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE COMPACTACIÓN 126

5.2.2 JUSTIFICACIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE POST-

COMPACTACIÓN 134

5.2.3 DETERMINACIÓN DE LA ENERGÍA ASOCIADA A LOS ÍNDICES

VOLUMÉTRICOS 141

5.3 SENSIBILIDAD DE LOS ÍNDICES PROPUESTOS A LA COMPOSICIÓN DE LAS

MEZCLAS 145

5.3.1 PREDICCIÓN DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS A PARTIR DE LAS

CARACTERÍSTICAS DE LAS MEZCLAS 149

5.4 CORRELACIÓN ENTRE LOS ÍNDICES DE POST-COMPACTACIÓN Y LA

RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS 155

6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN

CANTOS RODADOS 160

6.1 ESTUDIO DE LA INFLUENCIA DE LA FRACCIÓN Y DEL PORCENTAJE DE

ÁRIDO REEMPLAZADO POR CANTOS EN LA ENERGÍA DE COMPACTACIÓN 161

6.1.1 MEZCLAS SELECCIONADAS 163

6.1.2 INFLUENCIA DE LA COMPOSICIÓN DE LA MEZCLA EN LA ENERGÍA DE

COMPACTACIÓN 164

6.1.3 ESTUDIO DE LA RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS 175

6.2 INFLUENCIA DEL TAMAÑO DE LA FRACCIÓN REEMPLAZADA POR

CANTOS Y DEL LIGANTE EN EL CONSUMO ENERGÉTICO Y EL

COMPORTAMIENTO MECÁNICO DE MEZCLAS DE ALTO MÓDULO 178

6.2.1 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN 180


ÍNDICE DE CONTENIDOS IV

6.2.2 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON CANTOS

RODADOS 187

6.2.3 ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO MECÁNICO 191

6.2.3.1 Estudio de la sensibilidad al agua 191

6.2.3.2 Estudio de la resistencia a las deformaciones plásticas 194

6.2.3.3 Estudio de la rigidez de las mezclas 203

6.2.3.4 Resistencia a fatiga 206

7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE

LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 211

7.1 ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO DE GRANULOMETRÍA Y

LIGANTE 211

7.2 MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS RESULTADOS DE LAS

MEZCLAS CON CANTOS RODADOS 214

7.3 GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA MEZCLAS CON

PORCENTAJES DE HUECOS OBJETIVO SIMILARES 217

8. CONCLUSIONES 222

8.1 CONCLUSIONES PARCIALES 222

8.2 CONCLUSIONES GENERALES 224

8.3 FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN 225

9. REFERENCIAS 227

ANEXO I ESTUDIO ESTADÍSTICO DE LOS RESULTADOS DEL

ENSAYO PISTA (CAPÍTULO 5). 239

ANEXO II RESULTADOS MODELO LINEAL GENERAL (MGL)

UNIVARIANTE (CAPÍTULO 6) 243

ANEXO III RESULTADOS DE LOS ENSAYOS MECÁNICOS 247

ANEXO IV ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO DE

GRANULOMETRÍA Y DE LIGANTE 263

ANEXO V MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS RESULTADOS

DE LAS MEZCLAS CON CANTOS RODADOS 269

ANEXO VI GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA MEZCLAS

CON PORCENTAJES DE HUECOS OBJETIVO SIMILARES 279


ÍNDICE DE FIGURAS V

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 2.1 Emisiones de GEI en España y los compromisos adquiridos para el

cumplimiento del Protocolo de Kioto en 2008-2012. 7

Figura 2.2 Consumo de energía (MJ/Ton) para la fabricación y puesta en obra de las

principales tecnologías (Dorchies, 2008). 9

Figura 2.3. Clasificación de las mezclas en función de la energía de fabricación (PROAS,

2011). 11

Figura 2.4 Principales tecnologías de fabricación de mezclas bituminosas a menor

temperatura que las HMA. 12

Figura 2.5 Imágenes ampliadas de una emulsión de betún vista con un microscopio

(NYNAS Bitumen, 2005). 16

Figura 2.6. Proceso de espumado del betún (Jenkins, 2000). 17

Figura 2.7 Características de los áridos: forma, textura y angulosidad (Masad et al. 2005). 18

Figura 2.8 Esqueletos minerales (UWP, 2008). 18

Figura 2.9 Comportamiento del árido bajo carga de corte (Garnica et al., 2003). 19

Figura 2.10 Variación en la compactabilidad de las mezclas bituminosas debido a cambios

en su composición (Hunter, 1997). 21

Figura 2.11 Producción (en millones de toneladas) de mezclas bituminosas en el año 2009

en España (EAPA, 2009). 25

Figura 2.12 Microaglomerado en caliente discontinuo en autovía de Colmenar (Madrid)

(Gordillo, 1997). 30

Figura 2.13 Diferencia en la estructura de las mezclas AC, SMA, BBTM y PA

(Autroroads, 1993). 33

Figura 2.14 Durabilidad de las capas de rodadura expresada en años de vida de servicio

(EAPA, 2007). 35

Figura 2.15 Conjunto de compactación por compresión simple (NLT-161:98). 38

Figura 2.16 California Kneading Compactor (Blankenship et al., 1994). 40

Figura 2.17 Esquema del proceso de compactación de un SGC. 42

Figura 2.18 Esquema de la compactación con rodillo. 42

Figura 2.19 Configuración del molde. 43

Figura 2.20 Movimientos de corte en una probeta durante la compactación (Chadbourn,

1998). 43

Figura 2.21 Conjunto típico para compactación vibratoria. 44


ÍNDICE DE FIGURAS VI

Figura 2.22 Comportamiento de las mezclas durante la compactación con una SGC (Bahia

y Hanz, 2009). 46

Figura 2.23 Esquema de proceso de compactación (Delgado et al., 2005). 47

Figura 2.24 Curva de compactación con la SGC. 48

Figura 2.25 Ejemplo de cálculo de la pendiente de compactación. 51

Figura 2.26 Efecto de las propiedades de las mezclas en CS (Cominsky et al., 1994). 52

Figura 2.27 Ajuste semilogarítmico del factor de compactabilidad. 53

Figura 2.28 Curva típica de compactación con la SGC (Bahia, 2006). 54

Figura 2.29 Índices CEI y TDI en mezclas de árido grueso y fino (Faheem y Bahia, 2004). 55

Figura 2.30 Locking Point definido por Pine (1997). 56

Figura 2.31 Locking Point 3-2-2 revisado por Vavrik y Carpenter (1998) y Buttlar y Harrell

(1998). 56

Figura 2.32 Índices volumétricos recalculados a partir del Locking Point (Mohammad y

Shamsi, 2007). 57

Figura 2.33 Fuerzas que actúan durante la compactación de mezclas bituminosas con una

GTM (McRea, 1965). 60

Figura 2.34 Fuerzas actuando sobre una probeta compactada con una compactadora

Servopac 61

Figura 2.35 Esquema del dispositivo GLPA (Guler et al., 2000). 63

Figura 2.36 Representación del dispositivo GLPA colocado en el molde, durante el proceso

de compactación (Guler et al., 2000). 63

Figura 2.37 Medida del momento usando el dispositivo GLPA. 63

Figura 2.38 Fuerzas externas aplicadas y distribución del esfuerzo cortante (Guler et al.

2000). 65

Figura 2.39 Curva volumétrica-estabilidad para mezclas tipo High Volume (HV) fabricadas

con un 5% y 6% de ligante (Faheem y Bahia, 2004). 67

Figura 2.40 Esfuerzo cortante máximo (Moutier et al., 1997). 67

Figura 2.41 Medida del esfuerzo cortante a diferentes niveles de compactación en mezclas

fabricadas (a) con un betún blando (b) con un betún de baja penetración (Butcher

1998). 68

Figura 2.42 Pendiente en el ciclo de máximo cortante (Slopema) (Butcher, 1998). 71

Figura 2.43 Ejemplo de una curva que relaciona el Resistive Effort con el Nº ciclos

(Faheem y Bahia, 2004). 72


ÍNDICE DE FIGURAS VII

Figura 2.44 Relación índices volumétricos y mecánicos: CEI y TDI, CFI y TFI (Faheem y

Bahia, 2004). 73

Figura 2.45 Correlaciones entre los índices volumétricos y mecánicos. 74

Figura 2.46 Curva típica de compactación (Bayomy et al., 2002). 76

Figura 2.47 Parámetros necesarios para el cálculo del esfuerzo cortante (De Sombre et al. y

Chadbourn et al., 1998). 79

Figura 2.48 Esquema del proceso de compactación (Ping et al., 2003). 80

Figura 2.49 Análisis de las fuerzas verticales y de cortante (Ping et al., 2003). 82

Figura 2.50 Esquema del proceso de compactación con una ICT (Käppi y Nordenswan

(2007)). 82

Figura 3.1 Pasos seguidos para la fabricación de las probetas de pista y fatiga. 85

Figura 3.2 Compactadora Marshall (Laboratorio de Caminos de Santander). 87

Figura 3.3 Compactadora giratoria ICT (Laboratorio de Caminos de Santander). 88

Figura 3.4 Moldes compactadora giratoria modelo ICT. 89

Figura 3.5 Detalle de la evolución de la altura y el esfuerzo cortante con el número de

ciclos. 89

Figura 3.6 Detalle de la evolución de la densidad y el esfuerzo cortante con el número de

ciclos. 89

Figura 3.7 Compactador por segmento de rodillo. Laboratorio de Caminos de Santander

(UNE-EN 12697-33). 90

Figura 3.8 Secuencia de compactación empleada. 91

Figura 3.9 Ejemplo curvas altura-ciclos y carga-ciclos. 91

Figura 3.10 Probetas en el sistema de vacío. 92

Figura 3.11 Esquema de la probeta sometida a tracción indirecta en la prensa. 92

Figura 3.12 Máquina universal estática de ensayos (Laboratorio de Caminos Santander). 93

Figura 3.13 Máquina de pista (UNE-EN 12697-22) 93

Figura 3.14 Medida temperatura probetas ensayo pista. 94

Figura 3.15 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo. 95

Figura 3.16 Detalle de la probeta sometida al ensayo junto con los sensores LVDT. 95

Figura 3.17 Máquina Dinámica Zwick (Laboratorio de Caminos de Santander). 96

Figura 3.18 Sierra de disco y probetas ensayo de fatiga. 97

Figura 3.19 Dimensiones probetas prismáticas. 98


ÍNDICE DE FIGURAS VIII

Figura 3.20 Principios básicos del ensayo de flexión en 4 puntos (norma UNE). 99

Figura 3.21 Esquema de la cuna de ensayo de fatiga. 99

Figura 3.22 Cuna de ensayo de flexión a 4 puntos en probetas prismáticas. 99

Figura 3.23 Evolución del módulo de rigidez con el número de ciclos. 100

Figura 3.24 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo. 101

Figura 3.25 Criterio de fallo empleado en el estudio de la vida a fatiga. 102

Figura 3.26 Resultados del ensayo de fatiga proporcionados por el software. 103

Figura 4.1 Medida del calor específico (Cp) de los ligantes en función de la temperatura (a)

B-13/22, (b) B-60/70. 105

Figura 4.2 Medida del calor específico (Cp) de la ofita en función de la temperatura. 106

Figura 4.3 Medida del calor específico (Cp) de la caliza en función de la temperatura. 106

Figura 4.4 Medida del calor específico (Cp) de la cuarcita en función de la temperatura. 106

Figura 4.5 Analizador de potencia. 107

Figura 4.6 Software de recogida de datos de consumo. 107

Figura 4.7 Panel de control de la amasadora mecánica. 108

Figura 4.8 Evolución del consumo energético durante el proceso de amasado con el tiempo. 109

Figura 4.9 Gráfico de la variación del consumo energético con el tiempo. 110

Figura 4.10 Datos proporcionados por el software de la compactadora giratoria ICT. 111

Figura 4.11 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales similares. 113

Figura 4.12 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales diferentes. 113

Figura 4.13 Definición de los índices MSI y MRI para una mezcla con granulometría

AC22MAM y ligante B-60/70. 115

Figura 4.14 Esquema del movimiento giratorio producido en cada ciclo. 118

Figura 4.15 Evolución del esfuerzo cortante (S) con el número de ciclos aplicados (N). 119

Figura 4.16 Evolución de la altura con el número de ciclos aplicados (N). 119

Figura 4.17 Diferencial del desplazamiento (dD) en cada incremento de rotación (dβ). 120

Figura 5.1 Tipos de árido empleados en el estudio. 124

Figura 5.2 Ejemplo de fabricación de una probeta de pista de una mezcla tipo SMA 10. 125

Figura 5.3. Ajuste semilogarítmico para una mezcla con granulometría AC22MAM (B-

60/70). 131

Figura 5.4. Límites propuestos para el cálculo del índice de estabilidad MSI. 132


ÍNDICE DE FIGURAS IX

Figura 5.5. Secuencias de compactación aplicadas por la compactadora de rodillo. 135

Figura 5.6. Límites propuestos para el cálculo del índice de post-compactación, MRI. 136

Figura 5.7 Evolución de la densidad y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos

(SMA 10 B-60/70). 140

Figura 5.8 Energía acumulada (kJ/kg) en función del número de ciclos para una mezcla

AC22 B-60/70. 142

Figura 5.9 Energía consumida (kJ/kg) para alcanzar los índices volumétricos MSI (EMSI) y

MRI (EMRI) para una mezcla AC22 B-60/70. 143

Figura 5.10 Esfuerzo cortante en función del número de ciclos (Dotación óptima B-60/70). 144

Figura 5.11 Índice MSI en función del tipo de mezcla. 147

Figura 5.12 Índice MRI en función del tipo de mezcla. 147

Figura 5.13 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado

del modelo adoptado para el índice MSI. 151

Figura 5.14 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado

del modelo adoptado para el índice MRI. 153

Figura 5.15 Probetas Pista SMA10 (Dimensiones 400x260x40 mm) y AC22 (Dimensiones

400x260x60 mm) ensayadas. 155

Figura 5.16 Resultados ensayo de pista para las mezclas (a) BBTM11A y (b) BBTM11B

fabricadas con el ligante modificado BM. 156

Figura 5.17 Pendiente de deformación en función del índice EMRI. 158

Figura 5.18 Pendiente de deformación en función del índice MRI. 158

Figura 6.1 Áridos de machaqueo y rodados empleados en el estudio separados en

fracciones. 162

Figura 6.2 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas MRef1 (0% Cantos) and MRefA

(93% Cantos). 164

Figura 6.3 Energía de compactación en función del porcentaje de huecos (4,9% B-60/70). 165

Figura 6.4 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos

porcentajes de arena de río (2/0). 166

Figura 6.5 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos

porcentajes de cantos 16/11,2. 166

Figura 6.6 Evolución del esfuerzo cortante en función de la fracción reemplazada por

cantos y del porcentaje de la misma. 168

Figura 6.7 Evolución del porcentaje de huecos con los ciclos aplicados para mezclas

fabricadas con distintos porcentajes de arena de río (2/0). 169


ÍNDICE DE FIGURAS X

Figura 6.8 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía

consumida por la mezcla MRef1. 171

Figura 6.9 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía

consumida por la mezcla MRef1. 172

Figura 6.10 Escalera de transformaciones adaptada de Erickson y Nosanchuk (1977). 173

Figura 6.11 Deformación (mm) en función del nº de ciclos para las mezclas de referencia:

(a) MRef1 y (b) MRefA. 176

Figura 6.12 Energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un ligante B-13/22

(4,9% s/m). 180

Figura 6.13 Variación de la energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un

ligante B-13/22 (4,9% s/m). 181

Figura 6.14 Pendiente de fabricación mezclas fabricadas con un porcentaje fijo de cantos

rodados. 183

Figura 6.15 Diferencia de consumo energético respecto a la mezcla M13/22 fabricada con

el óptimo de ligante (4,9% s/m). 184

Figura 6.16 Influencia del tamaño medio de la fracción sustituida y de la penetración media

del ligante en la pendiente de fabricación. 186

Figura 6.17 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2)

fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m). 189

Figura 6.18 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2)

fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m). 190

Figura 6.19 Deformación (mm) en función del número de ciclos. AC22MAM (MRef2 B-

13/22 4,9% s/m). 195

Figura 6.20 Deformación (mm) en función del número de ciclos y foto de la probeta

ensayada. AC 22MAM (MRefB; B-13/22 4,9% s/m). 196

Figura 6.21 Resultados ensayo de pista en función del índice volumétrico MRI. 200

Figura 6.22 Resultado ensayo de pista en función del índice energético EMRI (kJ/kg). 202

Figura 6.23 Módulo resiliente en función del porcentaje de ligante y del tamaño de la

fracción reemplazada por cantos. 204

Figura 6.24 Probetas prismáticas correspondientes a una mezcla AC22MAM con un 10%

de cantos rodados de la fracción 11,2/8 (M5). 207

Figura 6.25 Leyes de fatiga de las mezclas de referencia fabricadas con árido de

machaqueo. 208

Figura 6.26 Deformación unitaria impuesta (µm/m) en función del número de ciclos. 209


ÍNDICE DE FIGURAS XI

Figura 7.1 Estimaciones curvilíneas de los índices energéticos en función de los índices

volumétricos. 212

Figura 7.2 Ajuste lineal del índice de compactabilidad MSI. 213

Figura 7.3 Ajuste lineal del índice de post-compactación MRI. 213

Figura 7.4 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI. 216

Figura 7.5 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI. 216

Figura 7.6 Índice EMSI en función del MSI para el total de mezclas analizadas 218

Figura 7.7 Índice EMRI en función del MRI para el total de mezclas analizadas 218

Figura 7.8 Índice energético EMSI en función del tipo de mezcla estudiada. 219

Figura 7.9 Índice energético EMRI en función del tipo de mezcla estudiada. 219

Figura 7.10 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI (Resultados capítulos 5 y 6). 220

Figura 7.11 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI (Resultados capítulos 5 y 6). 220

Figura 7.12 Ajuste de EMRI en función de MRI 221


ÍNDICE DE TABLAS XII

ÍNDICE DE TABLAS

Tabla 2.1 Producción total de mezclas bituminosas en millones de toneladas (EAPA 2009). 8

Tabla 2.2. Mezclas con menor temperatura de fabricación y compactación registradas. 12

Tabla 2.3 Normas para la obtención del índice de forma y textura de los áridos para

carreteras. 20

Tabla 2.4 Nomenclatura mezclas bituminosas tipo hormigón bituminoso (Orden Circular

24/2008. Art. 542). 26

Tabla 2.5 Pendiente deformación en pista en el intervalo de 5000 a 1000 ciclos para capa de

rodadura e intermedia. UNE-EN 12697-22, 2006 (mm para 103 ciclos de carga).

(Orden Circular 24/2008, Art. 542). 28

Tabla 2.6 Nomenclatura de las mezclas bituminosas discontinuas (Orden Circular 24/2008.

Art. 543). 31

Tabla 2.7 Tipos de mezclas discontinuas a emplear (Orden Circular 24/2008. Art. 543). 31

Tabla 2.8 % Huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) en probetas UNE-EN 12697-30

(50golpes/cara). 32

Tabla 2.9 Pendiente media de deformación en pista (mm para 103ciclos de carga). Mezclas

discontinuas (Orden Circular 24/2008. Art. 543). 32

Tabla 2.10 Nomenclatura mezclas bituminosas drenantes (Orden Circular 24/2008. Art.

543). 37

Tabla 2.11 Evolución de la compactación giratoria (Harman et al., 2001; Huber, 1996). 41

Tabla 2.12 Niveles de Análisis del Método SUPEPAVE. 47

Tabla 2.13 Nº de giros de compactadora giratoria para alcanzar las densidades requeridas

(Delgado et al., 2005). 49

Tabla 2.14 Requerimientos de densidad (Delgado et al., 2005). 49

Tabla 2.15 Recopilación de los índices volumétricos más empleados 50

Tabla 2.16 Revisión bibliográfica de los parámetros de medida de la estabilidad y

resistencia. 69

Tabla 5.1 Contenido de huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) y grado de compactación

aplicado en probetas (UNE-EN 12697-30). 123

Tabla 5.2 Especificaciones ligante BM (Repsol YPF). 123

Tabla 5.3 Huso granulométrico mezclas seleccionadas. Cernido acumulado (% en masa). 125

Tabla 5.4 Resultados ensayo Marshall y ajustes semilogarítmicos de las distintas mezclas

estudiadas. 127


ÍNDICE DE TABLAS XIII

Tabla 5.5 Porcentaje de huecos asociados al grado de compactación en obra. 128

Tabla 5.6 Comparación entre los distintos criterios. 130

Tabla 5.7 Grado de compactación alcanzado con la compactadora de segmento. 135

Tabla 5.8 Porcentaje de huecos correspondientes a la densidad Marshall; y % huecos

alcanzado en el límite de giros superior para las distintas mezclas estudiadas. 137

Tabla 5.9 Índices volumétricos calculados con los límites N98%M y NPost. 138

Tabla 5.10 Resultados índices energéticos de las mezclas estudiadas. 145

Tabla 5.11 Combinación de variables empleadas en el estudio. 146

Tabla 5.12 Análisis descriptivo de los índices desarrollados. 147

Tabla 5.13 Resultados de la prueba de Kolmogorv-Smirnov. 148

Tabla 5.14 Correlaciones bivariadas. 148

Tabla 5.15 Correlaciones parciales (variables de control v y T). 149

Tabla 5.16 Resumen del análisis MRS del índice MSI. 150

Tabla 5.17 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 4. 152

Tabla 5.18 Resumen del análisis MRS del índice MRI. 153

Tabla 5.19 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 2. 154

Tabla 5.20 Resultados ensayo de pista y de los índices de post-compactación (media de dos

probetas). 156

Tabla 5.21 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir las

especificaciones de pista, referentes a capa de rodadura 159

Tabla 6.1 Mezclas con distintos porcentajes de cantos rodados empleadas en el estudio. 163

Tabla 6.2 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores). 170


Tabla 6.4 Pendiente de deformación (mm/1000ciclos) en función del tipo de mezcla. 176

Tabla 6.5 Nomenclatura mezclas en función del tamaño de la fracción reemplazada por

cantos rodados y el tipo de ligante. 179

Tabla 6.6 Variación energía y pendiente de fabricación en función del tipo y contenido de

ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de machaqueo). 182

Tabla 6.7 Variación de la energía y de la pendiente de fabricación en función del tipo y

contenido de ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de

machaqueo). 185

Tabla 6.8 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores). 188


ÍNDICE DE TABLAS XIV

Tabla 6.9 Razón de resistencia a la tracción indirecta de las distintas mezclas fabricadas

(media de dos series Anexo III). 192


Tabla 6.11 Correlaciones parciales de primer orden eliminando el influjo de la variable

independiente P. 194

Tabla 6.12 Resultados ensayo de pista (medias dos probetas). 197

Tabla 6.13 Resultados del ensayo de pista y de los índices de post-compactación (medias

dos probetas). 198


Tabla 6.15 Resumen del análisis MRS del la pendiente de deformación. 199

Tabla 6.16 Niveles de significación del modelo. 201

Tabla 6.17 Resumen del análisis MRS de la pendiente de deformación. 201

Tabla 6.18 Niveles de significación del modelo. 202

Tabla 6.19 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir con las

especificaciones. 203


Tabla 6.21 ANOVA de los módulos de rigidez en función de las variables P y T. 205

Tabla 6.22 ANOVA de los módulos de rigidez en función de la variable T. 206

Tabla 6.23 Leyes de fatiga. 208

Tabla 6.24 Deformación unitaria para el millón de ciclos en función del tipo de mezcla (10

Hz.). 210

Tabla 7.1 Resumen de los modelos de regresión para los índices energéticos. 212

Tabla 7.2 Niveles de significación de los coeficientes de las ecuaciones (7.1) y (7.2) 214

Tabla 7.3 Análisis descriptivo de los índices desarrollados. 215

Tabla 7.4 Resumen de los modelos de regresión lineal de los índices energéticos. 217

Tabla 7.5 Resumen del modelo de regresión lineal de los índices energéticos. 219


ÍNDICE DE ECUACIONES XV

ÍNDICE DE ECUACIONES

(2.1) 50

(2.2) 53

(2.3) 58

(2.4) 60

(2.5) 61

(2.6) 62

(2.7) 62

(2.8) 62

(2.9) 62

(2.10) 62

(2.11) 64

(2.12) 64

(2.13) 65

(2.14) 70

(2.15) 71

(2.16) 74

(2.17) 77

(2.18) 77

(2.19) 78

(2.20) 79

(2.21) 80

(2.22) 81

(2.23) 81

(2.24) 83

(3.1) 86

(3.2) 92

(3.3) 94

(3.4) 96

(3.5) 102


ÍNDICE DE ECUACIONES XVI

(4.1) 104

(4.2) 104

(4.3) 104

(4.4) 106

(4.5) 109

(4.6) 111

(4.7) 117

(4.8) 119

(4.9) 119

(4.10) 120

(4.11) 120

(4.12) 121

(4.13) 121

(4.14) 121

(5.1) 129

(5.2) 129

(5.3) 133

(5.4) 133

(5.5) 133

(5.6) 137

(5.7) 137

(5.8) 137

(5.9) 142

(5.10) 142

(5.11) 152

(5.12) 154

(6.1) 172

(6.2) 186

(6.3) 190

(6.4) 200

(6.5) 201


ÍNDICE DE ECUACIONES XVII

(7.1) 213

(7.2) 213

(7.3) 216

(7.4) 216

(7.5) 220

(7.6) 220


1. INTRODUCCIÓN 1

1. INTRODUCCIÓN

1.1 ANTECEDENTES Y PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

En el año 2007 se puso en marcha el Proyecto Fénix, de cuatro años de duración,

cofinanciado por el Centro para el Desarrollo Tecnológico Industrial (CDTI) y el

Ministerio de Ciencia e Innovación. Este proyecto representó el mayor esfuerzo en I+D

realizado en Europa en el área de la pavimentación de carreteras y se estructuró en torno

a doce líneas de investigación originales. La Universidad de Cantabria fue una de las

quince OPIS colaboradoras, participando en tres de las doce líneas de investigación que

lo componen que son:

Subtarea 5. Pavimentos Asfálticos Sostenibles (PAS).

Subtarea 7. Mezclas Semicalientes.

Subtarea 12. Plantas de Fabricación de Mezclas Bituminosas de Bajo Consumo.

Esta tesis doctoral se enmarca dentro de la Subtarea 12, que aborda la investigación de

nuevas tecnologías y medidas que hagan que el proceso de fabricación, transporte,

control y puesta en obra de mezclas asfálticas sea más sostenible (social,

medioambiental, técnica y económicamente), principalmente desde el punto de vista

energético. En concreto, la Universidad de Cantabria llevó a cabo una investigación

sobre el diseño de mezclas bituminosas que precisan una menor energía de

compactación que las convencionales, cumpliendo las especificaciones recogidas en la

normativa española. Este proyecto de investigación ha dado lugar a esta tesis doctoral.

En línea con el compromiso de lucha contra el cambio climático en los últimos años la

mayoría de las investigaciones dirigidas a la reducción del consumo energético se han

centrado en disminuir las temperaturas de fabricación y compactación de las mezclas

bituminosas. Para ello, se ha venido realizando un importante esfuerzo tecnológico bien

sea modificando las técnicas actuales de las plantas asfálticas, bien añadiendo distintos

tipos de productos, como aditivos químicos y orgánicos, o desarrollando nuevos tipos


1. INTRODUCCIÓN 2

de ligantes (betunes de baja temperatura para mezclas semicalientes, emulsiones para

mezclas templadas, etc.). La Subtarea 7, en la que también ha participado la

Universidad de Cantabria, se centró en el estudio de estas tecnologías sostenibles.

Además, existen otros métodos basados principalmente en el diseño de mezclas con

menor rozamiento interno que facilitan los procesos de fabricación y compactación

mejorando su puesta en obra, y que a la vez son capaces de ofrecer una resistencia

adecuada a las deformaciones plásticas e incluso mejorar la resistencia a fatiga.

Siguiendo este enfoque, se ha optado por estudiar la facilidad de compactación, el

comportamiento mecánico y la vida a fatiga de mezclas en las que se han sustituido

pequeñas proporciones de áridos procedentes de machaqueo por cantos rodados.

Con objeto de poder cuantificar el ahorro energético conseguido durante la fabricación y

compactación de las mezclas bituminosas en el laboratorio se ha desarrollado una

metodología que permita la estimación del consumo energético en estos procesos. Para

ello, dentro de los posibles compactadores de mezclas bituminosas en laboratorio se ha

escogido la compactadora giratoria, debido a que permite determinar de forma continua

el grado de compactación alcanzado en función de la energía aplicada y además, simula

mejor que otros procedimientos el proceso de compactación llevado a cabo en obra.

Actualmente, la máquina giratoria es utilizada en varios países para el diseño de

mezclas bituminosas, siendo el método más empleado el SUPERPAVE (SUperior

PERforming Asphalt PAVEments). Aunque no existen especificaciones españolas

relativas a los valores que deben cumplir las mezclas con respecto a este ensayo,

podrían llegar a incluirse en normativa en un futuro próximo.

Diversos investigadores han propuesto una serie de parámetros, basados en los

resultados obtenidos con este tipo de compactadores, que permiten analizar la facilidad

de compactación y el comportamiento de la mezcla frente a la post-compactación del

tráfico. Estos parámetros fundamentalmente se han desarrollado para el estudio de

mezclas densas tipo Hot Mix Asphalt (HMA), pero no se pueden usar con otros tipos de

granulometrías.


1. INTRODUCCIÓN 3

En esta investigación se han definido nuevos índices, aplicables a cualquier tipo de

mezcla, que permiten estimar la energía aplicada en función del grado de densificación

alcanzado, y predecir el comportamiento de la mezcla frente a las deformaciones

plásticas. Con estos índices ha sido posible cuantificar el ahorro energético conseguido

al reemplazar parte del árido de machaqueo por cantos rodados en la composición en

una mezcla de alto módulo.

1.2 OBJETIVOS

Se plantean tres objetivos generales que incluyen otros particulares:

1. Definir unos índices a partir de los cuales sea posible el cálculo de la energía

consumida durante el proceso de compactación con una máquina giratoria:

Generalizar los parámetros empleados actualmente para la determinación de la

compactabilidad de las mezclas para su aplicación a todo tipo de granulometrías,

desde los hormigones asfálticos hasta las mezclas porosas.

Verificar si los índices definidos son sensibles a cambios en la granulometría, la

angulosidad del árido y el tipo y dotación de ligante.

Establecer unos valores mínimos de los índices, en función del tipo de mezcla,

que garanticen un comportamiento adecuado frente a las deformaciones

plásticas.

2. Diseño de mezclas de alto módulo que precisen menor energía de fabricación y

compactación que las convencionales, y que cumplan con las especificaciones

incluidas en la normativa española:

Desarrollar un procedimiento que permita realizar estudios comparativos de tipo

cualitativo del consumo energético durante el proceso de amasado de las

mezclas bituminosas.


1. INTRODUCCIÓN 4

Comprobar la sensibilidad de los índices volumétricos y energéticos definidos

frente a cambios en la composición de la mezcla: porcentaje de cantos

introducido, tamaño de la fracción reemplazada y tipo y dotación de ligante.

Estudiar el comportamiento mecánico de las mezclas de alto módulo fabricadas

con un porcentaje fijo de cantos rodados en función de la fracción remplazada, y

comprobar que cumplen con las especificaciones.

3. Obtener modelos de regresión que permitan estimar la energía de compactación, a

partir de las curvas que relacionan el porcentaje de huecos con el número de ciclos,

que sean aplicables a todo tipo de máquinas giratorias aunque que no dispongan de

elementos para la medida del esfuerzo cortante.

1.3 ESTRUCTURA DE LA TESIS

El documento comienza con el resumen de la tesis, tanto en español como en inglés, y

los agradecimientos. Posteriormente se incluyen los índices de contenidos, figuras,

tablas y ecuaciones. A continuación, para alcanzar los objetivos planteados en esta

investigación, la tesis doctoral se ha estructurado en ocho capítulos:

En el primer capítulo se ha presentado la introducción de la tesis y los objetivos

perseguidos en la investigación.

En el segundo capítulo se expone un resumen del estado actual del conocimiento en el

que se abordan las técnicas de reducción de la energía de fabricación y compactación

empleadas en la actualidad; a continuación, se hace un repaso y descripción de los tipos

de mezclas bituminosas en caliente y de los métodos de compactación en laboratorio

más utilizados. Para finalizar, se hace un análisis de los parámetros que permiten

estudiar la compactabilidad, estabilidad y energía de compactación empleando distintas

versiones de la compactadora giratoria.


1. INTRODUCCIÓN 5

En el tercer capítulo se detallan los métodos de fabricación y compactación de las

mezclas bituminosas así como los ensayos mecánicos llevados a cabo en esta

investigación.

En el cuarto capítulo se describe el procedimiento desarrollado para la medida del

consumo energético durante la fabricación y compactación de las mezclas bituminosas

empleadas en la tesis. Además, se definen unos nuevos índices volumétricos que

permiten estimar la facilidad de compactación así como la resistencia a la post-

compactación empleando la máquina giratoria.

El quinto capítulo lleva a cabo una justificación de los límites variables seleccionados,

en el capítulo anterior, para el cálculo de los índices volumétricos. Basándose en estos

límites, se definen también dos nuevos índices energéticos. Por último, se lleva a cabo

un análisis estadístico para determinar si los índices volumétricos definidos son

sensibles a variaciones en la composición de las mezclas.

En el sexto capítulo, aplicando el procedimiento de medida del consumo energético

desarrollado, se han diseñado mezclas de alto módulo, fabricadas con distintas

proporciones de áridos de machaqueo y cantos rodados, que precisen una menor energía

de fabricación y compactación. Además se estudia su comportamiento mecánico para

verificar si las mezclas diseñadas pueden ser empleadas en obra.

En el capítulo siete se lleva a cabo una modelización de los índices energéticos a partir

de los volumétricos. Para ello se parte de los resultados de los índices obtenidos en los

capítulos cinco y seis.

En el capítulo ocho se muestran las conclusiones de esta tesis tanto particulares como

generales y se enumeran las principales líneas de continuidad y trabajos futuros

relacionados con la investigación.

En el último capítulo se incluye el listado de las referencias bibliográficas que aparecen

a lo largo del documento. Finalmente, se presentan varios anexos que recogen con

mayor detalle los principales análisis estadísticos llevados a cabo en esta investigación.



2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE

2.1 AHORRO ENERGÉTICO EN EL PROCESO DE FABRICACIÓN Y

PUESTA EN OBRA DE MEZCLAS BITUMINOSAS

El ahorro energético junto con la conservación del medio ambiente, en concreto la

limitación de emisiones de CO2 y de Compuestos Orgánicos Volátiles (COVs) a la

atmósfera, es una preocupación dominante en los últimos años como pone de manifiesto

la aplicación del Protocolo de Kyoto. La crisis del petróleo de finales de los años 70

hizo que los países industrializados tomaran conciencia de la necesidad de ahorrar

energía, las razones fundamentales que llevaron a esta conclusión fueron:

El paulatino aumento del nivel de vida de las sociedades industrializadas que ha

provocado un incremento del consumo energético con la consiguiente

desaparición progresiva de los recursos energéticos.

El deseo de paliar los efectos negativos del uso abusivo de combustibles fósiles,

que ha supuesto la emisión de gases contaminantes a la atmósfera.

Actualmente está en vigencia del Segundo Plan Nacional de Asignación de Derechos de

Emisión de CO2 (PNA II 2008-2012) aprobado por el Real Decreto 1370/2006. Dicho

Plan tiene como objetivo aplicar la Directiva Europea 2003/87/CE de 13 de octubre de

2003, por la que se establece un régimen para el comercio de derechos de emisión de

gases de efecto invernadero (GEI). Su finalidad es reducir en los países desarrollados

los GEI responsables de una aceleración del Cambio Climático.

En la siguiente figura se recoge la variación de emisiones de GEI en España respecto a

1990 (Ministerio de Medioambiente, 2008).



Figura 2.1 Emisiones de GEI en España y los compromisos adquiridos para el cumplimiento del Protocolo de Kioto en 2008-2012.

La directiva 2003/87/CE se aplica a las emisiones generadas por las actividades

recogidas en su Anexo I, entre las que se incluyen las refinerías de hidrocarburos y las

instalaciones de combustión con una potencia térmica nominal superior a 20 MW,

dentro de las cuales están las grandes plantas de fabricación de mezclas bituminosas que

generan GEI, en concreto CO2. Se debe por tanto optimizar su fabricación tratando de

mejorar la eficiencia energética y disminuyendo las emisiones de GEI.

Dentro de la industria de las mezclas bituminosas se están analizando posibles vías para

conseguir ahorros en el consumo energético asociado tanto a los materiales en sí, como

a las operaciones de transporte y puesta en obra. En el año 2009 España fue el tercer

país, por detrás de Francia y Alemania, con la mayor producción de mezclas

bituminosas (Tabla 2.1), en ese año se fabricaron 39 millones de toneladas lo que da una

idea de la importancia del sector (EAPA, 2009).



Tabla 2.1 Producción total de mezclas bituminosas en millones de toneladas (EAPA 2009).

País

WMA* y HMA WMA* Mezclas

Frías Emulsiones Betún

2006 2007 2008 2009 2009 2009 2009 2009

Millones de toneladas

Alemania 57,0 51,0 51,0 55,0 2,40

Gran Bretaña 25,7 25,7 25,0 20,5 <0,50 < 1,00 0,10 1,25

Francia 41,5 42,3 41,8 40,1 >0,52 > 1,50 0,90 3,29

Portugal 8,9 9,0 9,0 9,0

España 43,4 49,9 42,3 39,0 1,50 0,28

Italia 44,3 39,9 36,5 34,9 0,08 1,80

Europa 346,1 347,7 338,0 326,9 0,19 1,74

U.S.A 500,0 500,0 440,0 374,0

Nueva Zelanda 0,9 0,9 0,9 0,9

Australia 7,7 9,0 9,5 9,5

Korea 35,6

Japón 0,11 0,10 0,11 0,97

*En esta tabla las Warm Mix Asphalt (WMA) se definen como las mezclas fabricadas usando técnicas especiales y/o aditivos con el objeto de reducir la temperatura de fabricación hasta los 100-150ºC.

El impacto medioambiental de las carreteras está asociado principalmente a los procesos

de extracción de las materias primas en canteras y graveras, y al procesado, transporte y

puesta en obra de las mezclas bituminosas (pérdida de biodiversidad, ruidos, etc.). Se

produce también un impacto social y medioambiental causado por la fabricación de

mezclas bituminosas calentando los áridos empleando combustibles fósiles, con la

consiguiente generación de gases procedentes de la combustión como NO2, SO2 y CO2,

emisión de COVs, humos, etc. (Pears, 2004).

Para cuantificar los consumos de materias primas y energía, así como los residuos

sólidos, emisiones a la atmósfera y vertidos de agua derivados de todos los procesos que

conlleva la fabricación de carreteras, el Análisis de Ciclo de Vida (ACV) resulta de gran

utilidad. El grupo Colas en el año 2003, partiendo de dos ACV, el primero de ellos

completado por el Swedish Environmental Research Institute y el segundo por el

Athena Sustainable Materials Institute, llevaron a cabo el informe The Environmental

Road of the Future (Dorchies, 2008). La Figura 2.2 muestra la cantidad total de energía



requerida (MJ/ton) para fabricar y poner en obra una tonelada métrica de material, desde

la extracción de material hasta su puesta en obra.

Figura 2.2 Consumo de energía (MJ/Ton) para la fabricación y puesta en obra de las principales tecnologías (Dorchies, 2008).

Los procesos que generalmente se tienen en cuenta para determinar la energía

consumida en función de los materiales empleados son:

Ligantes: se consideran los procesos de extracción y transporte de las materias

primas y fabricación de los betunes (betunes convencionales, modificados etc.).

Áridos: energía consumida durante la extracción y procesado de los áridos en la

cantera o gravera.

Fabricación: energía consumida en la fabricación de las mezclas en una planta o

en una unidad de producción.



Transporte: tanto de las materias primas hasta las plantas asfálticas, como de las

mezclas bituminosas hasta el lugar de extendido.

Puesta en obra: en muchas ocasiones constituye uno de los factores más críticos

en relación con la futura vida y las propiedades del pavimento asfáltico. Por lo

tanto es importante poner especial atención y control en la tecnología de puesta

en obra.

En las mezclas bituminosas recicladas la energía contenida en el betún empleado en el

pavimento no se considera perdida. El reciclado de firmes es una de las técnicas

empleadas para reducir energía. Este proceso está siendo fomentado por la industria de

las mezclas bituminosas con el objetivo de reutilizar los áridos y el ligante. Los

materiales procedentes de la recuperación de firmes se denominan RAP (Reclaimed

Asphalt Pavement).

2.1.1 TÉCNICAS PARA LA REDUCCIÓN DE LA TEMPERATURA DE

FABRICACIÓN Y COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS

Numerosas investigaciones están encaminadas al diseño de nuevas tecnologías que

permitan la reducción de la temperatura de fabricación en relación con las mezclas

calientes convencionales, lo que conlleva numerosas ventajas:

Reducción del consumo de combustible, de energía y de emisiones lo que

implica un ahorro económico teniendo en cuenta que el 30-50% de los costes de

una planta pueden ser atribuidos al control de emisiones (Hampton 2005). En la

fabricación de las mezclas asfálticas en caliente las reducciones de temperatura

implican un menor consumo de combustible. Por otra parte, a medida que se

quema menos combustible, menos COVs se lanzan a la atmósfera (desde el

punto de vista de las emisiones, su dependencia con la temperatura es

exponencial: un incremento de 20º C incrementa las emisiones casi en 9 veces, y

un incremento de 40º C multiplica por 40 las emisiones de COVs.). Menores

emisiones pueden permitir emplazar las plantas asfálticas en lugares donde las



regulaciones de emisiones son estrictas permitiendo así menores distancias de

transporte lo que mejorará la producción.

Mejora de las condiciones de trabajo durante la puesta en obra debido a la

reducción de olores y humos. La Unión Europea ha mejorado la legislación con

la creación de la normativa Registration, Evaluation, Authorization and

Restriction of Chemicals (REACH), los ligantes asfálticos se han incluido en

estas regulaciones. Las investigaciones han mostrado una fuerte correlación

entre las temperaturas de trabajo y la emisión de humos (Directiva

2006/121/EC).

En función de la temperatura de fabricación, las mezclas se pueden clasificar en:

mezclas calientes, semicalientes, templadas y mezclas en frío (Figura 2.3).

Figura 2.3. Clasificación de las mezclas en función de la energía de fabricación (PROAS, 2011).

Se destacan cuatro procesos patentados para la fabricación de este tipo de mezclas

(Tabla 2.2).



Tabla 2.2. Mezclas con menor temperatura de fabricación y compactación registradas.

Nomenclatura en español

Nomenclatura en inglés

Marca Registrada

Por

Temp. Fabricación

(ºC)

Temp. Puesta en

Obra Ligante

Templadas (WAM®)

Warm Mix Shell/Kolo Veidekke

120-140 90-110 Betún

+Aditivos

Baja Energía (EBE®)

Low Energy

LEA-CO

95 70-90 Betún

Baja Temp. (EBT®)

Half-Warm mix 40-95 40-90 Espuma / Emulsión

Baja Temp. (LT-Asphalt®)

Low Temperature Nynas

Bitumen 95 95

A continuación se describen una serie de métodos empleados para la fabricación de

mezclas energéticamente sostenibles (Figura 2.4). Todos ellos tienen en común que

permiten reducir la temperatura de fabricación y compactación entre 20ºC y 70ºC en

relación con la temperatura de las mezclas en caliente.

Figura 2.4 Principales tecnologías de fabricación de mezclas bituminosas a menor temperatura que

las HMA.



2.1.1.1 Modificaciones en la tecnología de las plantas asfálticas

Las modificaciones en las tecnologías actuales de las plantas ayudan a reducir la

temperatura de trabajo sin variar los componentes de las mezclas. Tienen la desventaja

de que hay que invertir económicamente en modificar las plantas. Existen numerosas

modificaciones posibles y se destacan principalmente tres cuya fiabilidad se ha

demostrado obteniéndose mezclas homogéneas.

Método KGO

Se trata de un método patentado desarrollado en Suecia por Gunnar (2004). En este

proceso, en primer lugar las fracciones gruesas de la mezcla son envueltas por el betún y

a continuación se añaden los áridos finos, el filler y la arena. De esta manera se confiere

a la mezcla bituminosa una mayor trabajabilidad con lo que pueden ser fabricadas y

compactadas a menores temperaturas.

Método de mezclado en dos fases

Está basado en el método KGO pero empleando dos tipos de ligante con distintas

viscosidades. Consiste en buscar un betún con una viscosidad concreta, para ello en la

primera fase se añade un ligante de alta penetración cuya baja viscosidad favorece el

proceso de envuelta con los áridos permitiendo reducir la temperatura. A continuación

se añade el betún con alta viscosidad. Si se comparan con las mezclas convencionales,

este tipo de mezcla es fabricada y compactada a una temperatura entre 10 y 30ºC

inferior (EAPA, 2005).

Double-Barrel® Green system

Este proceso no requiere la adición de ningún aditivo comercial pero sí es necesario

inyectar agua a la mezcla junto con el ligante asfáltico. Con ello se crean unas burbujas

microscópicas que ayudan a reducir la viscosidad del ligante permitiendo que la mezcla

sea fabricada y puesta en obra a menor temperatura. De esta forma se consigue un



ahorro de combustible del 14% y un aumento de la productividad también del 14%

(Astec Industries Company).

2.1.1.2 Tecnologías basadas en el empleo de aditivos

Estas tecnologías utilizan aditivos con objeto de aumentar la trabajabilidad de las

mezclas bituminosas. Estos aditivos se pueden clasificar, en función de cómo modifican

las propiedades de los betunes, en orgánicos y químicos.

Aditivos orgánicos

La viscosidad de los ligantes se puede reducir de manera significativa con la adición de

este tipo de aditivos. Debido a su elevada solubilidad los ligantes aditivados de baja

viscosidad permanecen estables durante su almacenamiento y el efecto de la reducción

de la viscosidad es permanente. Los principales aditivos orgánicos que se encuentran en

la literatura y que han sido usados en la última década son: las ceras de Montana, las

ceras de Fisher-Trospsch y las amidas de ácidos grasos.

Aditivos químicos

Los aditivos químicos, a diferencia de los orgánicos, no alteran propiedades del ligante

tales como la viscosidad, penetración, etc. pero sí mejoran la cohesión entre los

diferentes componentes de la mezcla facilitando el proceso de envuelta de los áridos por

el betún. El empleo de estos aditivos también permite usar un mayor contenido de RAP

en mezclas, y aportan un efecto anti-envejecimiento al ligante. Además aumentan la

productividad de las plantas de fabricación y mejoran la compactabilidad de las mezclas

a temperaturas entre 20-40 ºC por debajo de las empleadas en las mezclas

convencionales en caliente.

Entre los principales aditivos químicos utilizados tanto en Europa como en Estados

Unidos se encuentran los agentes tensoactivos, la combinación de surfactantes

catiónicos y aditivos orgánicos y los aditivos polifuncionales.



2.1.1.3 Tecnologías que emplean agua en el proceso de compactación

El principio común de estas técnicas es la generación de una corriente de agua que

aumenta el volumen del betún disminuyendo su viscosidad. Otra característica general

es la duración limitada del efecto provocado por la introducción de agua, por ello la

mezcla debe ser compactada y puesta en obra en un corto espacio de tiempo tras su

fabricación. Estos efectos permiten un rango de temperaturas de mezclado entre 120-

125ºC y de compactación entre 90-95ºC, alcanzándose ahorros energéticos por encima

del 40%, así como una disminución de las emisiones de CO2, CO, NOx, COVs,

emisiones de polvo, riesgo de quemaduras, reducción del envejecimiento del ligante,

etc. Otra de las ventajas es que la apertura al tráfico se puede hacer en un menor

intervalo de tiempo.

2.1.1.4 Procesos que emplean agua y aditivos

En este caso, la adición de agua se realiza mediante el empleo de zeolitas o emulsiones,

dando lugar a un proceso de espumado que favorece la envuelta de los áridos. La

trabajabilidad de la mezcla a menor temperatura permanece hasta su puesta en obra

asegurando unas características óptimas en términos de facilidad de compactación.

Tecnologías basadas en el uso de zeolitas

Fueron desarrolladas en Europa y en Estados Unidos. Requieren la sustitución de parte

del filler por zeolita sintética en forma de polvo (aluminosilicato de sodio) que se

incorpora a la mezcla simultáneamente con el ligante (Barthel y Von Devivere, 2003).

Este procedimiento facilita la reducción de la temperatura de fabricación y puesta en

obra hasta en 30ºC con respecto a las mezclas calientes convencionales con el

consecuente ahorro de energía (Kuennen, 2004).



Empleo de Emulsiones para reducir la temperatura

Una emulsión es un sistema formado por dos fases líquidas e inmiscibles, en el que el

ligante es la fase dispersa y el agua el medio dispersante. Se usa un emulsificante,

generalmente un surfactante, para estabilizar la emulsión (Salager, 1993).

Figura 2.5 Imágenes ampliadas de una emulsión de betún vista con un microscopio (NYNAS Bitumen, 2005).

2.1.1.5 Diseño de nuevos tipos de ligante

Actualmente se están llevando investigaciones con el objeto de desarrollar nuevos

ligantes que permitan conseguir ahorros mediante la reducción de las temperaturas de

fabricación. Entre estos betunes se pueden destacar los siguientes:

Ligantes Eco-Friendly:

Usan fuentes vegetales y pueden reemplazar los productos oleosos. Numerosas

compañías han desarrollado este tipo de ligantes: Colas (Végécol®), Eiffage Travaux

Publics (Biophalt®) ó Sgreg (Compogreen®), Shell (Floraphalt®). Estos productos tienen

las mismas características y consiguen una reducción de la temperatura de fabricación



de hasta 40ºC, además mejoran las propiedades físicas de los ligantes bituminosos. Sin

embargo, tienen el inconveniente de elevar los costes.

Betún espumado:

Con esta técnica se consigue reducir la temperatura de fabricación por debajo de los

100º C. La espuma se produce a través de la inyección de agua fría nebulizada (del 2 al

3%) y betún caliente (entre 160 y 190º C) en una cámara de expansión (Figura 2.6).

Cuando el agua entra en contacto con el betún la transferencia de calor que se produce

convierte el agua en vapor expandiéndose hasta 10 ó 15 veces el volumen original del

betún.

Figura 2.6. Proceso de espumado del betún (Jenkins, 2000).

2.1.2 EMPLEO DE ÁRIDOS QUE MEJOREN LA COMPACTABILIDAD Y

TRABAJABILIDAD DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS

Una amplia variedad de áridos minerales ha sido empleada a lo largo de los años en la

fabricación de mezclas bituminosas. Estos materiales van desde los llamados áridos

naturales, ya que son obtenidos de depósitos glaciares o ríos y usados sin ser sometidos



a ningún tratamiento, hasta los áridos procesados, extraídos de canteras, que han sido

machacados, separados en tamaños e incluso en algunos casos lavados. También se

pueden emplear áridos artificiales (subproductos industriales).

La función fundamental de un árido como componente de una mezcla bituminosa es la

formación de un esqueleto mineral que sea resistente a las deformaciones plásticas. Esta

propiedad depende principalmente de tres características del árido: forma, angulosidad,

y textura superficial (Figura 2.7).

Figura 2.7 Características de los áridos: forma, textura y angulosidad (Masad et al. 2005).

La forma refleja las variaciones en las proporciones de la partícula y da una idea de la

aptitud del esqueleto mineral para resistir solicitaciones sin que se produzca la rotura de

las partículas. En general, los áridos cúbicos con texturas rugosas aportan una mayor

resistencia que los áridos rodados con texturas lisas. Esto se debe a que, a pesar de que

una partícula cúbica y una redondeada puedan poseer la misma resistencia interna, las

partículas angulares tienden a juntarse más aportando una mayor resistencia a la mezcla

(Figura 2.8).

Figura 2.8 Esqueletos minerales (UWP, 2008).



Las partículas redondeadas, en lugar de trabarse, tienden a deslizarse unas sobre otras.

Cuando se aplica una carga sobre una masa de áridos puede generarse dentro una zona

por la que las partículas se desplacen unas respecto a las otras, lo cual produce una

deformación permanente de la masa, Figura 2.9. Es en esta zona donde las “tensiones de

corte” exceden a la “resistencia de corte”.

Figura 2.9 Comportamiento del árido bajo carga de corte (Garnica et al., 2003).

Otro aspecto morfológico que también influye en la resistencia de un árido es su

angulosidad. Si posee caras fracturadas con aristas vivas presentará un mayor

rozamiento interno lo que aumentará su resistencia a las deformaciones.

Por último, la textura superficial está relacionada con las irregularidades en la superficie

en una escala demasiado pequeña para ser comparada con la forma y la angulosidad

(Barrett, 1980). Las superficies rugosas se encuentran en los áridos obtenidos mediante

machaqueo, mientras que las superficies lisas se suelen encontrar en la arena natural y

en las gravas. Cuanto más áspera sea la superficie del árido se precisará una mayor

cantidad de ligante para conseguir la misma trabajabilidad. Esta característica influye de

manera decisiva en el rozamiento interno del esqueleto mineral de un árido.

Existen ensayos normalizados que permiten estimar el efecto combinado de la forma,

textura y angulosidad mediante unos índices obtenidos a partir del cálculo de la



densidad aparente del árido bajo unas condiciones fijas de compactación. En la Tabla

2.3 se recogen algunas de las normativas más empleadas para el cálculo de estos

índices.

Tabla 2.3 Normas para la obtención del índice de forma y textura de los áridos para carreteras.

País de aplicación Norma

España NLT 372 (1996) Índice de forma y textura de los áridos para

carreteras.

Estados Unidos ASTM D3398-00 Standard Test Method for Index of Aggregate

Particle Shape and Texture

Gran Bretaña BS 812 (Part 1) Sampling and testing of mineral aggregates, sands

and fillers

Numerosos estudios destacan la influencia de estos tres parámetros en las propiedades

de las mezclas bituminosas, especialmente en su trabajabilidad, compactabilidad,

resistencia a las deformaciones plásticas y resistencia a fatiga. Todas estas

investigaciones coinciden en que la introducción de áridos redondeados en la

composición de la mezcla mejora la compactabilidad, lo que puede conllevar ahorros

energéticos siempre y cuando se cumpla con las especificaciones recogidas en la

normativa sobre todo en lo referente a su comportamiento frente a deformaciones

plásticas.

2.1.2.1 Influencia de las características de los áridos en la trabajabilidad y

compactabilidad de las mezclas bituminosas

La trabajabilidad se puede definir como la facilidad con que una mezcla puede ser

extendida y compactada. Esta propiedad depende del tipo de árido y su granulometría

(Martínez, 2000), además también afectan la penetración, el contenido de ligante y la

temperatura. En general la trabajabilidad mejora al aumentar el contenido de ligante, al

usar ligantes con baja viscosidad, al reducir el contenido de filler y en mezclas con



partículas redondeadas en su composición (Marvillet y Bougalt, 1979). Hunter (1997)

realizó un estudio de las variables que más influyen en la compactabilidad y en la

resistencia a las deformaciones plásticas, Figura 2.10.

Figura 2.10 Variación en la compactabilidad de las mezclas bituminosas debido a cambios en su composición (Hunter, 1997).

Roberts et al. (1996) analizaron la influencia de la forma de los áridos en la

trabajabilidad y comportamiento de las mezclas bituminosas. Encontraron que las

partículas angulosas proporcionaban una mejor trabazón que las redondeadas, aportando

a las mezclas una mayor resistencia a las deformaciones plásticas. Sin embargo, esta

propiedad también hacía que la trabajabilidad en la fase de compactación fuera menor.

Con lo que finalmente concluyeron que las partículas redondeadas mejoraban la

trabajabilidad durante la compactación pero disminuían la resistencia a la post-

compactación asociada a las cargas de tráfico debido a la falta de rozamiento entre

partículas.

De Sombre et al. (1998) estudiaron la compactabilidad de las mezclas considerando que

éstas se comportaban como un suelo y empleando la ecuación Mohrs-Columb para

estimar el esfuerzo cortante. Concluyeron que las partículas redondeadas presentaban un

Res

iste

nci

a a

la d

efo

rmac

ion

Huecos en mezcla

Mezcla Dificil de Compactar

-Alto contenido de árido de machaqueo-Ligantes más duros

Mezcla Fácil de Compactar

- Alto contenido de árido rodado- Elevados porcentajes de arena natural-Ligante más blandos y en altos porcentajes



menor rozamiento interno y reducían el esfuerzo cortante de la mezcla, lo que facilitaba

el proceso de compactación.

2.1.2.2 Influencia de las características de los áridos en la estabilidad de las

mezclas bituminosas

La estabilidad de las mezclas bituminosas puede definirse como la capacidad de

soportar solicitaciones, con unos valores de deformación tolerables. Este parámetro es

una medida de la resistencia intrínseca del material y depende del rozamiento interno y

de la cohesión. Se suele determinar mediante ensayos de base fundamentalmente

empírica: Marshall, Hubbard-Field, Hvemm, Duriez, etc., en los que a las probetas se

les aplica una carga hasta llegar a la rotura, la carga máxima resistida es lo que se

denomina estabilidad. Con estos ensayos también se determina la deformación. Las

variables que afectan a la estabilidad son principalmente el tipo y contenido de ligante y

las características de los áridos.

Numerosas investigaciones han estudiado la influencia de las características de los

áridos en este parámetro. Lefebure (1957) empleó el procedimiento Marshall para medir

la estabilidad de mezclas que contenían áridos cúbicos de machaqueo, y áridos de

machaqueo con lajas y agujas combinados con arena natural o de machaqueo. Este

estudio, llevado a cabo en mezclas calientes convencionales, concluyó que el árido fino

era el componente más crítico y que su cantidad y naturaleza condicionaban la

estabilidad Marshall. El uso de árido fino de machaqueo mejoraba la estabilidad de las

mezclas que contenían árido grueso sin machacar. Sin embargo, el uso de árido fino de

machaqueo tenía un efecto mínimo en la estabilidad de las mezclas fabricadas en su

totalidad con árido de machaqueo.

Kandhal y Parker (1998) estudiaron la influencia del empleo de partículas de grava

natural demostrando que la estabilidad Marshall decrecía al aumentar la proporción de

partículas de grava redondeadas. También observaron que no había diferencias

significativas en la resistencia a tracción de las mezclas que contenían áridos gruesos de

machaqueo y redondeados. A esta conclusión llegaron también Ishai y Gelber (1982),



demostrando que se producía un incremento de la estabilidad a medida que aumentaban

las irregularidades geométricas de los áridos. Además concluyeron que existía una

correlación entre las irregularidades geométricas y el módulo resiliente determinado

mediante el ensayo de tracción indirecta.

2.1.2.3 Influencia en la resistencia a las deformaciones plásticas y la

durabilidad

Además de la estabilidad, las mezclas bituminosas deben cumplir otras propiedades

tales como la resistencia a las deformaciones plásticas y a la fatiga. Uno de los fallos

más típicos es la formación de roderas, que consiste en la aparición de surcos

longitudinales que se producen en mezclas bituminosas fundamentalmente en las zonas

de rodadura de los vehículos pesados. Otro de los fallos más usuales es el de fatiga, que

se debe a la acumulación de solicitaciones producidas por el tráfico. Ésta se traduce en

un aumento de las deformaciones elásticas en superficie, y cuando se llega a un

avanzado estado de fatiga se produce un agrietamiento generalizado en forma de

cuadrículas denominado comúnmente piel de cocodrilo.

Foster, en 1970, estudió la resistencia de las mezclas bituminosas fabricadas con

distintos contenidos de cantos rodados a la post-compactación debida a las cargas de

tráfico usando testigos. Concluyó que era posible controlar las deformaciones plásticas

que se producen en una mezcla cuando parte del árido grueso es de tipo rodado si se

empleaba árido fino de machaqueo. Posteriormente, Khedaywi y Tons (1998) también

demostraron el efecto beneficioso del empleo de áridos finos de machaqueo. Plantearon

la hipótesis de que para cada tipo de árido grueso con diferentes características

superficiales existe un tamaño de árido fino específico que contribuye a desarrollar la

trabazón entre las superficies de las partículas de árido grueso en la mezcla.

Concluyeron que ajustando la rugosidad y tamaño de los áridos finos de forma adecuada

la resistencia de las mezclas con grava redondeada puede llegar a ser similar a las de las

mezclas fabricadas con árido grueso de machaqueo.



La mayoría de los estudios realizados han sido enfocados al estudio del efecto de la

angulosidad del árido en la deformación permanente y en la resistencia al deslizamiento

(Mahmoud, 2005), pero muy pocos han examinado el papel de la angulosidad del árido

en el comportamiento a fatiga. Además, se han divulgado resultados contradictorios

respecto al efecto de las propiedades de áridos en la resistencia a la fatiga de los

pavimentos flexibles. Por ejemplo, Maupin (1970) condujo una investigación a nivel de

laboratorio sobre los efectos de la forma de las partículas en el comportamiento a fatiga

de una mezcla bituminosa empleada para capa de rodadura. Utilizó para ello tres tipos

de áridos: grava redondeada, caliza de machaqueo y pizarra con un alto porcentaje de

lajas, y llevó a cabo ensayos a fatiga a deformación controlada. Los resultados

mostraron que las mezclas que contenían grava natural presentaban mayor durabilidad

que las demás mezclas estudiadas. Por el contrario, Huang y Grisham (1972)

concluyeron que las características geométricas de los áridos gruesos no eran

significativas en el comportamiento a fatiga de las mezclas.

Monismith, 1970 también estudió la influencia de la forma, tamaño y textura superficial

de los áridos en la rigidez y en el comportamiento a fatiga, al igual que Maupin,

determinando que estas características sí que afectaban a ambas propiedades.

Monismith recomendaba el empleo de materiales con textura rugosa en granulometrías

densas usadas en pavimentos gruesos con el objeto de aumentar la rigidez y la vida a

fatiga. Sin embargo, indicaba que el uso de áridos con texturas lisas podrían ser

empleados en pavimentos de bajo espesor ya que dan lugar a mezclas más flexibles que

aumentan la vida a fatiga.

En un estudio más reciente, llevado a cabo por Souza y Kim en el año 2009, sobre el

efecto de la angulosidad del árido y del porcentaje de ligante en el comportamiento

mecánico de las mezclas y su durabilidad, se demostró que los áridos con mayor

angulosidad mejoraban las resistencias a las deformaciones plásticas debido a su mayor

rozamiento interno. En cuanto a la vida a fatiga, el efecto de la angulosidad del árido

grueso resultó ser menos significativo que el efecto del contenido de ligante, mientras

que la angulosidad del árido fino producía un efecto similar pero opuesto al del ligante,

es decir, la dotación de ligante afectaba positivamente a la resistencia a fatiga de la



mezcla, mientras que un aumento en la angulosidad del árido fino disminuía la

durabilidad.

2.2 MEZCLAS BITUMINOSAS EN CALIENTE

Se define una mezcla bituminosa en caliente como la combinación de un ligante

hidrocarbonado, áridos (incluido polvo mineral) y eventualmente aditivos, de manera

que todas las partículas de árido queden recubiertas por una película homogénea de

ligante. Su proceso de fabricación implica el calentamiento tanto del ligante como de los

áridos (excepto eventualmente, el polvo mineral de aportación), y su puesta en obra

debe hacerse a una temperatura muy superior a la ambiente.

Dentro de los diversos tipos de mezclas bituminosas fabricadas en caliente, las mezclas

tipo hormigón bituminoso (UNE-EN 13108-1, 2007), las discontinuas tipo BBTM

(UNE-EN 13108-2, 2007) y tipo Stone Mastic Asphalt (UNE-EN 13108-5, 2007) y por

último las drenantes (UNE-EN 13108-7, 2007) son las mezclas empleadas en esta tesis.

En la Figura 2.11 se representa la producción, en millones de toneladas, de este tipo de

mezclas en España en el año 2009, (EAPA, 2009).

Figura 2.11 Producción (en millones de toneladas) de mezclas bituminosas en el año 2009 en España (EAPA, 2009).

AC PA BBTM SMA

141

31

54

9



En los siguientes apartados se lleva a cabo una breve descripción de las mezclas

incluidas en este trabajo.

2.2.1 MEZCLAS BITUMINOSAS TIPO HORMIGON BITUMINOSO

Dentro de las mezclas bituminosas en caliente, las de tipo hormigón bituminoso (AC) se

caracterizan por tener una granulometría de tipo continuo. Estas mezclas pueden

emplearse tanto en la construcción del pavimento como en capa de base. En la capas de

rodadura e intermedia suelen utilizarse mezclas densas y semidensas, mientras que en

capa de base es normal emplear mezclas gruesas o semidensas (Pérez, 2005).

La designación de las mezclas bituminosas tipo hormigón bituminoso se lleva a cabo de

acuerdo a la nomenclatura establecida en la norma UNE-EN 13108-1 (2007), siguiendo

el esquema recogido en la Tabla 2.4.

Tabla 2.4 Nomenclatura mezclas bituminosas tipo hormigón bituminoso (Orden Circular 24/2008. Art. 542).

AC D Surf/bin/base Ligante Granulometría

Hormigón bituminoso

Tamaño máximo árido

Tipo de capa Tipo de ligante

empleado

D (densa); S (semidensa) ó G

(gruesa).

La dosificación de ligante hidrocarbonado de la fórmula de trabajo se fijará teniendo en

cuenta los materiales disponibles, la experiencia obtenida en casos análogos y siguiendo

los criterios del artículo 542 del PG-3 (2008).

Dentro de este grupo se encuentran también las mezclas bituminosas de alto módulo

(AC22MAM). Su denominación se debe a que presentan un elevado módulo de rigidez

al estar fabricadas con un betún más duro que las mezclas convencionales. Estas

mezclas se emplean en capa intermedia o de base para las categorías de tráfico T00 a T2

con un espesor entre seis y trece centímetros. Las AC22MAM ofrecen una opción



efectiva para combatir la aparición de deformaciones plásticas permitiendo, en algunos

casos, reducciones del espesor de hasta el 20% con el consiguiente ahorro del coste de

construcción en comparación con las capas fabricadas con mezclas bituminosas

convencionales. Las mezclas de alto módulo pueden emplearse como alternativa a las

mezclas bituminosas convencionales para capas de base e intermedia tanto en obras de

nueva construcción como de refuerzo. Con ello se consiguen firmes con bases más

rígidas que no presentan los problemas asociados a las bases tratadas con

conglomerantes hidráulicos, como la fisuración por retracción, ni efectos térmicos que

pueden dar lugar a la aparición de fisuras en las capas superiores.

Desde su desarrollo en Francia, a principios de la década de los 80, hasta el 2005 se han

extendido en el citado país alrededor de 5 millones de toneladas tanto en capas de base

en firmes de nueva construcción, como en refuerzos de pavimentos con insuficiente

capacidad estructural con excelentes resultados. Estas mezclas fueron normalizadas

como “Enrobés à module elevé, EME", en la norma francesa NFP 98- 140 en diciembre

de 1991. En España las primeras experiencias con este tipo de mezclas se realizaron en

el año 1992, y hasta el año 2005 se fabricaron unas 60000 toneladas (Limon, 2005). Las

propiedades y características que deben cumplir las mezclas de alto módulo vienen

recogidas en el Pliego de Prescripciones Técnicas Generales para Obras de Carreteras y

Puentes (PG-3), específicamente en el artículo 542 – Mezclas bituminosas en caliente

tipo hormigón bituminoso, publicado en la Orden Circular 24/2008.

2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas tipo Hormigón Bituminoso

Las propiedades más críticas en el comportamiento de las mezclas tipo AC cuando se

emplean en capa de rodadura y que normalmente originan su fallo son:

Resistencia a las deformaciones plásticas. Su determinación se lleva a cabo

mediante el ensayo de pista en laboratorio. Las mezclas deberán cumplir, en

función del tráfico y de la zona climática, con las especificaciones recogidas en

la Tabla 2.5.



Tabla 2.5 Pendiente deformación en pista en el intervalo de 5000 a 1000 ciclos para capa de rodadura e intermedia. UNE-EN 12697-22, 2006 (mm para 103 ciclos de carga). (Orden Circular

24/2008, Art. 542).

ZONA TÉRMICA ESTIVAL CATEGORÍA DE TRÁFICO PESADO

T00 y T0 T1 T2 T3 y arcenes T4

CÁLIDA 0,07 0,10 -

MEDIA 0,07 0,10 -

TEMPLADA 0,10 -

Resistencia a la fisuración térmica y al envejecimiento.

Adhesividad árido ligante. Esta propiedad se determina mediante la

caracterización de la acción del agua. La normativa española establece que la

resistencia conservada en el ensayo de tracción indirecta tras inmersión,

realizado a 15ºC, siguiendo la norma UNE-EN 12697-12 (2006), tendrá un valor

mínimo del 80% para capa base e intermedia, y del 85% para capa de rodadura.

Las probetas se compactarán según la UNE-EN 12697-30 (2006), aplicando

cincuenta golpes por cara.

Además dos propiedades fundamentales que deben presentar las mezclas empleadas en

capas de base son: el módulo y la resistencia a fatiga. Cuanto más elevado sea el

módulo de la mezcla y mayor sea su resistencia a la fisuración por fatiga, mejor será la

respuesta del firme ante el fallo de fatiga que, según la experiencia y de acuerdo con los

métodos analíticos de dimensionamiento, es el principal mecanismo de deterioro de los

firmes (Pérez-Jiménez, 2005). La normativa española sólo impone especificaciones

relativas a módulos y resistencia a fatiga en la mezclas de alto módulo. El valor del

módulo a 20ºC, según el Anexo C de la norma UNE-EN 12697-26 (2006), no será

inferior a 11000 MPa, realizándose el ensayo sobre probetas preparadas según la norma

UNE-EN 12697-30 (2006) con setenta y cinco golpes por cara. En cuanto a la

durabilidad de las mezclas, realizado el ensayo de resistencia a fatiga a 20ºC según el

Anexo D de la UNE-EN 12697-24 (2006), el valor de la deformación para un millón de

ciclos no será inferior a 100 μm.



2.2.2 MICROAGLOMERADOS DISCONTINUOS

Los microaglomerados discontinuos son mezclas asfálticas utilizadas en capas de

pequeño o muy pequeño espesor, con textura macrorrugosa áspera, excelente

comportamiento mecánico, gran durabilidad y sin problemas de incremento de

sonoridad (Gordillo, 1997). En este trabajo se han empleado dos de los

microaglomerados en caliente discontinuos más utilizados en Europa:

Los “Beton Bitumineux Tres Minces” (BBTM), desarrollados en Francia en la

década de los 70, son aglomerados discontinuos muy delgados puestos en obra

con espesores de 2-2,5 cm. Con estas mezclas se logró una reducción de la

contaminación acústica generada en la interfaz entre la carretera y el neumático.

Los “Splittmastixasphalt” o mezclas SMA, fueron implantadas en Alemania a

finales de los años 60 con el objetivo inicial de mejorar su resistencia a la acción

de los neumáticos de clavos (Qiu y Lum, 2006).

2.2.2.1 Mezclas BBTM

A mediados de los años 80 se introdujeron en España los denominados

microaglomerados discontinuos en caliente, o mezclas bituminosas discontinuas en

caliente, para capas de rodadura de pequeño espesor como tratamientos de conservación

en carreteras sometidas a tráfico intenso. Su empleo empezó a competir con éxito con

los microaglomerados en frío muy utilizados en esa época, experimentando un

desarrollo espectacular a principios de los años 90, con una puesta en obra de más de 13

millones de metros cuadrados.

Este tipo de mezclas se aplicaron como capa de rodadura para la mejora de las

características superficiales en todo tipo de firmes sin problemas estructurales y en todo

tipos de vías, tanto urbanas como en autovías y autopistas (Figura 2.12).



Figura 2.12 Microaglomerado en caliente discontinuo en autovía de Colmenar (Madrid) (Gordillo, 1997).

El buen comportamiento de estos microaglomerados hizo posible que la Dirección

General de Carreteras, a través de la Orden Circular 322/97 primero, y posteriormente

revisada en la Orden Circular 5/2001 del Ministerio de Fomento, normalizara en el

artículo 543 del PG-3 dos tipos de mezclas discontinuas en caliente para su empleo en

capas de rodadura de pequeño espesor. En este artículo se recogen dos tipos de mezclas:

F y M, caracterizadas por poseer un elevado contenido en árido grueso (70-85% de

tamaños superiores a 4 mm) responsable de su buen rozamiento interno, diferenciándose

entre sí fundamentalmente por el mayor porcentaje de árido fino y filler de las mezcla

tipo F, por lo que precisan una mayor dotación de ligante.

El primer tipo F (de capa Fina) se especificó para capas de espesores comprendidos

entre 2 y 3,5 cm; el segundo tipo M (de capa Monogranular, con mayor porcentaje de

gruesos y menor de finos), para espesores entre 1 y 2 cm. Ambos tipos se caracterizan

por presentar discontinuidades entre los tamices de 2 y 4 mm, limitando el retenido

parcial máximo entre ambos tamices al 8%. Además, la normativa contempla en cada

uno de ellos dos husos granulométricos para tamaños máximos de árido de 8 y 10 mm.

En la Orden Circular 24/2008 estas mezclas pasan a designarse según la nomenclatura

establecida en la UNE-EN 13108-2 (2006), recogida en la Tabla 2.6.



Tabla 2.6 Nomenclatura de las mezclas bituminosas discontinuas (Orden Circular 24/2008. Art. 543).

BBTM D Clase Ligante

Mezcla Bituminosa de tipo discontinuo

Tamaño máximo árido A, B, C ó D Tipo de ligante

empleado

En la Tabla 2.7 se recogen los distintos tipos mezclas bituminosas discontinuas a

emplear.

Tabla 2.7 Tipos de mezclas discontinuas a emplear (Orden Circular 24/2008. Art. 543).

Denominación UNE-EN 13108-2 Denominación anterior

BBTM 8A F8

BBTM 11A F10

BBTM 8B M8

BBTM 11B M10

2.2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas discontinuas

A continuación se exponen las propiedades y características que deben cumplir las

mezclas de discontinuas, recogidas en el Pliego de Prescripciones Técnicas Generales

para Obras de Carreteras y Puentes (PG-3), específicamente en el artículo 543 –

Mezclas bituminosas para capas de rodadura. Mezclas drenantes y discontinuas,

publicado en la Orden Circular 24/2008.

Contenido de huecos:

En la Tabla 2.8 se recoge el contenido de huecos determinado según el método de

ensayo de la norma UNE-EN 12697-8 (2006).



Tabla 2.8 % Huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) en probetas UNE-EN 12697-30 (50golpes/cara).

Tipo Mezcla % Huecos

BBTM A ≥ 4

BBTM B ≥ 12

Drenante (PA) ≥ 20

Resistencia a las deformaciones plásticas:

La resistencia a las deformaciones plásticas, determinada mediante el ensayo de pista en

laboratorio, deberá cumplir con lo recogido en la Tabla 2.9.

Tabla 2.9 Pendiente media de deformación en pista (mm para 103ciclos de carga). Mezclas discontinuas (Orden Circular 24/2008. Art. 543).

ZONA TÉRMICA ESTIVAL CATEGORÍA DE TRÁFICO PESADO

T00 a T2 T3, T4 y arcenes

CÁLIDA y MEDIA 0,07

0,10

TEMPLADA -

Resistencia conservada:

Se caracteriza mediante el ensayo de tracción indirecta tras inmersión, realizado a 15ºC,

siguiendo la norma UNE-EN 12697-12 (2006), tendrá un valor mínimo del 90% en

probetas compactadas según la UNE-EN 12697-30 (2006) aplicando cincuenta golpes

por cara.

2.2.2.2 Mezclas Tipo Stone Mastic Asphalt

Las mezclas de origen alemán tipo Stone Mastic Asphalt (SMA), al igual que las

mezclas BBTM de procedencia francesa, se caracterizan por poseer elevados contenidos



en árido grueso (65-80%) y discontinuidades granulométricas. Debido a su alto

rozamiento interno presentan una gran estabilidad asociada a los contactos existentes

entre los áridos gruesos.

La tipología de las mezclas SMA es elevada y abarca, según la normativa UNE-EN

13108-5 (2007), tamaños máximos de árido que oscilan entre 4 y 22,4 mm. Los husos

granulométricos para cada uno de los tamaños son muy amplios correspondiendo en

general a mezclas que, una vez compactadas, presentan porcentajes elevados de huecos

en árido. El contenido de filler con respecto a una mezcla convencional tipo AC es

mayor, siendo en todos los casos de alrededor del 8,5%, por lo que requieren mayor

cantidad de ligante. Es necesario el uso de aditivos (fibras de celulosa o polímeros)

cuando se utilizan los porcentajes más altos y betunes convencionales, con el objetivo

de aumentar la rigidez del aglomerado, impedir el escurrimiento del ligante y disminuir

la segregación y las deformaciones plásticas. Las características de estas mezclas les

confieren un buen comportamiento a fatiga.

Las mezclas SMA según algunos autores pueden considerarse como mezclas porosas en

las que sus huecos están rellenos con un mortero bituminoso muy rico en betún por lo

que los huecos se reducen hasta un 4-5%. En la Figura 2.13 se muestran las estructuras

de las mezclas SMA y de las mezclas AC, BBTM y PA.

Figura 2.13 Diferencia en la estructura de las mezclas AC, SMA, BBTM y PA (Autroroads, 1993).



Las SMA presentan numerosas ventajas entre ellas se pueden destacar las siguientes

(Autroroads, 1993):

1. Buena estabilidad a elevadas temperaturas: su esqueleto mineral incrementa el

rozamiento interno aumentando su estabilidad.

2. Elevada resistencia al desgaste: su bajo contenido de huecos (4-5%) le confiere

impermeabilidad, le provee de una buena resistencia al envejecimiento y una

elevada la durabilidad.

3. Elevada adhesión entre los áridos y el ligante: tienen un alto contenido de filler y

de betún, además las fibras de celulosa absorben parte del ligante espesando la

película bituminosa y mejorando la adhesión árido-ligante.

4. Buena resistencia al deslizamiento: debido a su macrotextura superficial.

5. Menos ruido de tráfico: presentan generalmente disminución de ruidos debido a

las propiedades de textura conseguidas. En Holanda y Alemania emplean con

espesores de 3 y 5 mm respectivamente paras vías urbanas donde se requiere

minimizar el nivel de ruido (Bolsan, 2007).

6. Elevada durabilidad: al presentar un alto contenido de ligante las partículas de

árido están recubiertas por una película de betún de mayor grosor lo que aumenta

su vida a fatiga, además de reducir los costes de conservación. El aumento en la

durabilidad podría amortizar el aumento del coste debido al alto porcentaje de

betún y a los aditivos empleados. Analizando la Figura 2.14, donde se representa

la vida de servicio de las mezclas más empleadas para capa de rodadura, se

observa como la vida útil de las mezclas SMA (20 años) es un 30% mayor que

las de las AC (14 años), (EAPA, 2007).



Figura 2.14 Durabilidad de las capas de rodadura expresada en años de vida de servicio (EAPA,

2007).

Los inconvenientes que conlleva el empleo de las mezclas tipo SMA se pueden resumir

en los siguientes puntos:

1. Aumentan los costes asociados al empleo de mayores contenidos de betún y de

filler y a la necesidad de incorporar aditivos como fibras de celulosa, parafinas,

etc.

2. El aumento del tiempo de mezclado y del tiempo necesario para añadir filler de

aportación y aditivos pueden provocar un descenso de la productividad.

3. Posibles retrasos en el tiempo de apertura al tráfico ya que la mezcla debe dejarse

enfriar 40ºC para evitar el escurrimiento del ligante.

Numerosos estudios coinciden en la mayor rentabilidad del empleo de mezclas SMA.

Estas investigaciones demuestran como el aumento del coste inicial de estas mezclas (en

un 20 - 40% en relación a las mezclas densas convencionales en aplicaciones de

carretera) asociado a los altos contenidos de ligante, a los aditivos empleados y a la

pérdida de productividad debida al aumento de los tiempos de mezclado, se ve



compensado por la mayor durabilidad de las mezclas SMA (entre 5 y 10 años

comparado con las mezclas densas convencionales).

2.2.2.2.1 Especificaciones de las mezclas tipo SMA

Las especificaciones aplicables a las mezclas tipo SMA se encuentran recogidas en la

norma europea EN 13108-5 (2007). Sin embargo, resultan muy generales por lo que en

muchos países se han establecido criterios normativos más específicos, fijando los

contenidos mínimos de ligante, que en general son superiores al 6%, el contenido de

fibras de celulosa a emplear (0,3%-1,5% sobre la masa total de la mezcla), los

porcentajes de huecos, etc.

En los artículos 542 y 543 de la orden circular 24/2008, no se incluyen actualmente

especificaciones relativas a este tipo de mezclas. Como guía se pueden tomar las

recogidas en el apartado anterior para las mezclas tipo BBTM.

2.2.3 MEZCLAS POROSAS O DRENANTES

Las mezclas porosas o drenantes pueden definirse como aquellas que presentan un

contenido de huecos en mezcla suficientemente elevado para permitir que a través de

ellas se filtre el agua de lluvia con rapidez y pueda ser evacuada hacia arcenes, cunetas

u otros elementos de drenaje. Se comenzaron a usar en Europa a finales de los años

1970 y España fue uno de los países pioneros en su empleo con el fin de mejorar la

calidad de la capa de rodadura.

Los dos principales problemas de comportamiento que presentan las mezclas porosas

son su resistencia a la disgregación por efecto de los esfuerzos tangenciales del tráfico,

y la pérdida de porosidad con el tiempo al colmatarse sus poros. Mediante el empleo de

betunes modificados se puede conseguir mezclas dotadas de alta porosidad, resistentes a

la colmatación y a la disgregación (Pérez-Jiménez, 2005). El diseño de las mezclas

drenantes o porosas busca el equilibrio entre su porosidad y su resistencia al desgaste.



En este tipo de mezclas la energía de compactación necesaria para lograr la compacidad

en obra es menor que en las mezclas convencionales, por ello se evalúa para qué energía

de compactación se alcanza la máxima densidad en la metodología Marshall (Rebollo

et. al. 2006).

En el artículo 543 de la Orden Circular 24/2008 pasan a designarse según la

nomenclatura establecida en la UNE-EN 13108-7 (2006), Tabla 2.10.

Tabla 2.10 Nomenclatura mezclas bituminosas drenantes (Orden Circular 24/2008. Art. 543).

PA D Ligante

Mezcla Bituminosa de tipo drenante Tamaño máximo árido Tipo de ligante empleado

Según lo recogido en este artículo el contenido de huecos en mezcla (UNE-EN 12697-

8) en probetas compactadas según la UNE-EN 12697-30 (50 golpes por cara) debe ser

superior al 20%.

2.3 MÉTODOS DE COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS EN

LABORATORIO

Las propiedades físicas de las mezclas dependen del grado y tipo de compactación

utilizado. Los métodos empleados en laboratorio abarcan desde los que intentan simular

el proceso de compactación real en obra hasta otros de tipo totalmente empírico en los

que la aplicación de las cargas es muy diferente a la real. A continuación se definen

cinco de los métodos de compactación más utilizados.

2.3.1 COMPRESIÓN ESTÁTICA

Este tipo de compactación consiste en la aplicación de una presión, constante o variable

en función del tiempo, a una mezcla bituminosa confinada en un molde, Figura 2.15.



Generalmente se aplica una carga inicial de asentamiento a continuación, la presión se

incrementa progresivamente hasta llegar a un determinado valor a partir del cual se

mantiene constante durante un determinado tiempo.

Figura 2.15 Conjunto de compactación por compresión simple (NLT-161:98).

Dentro de los ensayos que aplican este tipo de energía de compactación cabe destacar el

ensayo utilizado para determinar la resistencia a compresión simple de las mezclas

(NLT-161 (1998)), y el ensayo de inmersión-compresión (NLT-162 (2000)) empleado

para estimar el comportamiento frente a la desenvuelta mediante la comparación de las

estabilidades de probetas rotas en húmedo con respecto a la resistencia en seco. Este



ensayo era obligatorio hasta ser recientemente reemplazado por el ensayo de

sensibilidad al agua (UNE-EN 12697-12, 2006).

2.3.2 COMPACTACIÓN POR IMPACTO

Es el tipo de compactación en laboratorio más antiguo, ya en 1920 Hubbard y Field

usaron un martillo Proctor para compactar mezclas. Fue uno de los primeros métodos en

evaluar los porcentajes de huecos en mezcla y en árido. Usaba una estabilidad como

prueba para medir la deformación. Funcionó adecuadamente para evaluar mezclas con

áridos pequeños o granulometrías finas, pero no para mezclas con granulometrías que

contenían tamaños máximos de árido alto.

En 1930, Marshall desarrolló un método, al que puso su nombre, para llevar a cabo la

compactación por impacto (Blankenship et al., 1994). Los áridos, que constituyen el

esqueleto del aglomerado, bajo la acción de una maza se trasladan principalmente en la

dirección vertical, con posibilidades limitadas para que las partículas puedan rotar de

forma que se alcance la configuración de máxima compactación. Este método se utiliza

para diseñar mezclas bituminosas por medio de un análisis de su estabilidad,

deformación, densidad y huecos. Hasta ahora ha sido el más empleado a nivel mundial.

Tiene la desventaja de no simular la densificación real de la mezcla que se produce en

obra.

Actualmente en España se emplea como control de compactación y de huecos en

mezcla y en áridos. Este método está recogido en la norma UNE-EN 12697-30 (2006),

aplicada a mezclas bituminosas (tanto las obtenidas en laboratorio como a los testigos

recogidos en obra) en granulometrías con tamaño de áridos no superiores a 22,4 mm. El

número de golpes aplicados depende de la granulometría seleccionada, siendo valores

habituales de 75 y 50 golpes por cara. Se trata de una energía que, en algunos casos

(áridos con un coeficiente de los Ángeles alto), puede llegar a producir la rotura de las

partículas.



2.3.3 COMPACTADOR POR AMASADO

Francis Hveem desarrolló la compactación por amasado “Kneading Compaction” en

Estados Unidos en 1940. El compactador por amasado carga neumáticamente un pistón

con una cuarta parte del área del molde de sección transversal, mientras el molde gira la

sexta parte de un ciclo entre cada carga. Las cargas se aplican uniformemente en la cara

libre de la probeta para conseguir la compactación, lo que permite que las partículas se

muevan creando una acción de amasado que densifica la mezcla.

Existen diferentes tipos de compactadores: el California Kneading Compactor (Figura

2.16), el Linear Kneading Compactor (LKC) y el Arizona Kneading Compactor

(Blankenship et al., 1994).

Figura 2.16 California Kneading Compactor (Blankenship et al., 1994).

2.3.4 COMPACTACIÓN GIRATORIA

El compactador giratorio se utiliza en la práctica y en la investigación para analizar la

compactabilidad de los materiales granulares, mezclas bituminosas, suelos y otros

materiales similares. En la Tabla 2.11 se resume la evolución que ha seguido el método



giratorio de compactación desde su desarrollo en el Texas Highway Department en

1939.

Tabla 2.11 Evolución de la compactación giratoria (Harman et al., 2001; Huber, 1996).

Año Dispositivo/Agencia Tamaño Probeta Esfuerzo de compactación

1939 Texas Highway Department D – 4” H – 2”

P – Desconocido A – Manual S – Manual

1946 TX Highway Department D – 4 & 6” H – 2 & 3”

P – Variable A – Fijo 6° S – 60 rpm

1957 US Corps Engineers

GTM D – 6” H – Variable

P – Variable A – Variable 0 - 3° S – Variable 12-18 rpm H – molde caliente

1960’s First Prototype Texas at

LCPC, Francia D - ? H - ?

P – Variable A – Variable S – Variable

1968 Second Prototype Texas at

LCPC, Francia D – 80 ó 120 mm H – Variable

P – Variable A – Variable 0,5° to 5° S – Variable H – molde caliente

1974 a 1985

PCG1, PCG2 at LCPC, Francia

D – 160 mm H – Fija 80-300 mm

P – 600 kPa A – Fijo 1° - 4° S – Fijo 6 rpm - 30 rpm H – molde caliente

1991 Modified Gyratory Shear

Test Machine, FHWA D – 4” H – 2,5”

P – 600 kPa A – Fijo 0,5° - 3° S – 30 rpm

1991 Modified TX Highway

Department, SHRP D – 6” H – 3,75”

P – 600 kPa A – S – Variable H – molde caliente

1993 SHRP/SUPERPAVE

Gyratory Compactor en USA D – 150 mm H – 115 mm

P – 600 kPa A – Fijo 1,25° S – 30 rpm

1996 PCG3 at LCPC, Francia D – 150 mm H – Fija 100-160 mm

P – Fija 500 to 800 kPa A – Fijo 0,5° to 2° S – Fija 6 -30 rpm

De entre los compactadores giratorios enumerados en la tabla anterior, cabe destacar el

SUPERPAVETM Gyratory Compactor (SGC). Se trata de un dispositivo transportable

cuya principal función es compactar las probetas simulando el efecto del tráfico en un



pavimento asfáltico. Además, permite la monitorización de la densificación durante el

proceso de compactación. Fue desarrollado dentro del Strategic Highway Research

Program (SHRP). El SGC reproduce la compactación llevada a cabo con un

compactador de rodillo en obra, Figura 2.18, mediante la aplicación de una presión

vertical de consolidación constante que simula la presión aplicada por el rodillo. El

ángulo formado por la superficie de las mezclas bituminosas y el tambor del rodillo

equivale al ángulo de giro en la SGC. La velocidad del rodillo es simulada por el

movimiento de giro del molde. Por último el número de pasadas de rodillo necesario

para obtener el porcentaje de huecos y los requerimientos de densidad deseados en obra

se corresponden con el número de giros Ndis aplicados por la compactadora giratoria. El

número de giros aplicado refleja el nivel de tráfico (Butcher, 1998).

Figura 2.17 Esquema del proceso de compactación de un SGC.

Figura 2.18 Esquema de la compactación con rodillo.

El SGC se diseñó en un comienzo para sólo densificar las mezclas, no se hizo ningún

intento de medir la resistencia a la compactación, o de emplear un dispositivo para

estimar la estabilidad de la mezcla.



En la actualidad, existen varios tipos de compactadoras giratorias (Servopac Gyratory

Compactor, Finnish Intensive Compactor Tester (ICT), Gyratory Compactor, Gyratory

Testing Machine, etc.) que tienen la ventaja de, además de medir la reducción de la

altura con la aplicación de los ciclos, estimar la resistencia a la compactación mediante

el cálculo del esfuerzo cortante aplicado para compactar las mezclas. Estas

compactadoras disponen de una célula de carga situada en el pistón del compactador

que mide la carga necesaria para crear el momento asociado al movimiento giratorio. El

momento se guarda en cada ciclo mientras la probeta se compacta. En cada ciclo de

trabajo se produce una cantidad conocida de movimientos de corte (Figura 2.20).

Figura 2.19 Configuración del molde. Figura 2.20 Movimientos de corte en una probeta

durante la compactación (Chadbourn, 1998).

2.3.5 COMPACTACIÓN POR VIBRACIÓN

El método recogido en la normativa UNE-EN 12697-32 (2006), compactación en

laboratorio de mezclas bituminosas mediante compactador vibratorio, se aplica a

mezclas inconsistentes y a testigos, y permite establecer una densidad de referencia para

una mezcla bituminosa de acuerdo con los procedimientos descritos en la Norma UNE-

EN 12697-9 (2006), o la facilidad de compactación, según se describe en la Norma

UNE-EN 12697-10 (2006).



Después de la mezcla, preparación y acondicionamiento de una probeta en el

laboratorio, el calentamiento de un testigo extraído de la superficie de la carretera hasta

la temperatura de compactación, o el acondicionamiento del material mezclado en la

planta de producción, el material o el testigo se coloca en un molde normalizado que

dispone de una placa de asiento y de un manguito, y se compacta mediante un martillo

vibratorio, Figura 2.21. Según el PG-3 este tipo de compactación debe emplearse para la

compactación de mezclas con tamaño nominal mayor de 22 mm, aplicando la

compactación vibratoria durante 120s por cara.

Figura 2.21 Conjunto típico para compactación vibratoria.



2.3.6 COMPACTADOR DE PLACA

La norma UNE-EN 12697-33 (2006) Elaboración de probetas con compactador de

placa, establece que la compactación de probetas paralelepipédicas de mezcla

bituminosa se realiza aplicando una carga mediante un rodillo de acero o por ruedas

neumáticas, dando pasadas a velocidad constante y paralelamente al eje de la placa. Se

puede emplear para cualquier tipo de mezclas bituminosas y para todos los tamaños

máximos de árido.

En este procedimiento se recogen tres métodos posibles de compactación:

Método neumático;

Método de rodillo de acero;

Método de deslizamiento de placas.

En España, actualmente se utiliza para la compactación de probetas utilizadas en los

ensayos de pista y de fatiga, y para la determinación de los módulos de la mezcla.

2.4 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD Y DE LA RESISTENCIA A LA

POST-COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS CON LA

COMPACTADORA GIRATORIA

Numerosas investigaciones se han llevado a cabo con el objetivo de relacionar las

características volumétricas y mecánicas de las mezclas compactadas en laboratorio con

su trabajabilidad durante el proceso de puesta en obra y con su estabilidad. Esta última

propiedad está relacionada con la resistencia a la post-compactación debida a las cargas

de tráfico. Ambas características dependen tanto de la reología del ligante como del

esqueleto mineral de la mezcla.

La trabajabilidad y la estabilidad de las mezclas durante la compactación en laboratorio

han sido evaluadas empleando distintas versiones de la compactadora giratoria. En



general, los actuadores del compactador giratorio aplican una presión vertical y someten

a la probeta a un movimiento de giro. La respuesta de las mezclas a estas solicitaciones,

Figura 2.22, se puede monitorizar para evaluar su comportamiento.

Figura 2.22 Comportamiento de las mezclas durante la compactación con una SGC (Bahia y Hanz, 2009).

Para caracterizar el comportamiento de las mezclas bituminosas durante el proceso de

compactación se pueden seguir dos líneas la primera consiste en estudiar las

características de la curva de compactación y relacionarlas con la compactabilidad y la

estabilidad de las mezclas. Una segunda línea de investigación se basa en el desarrollo

de herramientas experimentales y métodos de análisis que permitan medir o estimar el

esfuerzo cortante y relacionarlo con la resistencia que ofrecen las mezclas a la

densificación y a la post-compactación asociada a las cargas de tráfico.

Estas aproximaciones no tratan de reemplazar otros ensayos necesarios para caracterizar

las mezclas, simplemente pretenden identificar aquellas que resultan más fáciles de

compactar y cuáles pueden presentar un mejor comportamiento frente a la post-

compactación del tráfico durante su vida de servicio.

2.4.1 MÉTODO DE DISEÑO SUPERPAVE

La mayoría de los procedimientos descritos en los siguientes apartados están basados en

el método de diseño de mezclas SUPERPAVE (SUperior PERforming Asphalt



PAVEments), desarrollado en el año 1993 dentro del Strategic Highway Research

Program (SHRP), el cual evalúa la influencia de los componentes de la mezcla

bituminosa de forma individual (árido y ligante) y su interacción cuando están

mezclados. El método SUPERPAVE especifica los distintos niveles considerados para

el análisis y diseño de las mezclas asfálticas en caliente en función de los ejes

equivalentes (ESALs), Tabla 2.12.

Tabla 2.12 Niveles de Análisis del Método SUPEPAVE.

Tránsito (ESAL) Nivel de Diseño Requerimientos de Ensayo

ESAL < 106 Primer nivel de análisis Diseño Volumétrico

<106 < ESAL< 107 Análisis Intermedio Diseño volumétrico y pruebas de predicción

del comportamiento

107< ESAL Análisis completo Diseño volumétrico y pruebas de predicción

del comportamiento adicionales

El diseño volumétrico se realiza con el compactador giratorio y los parámetros de

compactación son la presión vertical (600 kPa), ángulo de giro (1,25°), la velocidad de

rotación (30 rev/min) y el número de giros aplicados. En la Figura 2.23 se puede

observar un esquema del proceso de compactación con la compactadora SGC.

Figura 2.23 Esquema de proceso de compactación (Delgado et al., 2005).



Existen tres grados de compactación asociados a los procesos de puesta en obra,

compactación y post-compactación, que se alcanzan con la máquina giratoria aplicando

un determinado número de giros (N). Estos ciclos son variables y dependen del tráfico

acumulado (ESALs) que previsiblemente se presentará durante un periodo de 20 años.

Los tres valores de N determinados son:

Ninicial = es el número de giros que produce la mínima compactación que se debe

presentar en el campo;

Ndiseño = es el número de giros que se necesitan para producir la compactación de

diseño en campo;

Nmáximo = es el número de giros que produce la máxima compactación que se

debe presentar en el campo.

En la Figura 2.24 se representan, a modo de ejemplo para unos ESALs ≥ 3millones, los

ciclos correspondientes al 89%, 96% y 98% de la densidad máxima teórica (%Gmm).

Figura 2.24 Curva de compactación con la SGC.

1 10 100 1000

% G

mm

Nº Ciclos

N ini- 11% huecos

Ndis- 4% huecos

Nmax - 2% huecos



En la siguiente tabla se recogen los ciclos para alcanzar las densidades requeridas en

función de los ESALs de diseño.

Tabla 2.13 Nº de giros de compactadora giratoria para alcanzar las densidades requeridas (Delgado et al., 2005).

ESALs de diseño (millones)

Nº Giros

Ninicial Ndiseño Nmáximo

<0,3 6 50 98

0,3-3 7 75 115

3-30 8 100 160

>30 9 125 205

Los requerimientos de densidad que debe cumplir cada valor de N se especifican en la

Tabla 2.14, (Delgado et al. 2005).

Tabla 2.14 Requerimientos de densidad (Delgado et al., 2005).

ESALs de diseño (millones)

Densidad requerida (%Gmm)

Ninicial Ndiseño Nmáximo

<0,3 ≤ 91,5

96,0 98,0 0,3-3 ≤ 90,5

3-30 ≤ 89,0

>30 ≤ 89,0

2.4.2 ESTUDIO DE LAS CARACTERÍSTICAS DE LA CURVA DE

COMPACTACIÓN

En la siguiente tabla se recogen los parámetros más empleados para la caracterización

de la compactabilidad y trabajabilidad de las mezclas compactadas con distintos

modelos de la compactadora giratoria



Tabla 2.15 Recopilación de los índices volumétricos más empleados

Autor Año Índice Ventajas Inconvenientes

Cominsky et al. 1994 Compaction Slope (CS)

Permite analizar la influencia de la granulometría y de la forma y textura de las partículas.

Poco sensible a cambios de ligante (Anderson et al. 1998).

Bahia et al. 1998

Compaction energy index (CEI)

Traffic energy Index (TDI)

Propone una nueva interpretación de la curva de compactación que permite estudiar la compactabilidad y la resistencia a la densificación.

Los límites asociados a los índices solo sirven para el estudio de las mezclas HMA.

Pine, 1997 Locking Point 3-2

Empleando el número de giros hasta alcanzar el Locking Point como N de diseño se previene la sobrecompactación de las mezclas.

No es muy sensible a los cambios en la composición de las mezclas.

Vavrik y Carpenter; Buttlar y Harrell

1998 Locking Point 3-2-2

Mohammad y Shamsi

2007 Redefinición de los

índices de Bahia a partir del Locking Point

Mallick 1999 Gyratory Ratio (GR) Permite diferenciar entre mezclas estables e inestables.

Esta teoría no ha sido verificada a escala real.

UNE-EN 12697-10 (2006)

2003 Factor de

compactabilidad (K)

Identifica qué mezclas son más fácilmente compactables a partir de la curva %huecos-ciclos.

No permite comparar mezclas que partan de huecos iniciales diferentes (Del Rio-Prat et al. 2010).

2.4.2.1 Compaction Slope

Cominsky et al. (1994) definieron un índice denominado Compaction Slope (CS) a

partir de la curva que relaciona el porcentaje de compactación alcanzado con los ciclos

aplicados (Figura 2.25), y que se calcula con la ecuación (2.1).

)()(

%%·100(%)

inidis

inidis

NLogNLog

GmmGmmCS

(2.1)



Donde:

%Gmmdis y %Gmmini son los porcentajes de la densidad máxima alcanzados en

los ciclos Ndis y Nini respectivamente. Estos valores se corresponden a los

criterios de diseño del método SUPERPAVE.

Figura 2.25 Ejemplo de cálculo de la pendiente de compactación.

La Figura 2.26 muestra el efecto de las diferentes propiedades de las mezclas en la

pendiente de compactación. La variación de la composición granulométrica tiene una

gran influencia, Figura 2.26 a, tendiendo las granulometrías más finas a presentar

menores pendientes de compactación. El empleo de partículas redondeadas con un

menor rozamiento interno también influye en este parámetro. En la Figura 2.26 b se

representan dos mezclas con la misma granulometría pero una fabricada con grava

natural procedente de rio (pendiente de compactación 6,14) y otra con un árido de

machaqueo (pendiente de compactación de 8,84).

El principal problema de este parámetro es que resulta poco sensible al contenido de

ligante. En la Figura 2.26 c, se observa que las curvas de compactación para una misma

granulometría en la que se varía la dotación de ligante son prácticamente líneas

paralelas cuando se representan en escala semilogarítmica. Esto fue verificado por

707274767880828486889092949698

100

1 10 100

% G

mm

Nº ciclos

Nini

Ndis

)()(

%%·100

inidis

inidis

NLogNLog

GmmGmmCS



Anderson et al. (1998) los cuales llevaron a cabo una investigación en la que

demostraron que mezclas con la misma estructura de áridos pero diferentes contenidos

de ligante (en intervalos de 1%) presentaban la misma pendiente de compactación pero

diferentes propiedades de la mezcla. Por lo que concluyeron que la pendiente de

compactación puede proporcionar información sobre el ángulo de rozamiento interno

pero no sobre la cohesión.

Además, a partir de las correlaciones de este parámetro con el módulo de rigidez a

cortante, Figura 2.26 d, se puede concluir que las mezclas con una pendiente de

compactación mayor tienden a presentar una mayor rigidez.

(a) Efecto la granulometria de los áridos (b) Efecto del tipo de árido (angulosidad)

(c) Efecto del contenido de ligante en una mezcla AC 12

(d) Relación entre la módulo de rigidez a cortante y la pendiente de compactación

Figura 2.26 Efecto de las propiedades de las mezclas en CS (Cominsky et al., 1994).



2.4.2.2 Factor K de compactabilidad

La norma UNE-EN 12697-10 (2006) recomienda determinar la variación en el

contenido de huecos de la muestra en función de la energía de compactación aplicada de

acuerdo a la ecuación (2.2).

NLnKvvN ·1 (2.2)

Donde:

vN es el porcentaje de huecos en mezcla para un número de ciclos;

v1 es el porcentaje de huecos calculado para el ciclo 1;

K es la pendiente del ajuste semilogarítmico realizado;

N es el número de giros aplicados por la máquina giratoria.

Figura 2.27 Ajuste semilogarítmico del factor de compactabilidad.

v = -3,06ln(N) + 30,19R² = 0,995

02468

101214161820222426283032

1 10 100 1000

% H

ueco

s (

v)

Nº Ciclos (N)

Series1 AJUSTE Logarítmica (Series1)

Autocompactación



El factor K o factor de compactabilidad es una medida de la velocidad de reducción de

los huecos con el número de ciclos aplicados, Figura 2.27. Por ello, en mezclas con

porcentajes de huecos iniciales (v1) similares se puede establecer que se compactan

mejor cuanto mayor sea el valor de este factor.

2.4.2.3 Compaction Energy Index y Traffic Densification Index

En 1998, Bahia et al. propusieron una nueva manera de interpretar los resultados

obtenidos con la SGC relacionándolos con el comportamiento de las mezclas ante las

cargas de tráfico (Figura 2.28).

Figura 2.28 Curva típica de compactación con la SGC (Bahia, 2006).

Según este procedimiento el proceso de compactación se puede dividir en dos etapas,

representadas en la Figura 2.29. La primera es una aproximación de la facilidad de

compactación durante la puesta en obra de las mezclas y se mide como la energía

requerida para compactar las mezclas desde el giro 8, seleccionado porque simula el

esfuerzo de pre-compactación aplicado por una extendedora convencional durante el



extendido de la mezcla, y el 92 % de la densidad teórica máxima (% Gmm), que se

corresponde con la densidad de un hormigón asfáltico en caliente (HMA) con la que el

pavimento se abre al tráfico. El índice con el que se efectúa esta medida se denomina

Compaction Energy Index (CEI). En esta etapa se produce una tasa elevada de

reducción de huecos y está relacionada con la densificación durante la puesta en obra

usando rodillos a altas temperaturas. Mezclas con bajos valores de CEI facilitan la

puesta en obra sin embargo, un valor demasiado bajo de este índice puede ser indicativo

de una mezcla poco resistente a las deformaciones plásticas, por lo que debe ser evitado.

La segunda etapa, representada por el índice Traffic Densification Index (TDI), refleja

la resistencia de las mezclas a la post-compactación debida a las cargas de tráfico

durante su vida de servicio. En este caso, el índice se calcula como el área bajo la curva

desde el 92 % de la Gmm hasta alcanzar el 98 % de la Gmm considerado como una

densidad crítica. En esta parte existe una reducción muy pequeña del porcentaje de

huecos y la estructura de áridos experimenta altos esfuerzos cortantes. Se buscan

mezclas con altos valores de TDI ya que se espera que tengan una mayor resistencia a la

post-compactación debida al tráfico.

Figura 2.29 Índices CEI y TDI en mezclas de árido grueso y fino (Faheem y Bahia, 2004).

TDI= área entre 92% Gmm y 98% Gmm

CEI = área entre el giro 8 y el 92% Gmm

Mezcla de áridos finos

Mezcla de áridos gruesos



2.4.2.4 Locking Point

Pine, en el año 1997, propuso una alternativa al Ndiseño definido en el método

SUPERPAVE desarrollando el concepto de Locking Point con el objetivo de prevenir la

sobrecompactación y la consecuente degradación de los áridos cuando se empleaba la

SGC. El “Locking Point” se define como el giro en el cual la estructura de árido alcanza

la máxima densidad antes de que los áridos sufran una degradación por un exceso de

compactación.

Este parámetro se desarrolló a partir de comparaciones llevadas a cabo entre los

métodos Marshall y SUPERPAVE. Inicialmente se definió como el primero de los tres

giros consecutivos que presentan la misma altura, cuando están precedidos de dos giros

sucesivos con la misma altura (0,1 mm más altos que el conjunto de 3 ciclos), Figura

2.30. Vavrik y Carpenter (1998), redefinieron el concepto de Locking Point como el

primero de los tres giros consecutivos con la misma altura precedidos por dos conjuntos

de dos giros también con igual altura (cada uno de los cuales es 0,1 mm más alto que el

conjunto posterior), Figura 2.31.

Figura 2.30 Locking Point definido por Pine (1997).

Figura 2.31 Locking Point 3-2-2 revisado por Vavrik y Carpenter (1998) y Buttlar y Harrell

(1998).

El Locking Point está relacionado con la densidad alcanzada en obra (Buttlar y Harrell,

1998). Cuando se compacta una mezcla más allá del Locking Point generalmente resulta

en una degradación del árido que no es representativa de la compactación en obra.



Estudios posteriores demostraron que el Ndiseño recomendado por el método

SUPERPAVE era mucho mayor que los correspondientes a los Locking Points de las

mezclas, pudiendo llegar a someterlas a altos niveles de compactación durante elevados

periodos de tiempo. En un estudio llevado a cabo por Mohammad y Shamsi (2007) se

diseñaron una serie de mezclas empleando el número de ciclos asociado al Locking

Point como número de giros de diseño, en vez de lo recomendado por el SUPERPAVE.

Los resultados mostraron que mezclas con granulometrías densas estaban diseñadas

correctamente, mantenían una buena resistencia a las deformaciones plásticas y

presentaban una elevada durabilidad. El mayor Locking Point obtenido en este estudio

se correspondía aproximadamente con el 70% del Ndiseño recomendado por el método

SUPERPAVE para la categoría de tráfico pesado.

Además recalcularon los índices definidos por Bahia et al. en el año 1998 como se

muestra en la Figura 2.32. Concluyeron que el CEI respondía a cambios en las

granulometrías de las mezclas. Sin embargo, no encontraron ninguna correlación entre

el TDI y la resistencia a la fractura de las mezclas.

Figura 2.32 Índices volumétricos recalculados a partir del Locking Point (Mohammad y Shamsi, 2007).



2.4.2.5 Gyratory ratio

Este método fue desarrollado por Mallick (1999) con el fin de identificar las mezclas

HMA que presentaban una baja estabilidad con la ayuda de los datos proporcionados

por la SGC. Según el autor, la principal diferencia de comportamiento entre mezclas

estables e inestables era que, en el caso de las estables, la mezcla aumentaba su

resistencia con la densificación, la mantenía al aplicar una compactación adicional y

finalmente permitía disminuir los huecos por debajo de un determinado valor. Las

mezclas inestables sin embargo, inicialmente aumentaban su resistencia pero la perdían

a partir de un determinado punto de densificación, pasando a ser susceptibles a un fallo

de cortante.

El método proponía evaluar la resistencia de las mezclas en dos niveles de

compactación correspondientes al 5% de huecos, donde se espera que la mezcla tenga

una buena resistencia al cortante, y al 2%, donde una mezcla con buen comportamiento

debería presentar una mayor, o por lo menos igual, resistencia al cortante que en el nivel

de compactación correspondiente al 5% de huecos. En las mezclas inestables cuando se

alcanza el 2% de huecos se produce una reducción de la resistencia al cortante

comparado con el 5%.

El Gyration Ratio (GR) es la relación entre el número de giros requeridos para alcanzar

el 2% de huecos y los giros necesarios para llegar al 5% de huecos, ecuación (2.3). Este

parámetro es una indicación del cambio de rigidez que tiene lugar en una mezcla.

%5

%2

N

NCR

(2.3)

Analizando los datos obtenidos con la compactación de los Corps of Engineers y con la

compactadora giratoria, se concluyó que el GR era adecuado para caracterizar las

mezclas HMA. Cálculos teóricos y datos de obra mostraron que un valor de 4 puede ser

empleado para diferenciar entre mezclas estables e inestables, por debajo de este valor



las mezclas se consideran inestables. Mallick (1999) admitió que su teoría no había sido

verificada a escala real, por lo que eran necesarios más ensayos para poner a punto el

método.

2.4.3 ESTUDIO DEL ESFUERZO CORTANTE DURANTE EL PROCESO DE

COMPACTACIÓN

En los siguientes apartados se ha llevado a cabo una revisión bibliográfica de los

métodos de cálculo existentes en función del tipo de compactador giratorio empleado,

de las variables que más influyen en el esfuerzo cortante, y finalmente de los parámetros

empleados actualmente para cuantificar la resistencia a las mezclas a la compactación.

2.4.3.1 Estimación y medida del Esfuerzo Cortante

Existen en el mercado compactadoras giratorias que, además de la medida del descenso

de la altura de las probetas durante la compactación, permiten el cálculo de la

resistencia que ofrecen las mezclas a la densificación ofreciendo un registro continúo de

los datos de esfuerzo cortante con el número de ciclos aplicado. Entre este tipo de

compactadoras se encuentran la Gyratory Testing Machine (GTM), la Finnish Intensive

Compactor Tester y la SUPERPAVE Compatible Australian Servopac Gyratory

Compactor.

En el caso de las compactadoras giratorias que no ofrecen un registro continuo de los

datos de esfuerzo cortante en función del número de ciclos es necesario realizar

estimaciones o emplear dispositivos auxiliares externos para la medida este parámetro.

McRea (1962 y 1965), desarrolló la ecuación (2.4) a partir de la cual era posible estimar

el esfuerzo cortante aplicado en las mezclas bituminosas durante la compactación con

una máquina giratoria tipo GTM.



hA

bNDFLWSG ·

)·()···(2

(2.4)

Donde:

SG es el esfuerzo cortante (kN/m2);

F es el rozamiento interno entre las partículas de árido (kN);

D es la distancia de la fuerza resultante al centro (m);

W es e la fuerza aplicada para conseguir el ángulo (kN);

L es el brazo hasta el punto 0 (m);

N es la presión vertical aplicada (kPa);

b es la excentricidad (m);

A y h son el área y la altura respectivamente (m).

Esta ecuación se desarrolló basándose en un análisis de equilibrio de las fuerzas que

actúan en la mezcla y el molde durante la compactación, la Figura 2.33 muestra un

esquema de las mismas.

Figura 2.33 Fuerzas que actúan durante la compactación de mezclas bituminosas con una GTM (McRea, 1965).



McRea despreció la distancia b, argumentando que era demasiado pequeña, y la fuerza

de rozamiento obteniendo la siguiente ecuación.

hA

LWSG ·

··2 (2.5)

Años más tarde, Dessouky (2001) demostró que todos los compactadores giratorios

usados para medir el cortante se basaban en formas alternativas de la ecuación

propuesta por McRea (1965). Además, cuestionó la validez de la ecuación (2.5)

argumentando que McRea tuvo en cuenta las fuerzas externas e internas, Figura 2.33, y

despreció el rozamiento existente entre el molde y la mezcla. Finalmente, llegó a la

conclusión de que para evaluar la estabilidad de las mezclas era mejor emplear la

energía producida por el cortante que basarse solo en su valor.

Dessouky et al. (2004) propusieron una nueva fórmula matemática para estimar el

esfuerzo cortante aplicado en la mitad de una probeta durante la compactación con una

compactadora Servopac 2000. Considerando la mitad de la probeta, Figura 2.34,

calcularon el esfuerzo cortante teniendo en cuenta el sumatorio de las fuerzas en la

dirección horizontal, empleando la ecuación (2.6).

. Figura 2.34 Fuerzas actuando sobre una probeta compactada con una compactadora Servopac

(Dessouky et al. 2004).



senFFNNS )·()·cos( 2112 (2.6)

Donde:

N1 y N2 son las fuerzas normales que actúan en la mitad de la superficie de la

probeta;

F1 y F2 son las fuerzas de rozamiento resultantes que actúan sobre la mitad de la

superficie de la probeta.

Las fuerzas normales y de rozamiento se pueden calcular con las siguientes ecuaciones:

11 ·2

·· nh

rN (2.7) 22 ·2

·· nh

rN (2.8)

11 ·2

·· fh

rF (2.9) 22 ·2

·· fh

rF (2.10)

Donde,

n1 y n2 son las fuerzas normales promedio;

f1 y f2 son las fuerzas de rozamiento promedio.

Dessouky et al. (2004) asumieron que tanto las fuerzas normales como las de

rozamiento estaban uniformemente distribuidas, y que el coeficiente de rozamiento era

constante durante la compactación. El esfuerzo cortante calculado con la ecuación

anterior indica que éste es función del giro.

La otra forma de determinar el esfuerzo cortante durante el proceso de compactación es

mediante el empleo de dispositivos auxiliares externos. Guler et al. (2000) desarrollaron

un dispositivo llamado Gyratory Load Cell Plate Assembly (GLPA) (Figura 2.35), el



cual puede ser usado en la compactadora SGC con el fin de medir el esfuerzo cortante

(Figura 2.36).

Figura 2.35 Esquema del dispositivo GLPA (Guler et al., 2000).

Figura 2.36 Representación del dispositivo GLPA colocado en el molde, durante el proceso

de compactación (Guler et al., 2000).

Este dispositivo se basa en que durante la compactación giratoria la presión vertical

constante aplicada, la inclinación del molde y el rozamiento interno de la mezcla actúan

juntos produciendo un gradiente de carga en las superficies superior e inferior de la

probeta (Figura 2.37 A). El GLPA mide el gradiente de carga usando tres células de

carga que están en contacto directo con la probeta (Figura 2.35). Las medidas guardadas

por estas tres células se pueden emplear para triangular a un único punto (punto de

acción), Figura 2.37 B, donde el gradiente de carga se puede representar como una

fuerza en dicho punto.

Figura 2.37 Medida del momento usando el dispositivo GLPA.



Para diseñar este dispositivo los autores llevaron a cabo un balance energético:

W=U (2.11)

Donde

W es el trabajo debido a las fuerzas externas;

U es la energía total de deformación de la probeta.

M·θ=S·γ·V (2.12)

Donde

M es el momento aplicado durante el giro;

θ es el ángulo girado (radianes);

S es el esfuerzo cortante debido a las fuerzas de fricción (entre el molde y la

muestra).

γ es la deformación angular;

V es el volumen de la muestra en cualquier ciclo.

Bahia denominó a la distancia más corta entre el punto de acción y el eje de la probeta,

excentricidad (e). A partir de las fuerzas medidas por el GLPA es posible calcular la

fuerza resultante (R) y la excentricidad de la misma (e), Figura 2.38.



Figura 2.38 Fuerzas externas aplicadas y distribución del esfuerzo cortante (Guler et al. 2000).

Guler et al. (2000) afirmaron que el momento era una medida de la resistencia de las

mezclas a la deformación y a la densificación. El momento necesario para aplicar el

ángulo se puede calcular multiplicando la fuerza resultante por la excentricidad para un

ángulo de giro dado. Además, establecieron que en la ecuación (2.13) θ y γ son iguales,

por lo que el esfuerzo cortante (S) puede calcularse, de forma similar a lo que indicaba

McRea, con la siguiente ecuación:

V

M

hA

eRS

·

· (2.13)

Donde:

R es la fuerza resultante (kN);



e es la excentricidad (m);

A es el área de la probeta (m2);

h es altura de la muestra a cualquier giro (m);

M es el momento (kN·m);

V es el volumen de la probeta (m3).

Presentaron resultados experimentales mostrando que la resistencia a la fricción era

sensible al contenido de ligante, la granulometría y la angulosidad del árido fino.

2.4.3.2 Variables que influyen en el Esfuerzo Cortante

En la bibliografía se encuentran investigaciones centradas en el estudio de las variables

que más influyen en el esfuerzo cortante obtenido con diferentes tipos de compactadores

giratorios. Analizan el efecto tanto de los parámetros de compactación empleados:

número de giros, presión vertical, ángulo de giro y velocidad de rotación, como de las

características de las mezclas.

Siguiendo en esta línea, destaca la investigación llevada a cabo por Faheem y Bahia

(2004) sobre la sensibilidad del esfuerzo cortante, obtenido con el GLPA, a variaciones

en la composición de las mezclas. Concluyeron que en este parámetro influían el

contenido de ligante, la granulometría y el porcentaje de huecos y que resultaba ser un

buen indicador de la estabilidad de las mezclas asfálticas. Según estos autores no había

relación directa entre el esfuerzo cortante (al que denominaron shear frictional

resistance (FR)) y la densidad. En la siguiente figura se representa la evolución del

%Gmm y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos aplicados.



Figura 2.39 Curva volumétrica-estabilidad para mezclas tipo High Volume (HV) fabricadas con un 5% y 6% de ligante (Faheem y Bahia, 2004).

Moutier et al. (1997) estudiaron la evolución del esfuerzo cortante en función del grado

de compactación aplicado. Según el autor, el cortante crecía gradualmente a medida que

el porcentaje de compactación aumentaba hasta alcanzar un valor máximo (Figura

2.40). Las partículas interactuaban unas con otras para una dotación correcta de ligante.

Sin embargo, una excesiva compactación puede llevar a que el ligante sea desplazado de

la zona entre las partículas dando lugar a una posible rotura de las mismas.

Figura 2.40 Esfuerzo cortante máximo (Moutier et al., 1997).

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

80 85 90 95 100

Esf

uer

zo c

ort

ante

% Gmm



En otro estudio desarrollado por el Departamento de Transportes de Australia (Butcher

1998), empleando en este caso la Australian SGC (Servopac), se evaluó la influencia

tanto de los parámetros de compactación: ángulo de giro, presión vertical y velocidad de

rotación, como de las características de las mezclas en el proceso de compactación.

Gracias a los resultados obtenidos se pudo demostrar que la compactación era muy

sensible al ángulo de giro empleado y a la composición de las mezclas. Se concluyó que

con un ángulo de giro igual o superior a 1º el esfuerzo cortante aumentaba con la

compactación hasta alcanzar un valor máximo a partir del cual comenzaba a decrecer

con los giros aplicados.

En general la reducción del esfuerzo cortante resultaba más significativa en mezclas

fabricadas con betunes de mayor penetración, ya que eran más susceptibles a la

deformación permanente, Figura 2.41.

Figura 2.41 Medida del esfuerzo cortante a diferentes niveles de compactación en mezclas fabricadas (a) con un betún blando (b) con un betún de baja penetración (Butcher 1998).



2.4.3.3 Parámetros para cuantificar la resistencia de las mezclas a la

densificación

En Tabla 2.16 se recogen los índices más empleados para la caracterización de la

estabilidad y resistencia de las mezclas bituminosas a partir de los resultados del

esfuerzo cortante, bien proporcionados por la compactadora giratoria, o bien medidos o

estimados con los procedimientos descritos anteriormente.

Tabla 2.16 Revisión bibliográfica de los parámetros de medida de la estabilidad y resistencia.

Autor Año Parámetro Ventajas Inconvenientes

Butcher 1998 Pendiente curva %huecos-

ciclos en el ciclo de máximo cortante (Slopema)

-Diferencia las mezclas más rígidas de las más flexibles.

Delage 2000 Compaction Force index

(CFI) Traffic Force Index (TFI)

-Permite determinar qué mezclas se compactan más fácilmente y cuáles son más resistentes a la post-compactación

-Los límites asociados a los índices solo sirven

para el estudio de las mezclas HMA.

Anderson et al. 2002 Stress Ratio (SR) -Es una medida de la resistencia de los áridos a la compactación.

Anderson et al. 2002

Número de giros en el cual se alcanza el máximo

Stress Ratio

(N-Rmax)

- Agrupa las mezclas en función de su estabilidad. -Es sensible al contenido de ligante y la estructura de los áridos.

- No detecta el efecto de la penetración del

ligante en la estabilidad de la mezcla.

Suriyanarayanan 2004 Procedimiento para estudiar el N-Rmax

-Clasifica las mezclas en función de su comportamiento a elevadas temperaturas.

Bayomy et al. Dessouky et al.

(2002); (2004)

Contact Energy Index (CEI)

-Permite identificar las mezclas que presentan una estructura de áridos débil antes de la realización de ensayos de caracterización de mezclas.

-Para el diseño de mezclas es mejor

emplear el valor de GS.

Santi et al. 2007 Estabilidad Giratoria (GS) - Mejor que el CEI para el diseño de mezclas.



2.4.3.3.1 Slopema

Butcher (1998), empleando una compactadora giratoria Servopac, estudió la evolución

del porcentaje de huecos con el grado de compactación aplicado, y lo relacionó con la

resistencia al cortante de las mezclas. Según el autor, la máxima resistencia al cortante

puede ser la misma para dos mezclas y sin embargo ocurrir a diferentes grados de

compactación. Para realizar esta investigación analizó la pendiente de la curva

%huecos-ciclos en el giro en el cual se alcanzaba el valor máximo del esfuerzo cortante

(Slopema) como parámetro para estudiar la rigidez de las mezclas. La ecuación (2.14)

permite el cálculo de la pendiente.

maxSma N

K

N

vSlope

(2.14)

Donde:

v es el porcentaje de huecos;

K es la pendiente del ajuste %huecos-ciclos;

NSmáx es el ciclo en el cual se alcanza el cortante máximo.

La Figura 2.42 muestra como mezclas fabricadas con diferentes tipos de ligante

experimentan distintos cambios en el porcentaje de huecos en el ciclo en el cual se

aplica máximo de esfuerzo cortante. El autor concluyó que las mezclas más rígidas

presentaban una menor pendiente que las mezclas más flexibles.



Figura 2.42 Pendiente en el ciclo de máximo cortante (Slopema) (Butcher, 1998).

2.4.3.3.2 Índices TFI y CFI

En un estudio llevado a cabo por Delage (2000) se propone un nuevo método para

interpretar los datos obtenidos con la SGC y el dispositivo GLPA. Para ello, en primer

lugar introdujo el concepto de Resistive Effort (w), calculado mediante la ecuación

(2.15).

hA

Pew

·

···4 (2.15)

Donde:

A es el área de la probeta;

e es la excentricidad de la fuerza resultante;

h es la altura de la muestra en un giro dado;



P es la magnitud de la fuerza resultante;

θ el ángulo de giro (1,25º).

El Resistive Effort, que tiene unidad de presión, es por tanto una medida del trabajo

llevado a cabo por la SGC por unidad de volumen y para cada giro, suponiendo que el

material es perfectamente viscoso o plástico.

La Figura 2.43 muestra, a modo de ejemplo, la evolución del w en función del número

de giros aplicado. Según los autores se deberían diseñar mezclas en las que el cortante

alcanzara un valor máximo a partir del cual se mantuviera constante.

Figura 2.43 Ejemplo de una curva que relaciona el Resistive Effort con el Nº ciclos (Faheem y Bahia, 2004).

Delage (2000) empleó una técnica similar a los índices volumétricos diseñados por

Bahia et al. (1998). Para ello dividió la curva Resistive Effort-ciclos en dos partes: zona

de puesta en obra y zona de tráfico. La primera, que abarca desde el ciclo 8 hasta que se

alcanza el 92% Gmm, donde se persigue que la mezcla presente un bajo Resistive Effort,

lo que permite que la mezcla sea fácilmente compactable. Esta región viene



representada por el índice Compaction Force Index (CFI). La segunda está definida por

el índice Traffic Force Index (TFI) y es una medida del trabajo aplicado para cambiar la

densidad de la mezcla desde el 92% hasta el 98% Gmm. Un valor alto de este índice

indica que la mezcla tiene una alta resistencia a la post-compactación debida a las

cargas de tráfico, lo que va a aumentar también su resistencia a las deformaciones

plásticas.

La Figura 2.44 muestra la relación entre estos índices y los descritos por Bahia et al.

(1998). Si se dispone de una compactadora que aporte datos sobre el esfuerzo cortante

con el número de ciclos se pueden obtener los índices CFI y TFI calculando el área bajo

la curva esfuerzo cortante-ciclos empleando los mismos límites definidos por Bahía.

Figura 2.44 Relación índices volumétricos y mecánicos: CEI y TDI, CFI y TFI (Faheem y Bahia, 2004).



En el estudio llevado a cabo por Delage (2000) también se obtuvieron modelos de

regresión que permitían estimar, con altos coeficientes de determinación (R2), los

índices mecánicos (CFI y TFI) a partir de los volumétricos (CEI y TDI). Por lo tanto

ambos índices representan de igual manera el esfuerzo aplicado por los rodillos para

compactar la mezcla hasta la densidad requerida durante la puesta en obra.

Figura 2.45 Correlaciones entre los índices volumétricos y mecánicos.

2.4.3.3.3 El Stress Ratio (SR)

Otro parámetro para cuantificar la resistencia de las mezclas bituminosas a la

densificación es el Stress Ratio (SR) (Anderson et al., 2002). Se calcula dividiendo el

esfuerzo cortante medido en cada giro (S) entre la presión normal aplicada (P).

P

SSR

(2.16)

El SR se puede obtener con cualquier compactadora giratoria comercial capaz de medir

el esfuerzo cortante durante el proceso de compactación. En el caso de compactadores

que no ofrezcan esta posibilidad, el uso de dispositivos externos como el GLPA,

desarrollado por Guler et al., da lugar a resultados aceptables.

Basándose en el SR, los autores definieron el parámetro N-SRmax como el número de

giros en el cual se alcanza el máximo SR, con el fin de identificar mezclas que



mostraban una gran inestabilidad. Encontraron que el N-SRmax permitía agrupar

correctamente mezclas con buena, regular y mala estabilidad durante el diseño

volumétrico y resultaba sensible al contenido de ligante y la estructura de los áridos. Sin

embargo, no era capaz de detectar el efecto que tenía el empleo de ligantes con distinta

penetración en la estabilidad de la mezcla.

Suriyanarayanan (2004) desarrolló un procedimiento para estudiar el comportamiento

de las mezclas con la temperatura empleando el parámetro SR. Para ello lo representó

en relación con el número de giros en una escala aritmética desde el giro 10 hasta Nmax.

A continuación ajustó la curva cortante-ciclos a una ecuación polinómica de segundo

grado (SR = aN2+bN+c), y fijó el N-SRmax en el giro en el cual la pendiente de la curva

es cero, obteniendo la derivada de la ecuación (ó -b/2a). Según el autor, si log(N-SRmax)

es mayor o igual que 0.95·log(Nmax), es probable que la mezcla presente un buen

comportamiento a alta temperatura. Si N-SRmax es menor que Ndiseño, la mezcla

generalmente presentará un mal comportamiento a altas temperaturas. Si el valor se

encuentra entre ambos límites el comportamiento a alta temperatura probablemente

sería aceptable.

2.4.3.3.4 Índice de Contacto (CEI) y Estabilidad Giratoria (GS)

Bayomy et al. (2002) y Dessouky et al. (2004), empleando una compactadora giratoria

Servopac 2000, estudiaron la respuesta de la mezcla a los esfuerzos aplicados durante la

compactación. Para ello definieron un nuevo índice, el Contact Energy Index (CEI), que

es una medida de la energía empleada para lograr que se produzcan los contactos entre

las partículas de árido. Este índice refleja la estabilidad de la mezcla, y está relacionado

con las fuerzas de rozamiento existentes entre las partículas.

Esta aproximación sirve para identificar las mezclas que presentan una estructura débil

de áridos antes de la realización de ensayos de caracterización. El CEI es sensible a la

variación de los componentes de la mezcla tales como las características de los áridos,

la granulometría o el contenido de ligante, por lo que además puede ser empleado en



obra para detectar de manera rápida cualquier cambio que pueda afectar negativamente

a la estructura de los áridos o al comportamiento de la mezcla.

Durante el proceso de compactación llevado a cabo con la compactadora giratoria SGC

se pueden diferenciar dos regiones, Figura 2.46. En la primera (Parte A), prácticamente

toda la energía es empleada para reducir el porcentaje de huecos a medida que se

aplican los ciclos es decir, la energía aplicada se utiliza en inducir la deformación

volumétrica. Una vez se han eliminado la mayor parte de los huecos, la energía se

destina a reorientar las partículas aumentando el contacto entre ellas, esto tiene como

consecuencia un aumento de la resistencia al cortante de la mezcla. (Dessouky, 2004).

Figura 2.46 Curva típica de compactación (Bayomy et al., 2002).

Cuando la mezcla alcanza su máxima estabilidad cualquier energía de compactación

adicional se disipa en el deslizamiento de las partículas sin que se produzca ningún

aumento en los contactos entre ellas, lo que hace que no se desarrolle más resistencia al

cortante. Este estado, conocido como “refusal”, se manifiesta al no producirse ningún

cambio en el porcentaje de huecos, lo que significa que la mezcla no es físicamente más

compactable. Por lo tanto, un aumento en el número de giros después de NG2 no tiene



efecto en la compactación de la mezcla, y la energía consumida en la mezcla desde NG2

hasta Nmax es disipada.

Los cálculos para la evaluación de la estabilidad de la mezcla deben estar enfocados

únicamente en la Parte B de la curva de compactación. La ecuación (2.17), desarrollada

por Dessouky et al. (2004), muestra cómo calcular el CEI mediante la multiplicación de

la deformación vertical por el esfuerzo cortante aplicado. Este índice refleja la

estabilidad de la mezcla debida, en su mayor parte, a los contactos existentes entre sus

partículas de áridos.

2

1

·G

G

N

NedSCEI (2.17)

Donde:

S es el esfuerzo cortante (kN/mm2) aplicado a la mezcla durante la

compactación;

de es la reducción de altura (mm) en cada ciclo en la Parte B, desde NG1 hasta

NG2;

NG1, límite entre las zonas A y B está asociado a una variación de la pendiente

de la curva %huecos-ciclos (K) del 0,001 y se puede obtener a partir de la

siguiente ecuación.

)5,0·1000(1 KINTN G (2.18)

Mecánicamente el desarrollo de la resistencia al cortante en la mezcla está relacionado

con el contacto entre partículas y las propiedades del mástico alrededor del árido grueso.

En los giros iniciales, la mezcla se deforma rápidamente y un cambio en la altura de la



muestra es principalmente debido a un cambio volumétrico. A partir del giro NG1 la

mezcla empieza a desarrollar resistencia al cortante, la cual se va incrementando hasta

que alcanza su máximo valor en NG2 y a continuación permanece invariable hasta Nmáx.

Sin embargo, si la compactación continúa más allá de este punto surge la posibilidad de

que se produzca un daño en la mezcla y que se produzca una pérdida en la resistencia

debido a pequeñas microfracturas de la superficie de las partículas que están en

contacto. El parámetro que mide la estabilidad giratoria (Gyratory Stability, GS) es un

caso particular del CEI. En este caso se calcula empleando la siguiente ecuación (Santi

et al. 2007).

diseño

G

N

NedSGS

1

· (2.19)

La diferencia con el CEI radica en que en este caso la compactación finaliza cuando se

alcanza el Ndiseño. Por lo que la GS debería ser siempre inferior que el CEI.

2.4.4 MEDIDA DEL TRABAJO DE COMPACTACIÓN

Durante el proceso de compactación con la máquina giratoria, a diferencia que en otros

métodos como el de impacto, la energía aplicada no es constante sino que depende de

las características volumétricas de la mezcla. Como consecuencia de ello, el grado de

compactación está muy relacionado con las características de los áridos (granulometría,

angulosidad y textura de las partículas, etc.). En la literatura se recogen diferentes

métodos para el cálculo de esta energía de compactación.

De Sombre et al. y Chadbourn et al. (1998) utilizaron la compactadora giratoria Filand

Intensive Compactor Tester (ICT) para estimar la energía de compactación en diferentes

mezclas bituminosas. Establecieron que la energía es transferida a la mezcla a través del

momento necesario para producir el movimiento giratorio. Para medir la carga lateral

necesaria para crear este momento colocaron una célula en el pistón del compactador



(Figura 2.47). La resistencia a cortante de la mezcla debe vencerse durante la

compactación con objeto de alcanzar la densidad requerida. El esfuerzo cortante

aumenta a medida que la mezcla se acerca a su máxima densidad haciendo que su valor

tienda a un valor constante. El valor del esfuerzo cortante (τ) se calcula empleando la

siguiente ecuación:

hA

M

·

·2

(2.20)

Donde:

M es el momento que produce el movimiento giratorio (kN·m);


h es la altura de la probeta (m).

Figura 2.47 Parámetros necesarios para el cálculo del esfuerzo cortante (De Sombre et al. y Chadbourn et al., 1998).

Según estos autores el cambio producido en la altura de la probeta durante el proceso de

compactación puede usarse para calcular la cantidad de energía requerida durante la

compactación empleando la ecuación (2.21).



t

rhPPower

n

ii

1

2 )···(

(2.21)

Donde:

n es el número de ciclos;

P es la presión aplicada por el cilindro (kPa);

Δh es la variación de altura para el ciclo i (m);

r es el radio del cilindro (m);

t es el tiempo (s).

Ping et al. (2003) propusieron otro método para calcular el trabajo de compactación,

empleando en este caso una compactadora giratoria Servopac, en la cual la energía se

transfiere a las mezclas a través de una presión vertical constante y de un esfuerzo

cortante. (Figura 2.48).

Figura 2.48 Esquema del proceso de compactación (Ping et al., 2003).



El trabajo asociado a la presión vertical, Wvertical, se puede calcular con la ecuación

(2.22).

hAPWvertical ·· (2.22)

Donde:

P es la presión vertical constante aplicada durante el proceso de compactación

(kN/m2);


∆h es la variación de altura experimentada por la probeta durante el ensayo (m).

En cuanto al esfuerzo cortante, su dirección cambia con el tiempo. En un ciclo el valor

del cortante se puede suponer constante. Durante el movimiento giratorio (Figura 2.49),

el centro del plano superior se mueve siguiendo un recorrido circular de radio R igual a

H·θ. Para un ciclo el trabajo realizado por el esfuerzo cortante, WS, se puede calcular

con la ecuación (2.23).

···4·)))·cos((···()))·cos((···(·42

0

hSdsenhSsenhSWWW yxS

(2.23)

Donde

h es la altura de la probeta (m);

S es la fuerza de cortante (kN) calculada S = s·A;

s es el esfuerzo cortante proporcionado por el software (kN/m2);


θ es el ángulo de giro (rad).



Figura 2.49 Análisis de las fuerzas verticales y de cortante (Ping et al., 2003).

Käppi y Nordenswan, en el año 2007, desarrollaron una nueva fórmula para obtener el

trabajo de compactación por unidad de masa necesario para compactar una mezcla de

masa m hasta la densidad requerida. Para ello emplearon los datos proporcionados por

una compactadora giratoria modelo ICT, la cual ejerce una presión axial y un esfuerzo

cortante a una mezcla contenida en un molde (Figura 2.50).

Figura 2.50 Esquema del proceso de compactación con una ICT (Käppi y Nordenswan (2007)).



Ambos esfuerzos son aplicados a través de los platos formando un pequeño ángulo con

el eje longitudinal del cilindro. A medida que el plato de abajo gira el ángulo de giro

produce una acción de amasado que compacta la mezcla. La compactadora ICT mide la

altura de la probeta a partir de la posición del plato inferior para cada ciclo, lo que

permite calcular el volumen y la densidad de la mezcla basándose en la masa de la

misma. El nivel de compactación alcanzado depende de los materiales empleados, del

esfuerzo cortante aplicado y de la densidad teórica máxima de la mezcla. Además de la

densidad, dicha compactadora giratoria mide el esfuerzo cortante aplicado durante la

compactación de las mezclas bituminosas.

El trabajo específico de compactación, Wc (kJ/kg), empleado para obtener la densidad

deseada se puede calcular mediante la siguiente ecuación (Käppi y Nordenswan, 2007).

dVmm

W ICTc ··0 (2.24)

Donde:

m es la masa de la probeta compactada (kg);

V es el volumen de la probeta (m3);

αICT es el ángulo de inclinación de la probeta cilíndrica (rad);

φ es el ángulo total de rotación (2п);

τ es el esfuerzo cortante (kN/mm2);

dβ es el incremento en la rotación.



3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL

En este capítulo se presenta la metodología experimental y los procedimientos

empleados en el desarrollo de los diferentes ensayos realizados, tanto para el análisis de

la compactabilidad como del comportamiento mecánico de las mezclas estudiadas.

3.1 PROCESO DE FABRICACIÓN

La envuelta de las mezclas se llevó a cabo manualmente y de forma individual en el

caso de las probetas Marshall y de las probetas compactadas con la máquina giratoria.

La masa empleada osciló entre 1250 y 1300 gr dependiendo de la combinación de

áridos y del porcentaje de betún empleado.

En las mezclas compactadas con la compactadora de segmento, empleadas para los

ensayos de pista y fatiga, la envuelta se realizó con una amasadora mecánica

calorifugada que permite mantener la temperatura constante durante todo el proceso.

La Figura 3.1 muestra los pasos seguidos para la fabricación mecánica de las probetas:

1. Se añaden los áridos gruesos.

2. Se adiciona el ligante.

3. Se procede a su homogenización con la amasadora mecánica durante 30

segundos.

4. Se añade el árido fino y el filler y se homogeniza de nuevo la mezcla en la

amasadora durante tres minutos.

5. Para finalizar el proceso se comprueba la temperatura y se vierte la mezcla en el

molde empleado para la compactación de la probeta.



Figura 3.1 Pasos seguidos para la fabricación de las probetas de pista y fatiga.

1 2

3 4

56



3.2 PROCESO DE COMPACTACIÓN

En España, en las especificaciones recogidas en el artículo 542 del PG-3 se proponen

como únicos métodos para la compactación de las mezclas bituminosas en caliente el de

impacto con la compactadora Marshall, para las mezclas de tamaño igual o inferior a 22

milímetros, y el vibratorio, para las mezclas de tamaño de árido superior a 22

milímetros.

En este trabajo se ha decidido estudiar la facilidad de compactación empleando los

métodos de impacto y giratorio. Aunque éste último no está actualmente recogido en la

normativa española, ofrece una información más completa del proceso de densificación

de las mezclas.

Además, para las probetas de pista se ha empleado una compactadora de segmento

según la norma UNE EN 12697-33 (2006).

3.2.1 COMPACTACIÓN POR IMPACTO

De acuerdo con la normativa vigente, se ha utilizado el procedimiento Marshall para

determinar las densidades de referencia. Posteriormente, con objeto de disponer de una

mayor información, se han obtenido las curvas de compactabilidad empleando la

máquina giratoria.

Una diferencia importante entre ambos tipos de compactación, como se ha indicado

anteriormente, es que con el método Marshall se aplica una cantidad fija de energía a la

mezcla. Una maza de 4,55 kg cae desde una altura de 0,46 m e impacta sobre la probeta

un número fijo de veces por cara. La energía potencial aplicada durante la compactación

Marshall, EMarshall (J/kg), se puede calcular usando la ecuación (3.1).

NN ·m

53,20·

m

h·g·m E

probetaprobeta

mazaMarshall (3.1)



Donde:

N es el número de impactos totales (suma de ambas caras);

mprobeta es la masa de la probeta expresada en kg;

h es la altura que cae la maza (m).

Figura 3.2 Compactadora Marshall (Laboratorio de Caminos de Santander).

3.2.2 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA GIRATORIA

En el Laboratorio de Caminos de la Universidad de Cantabria se dispone de una

máquina giratoria modelo ICT, en concreto del modelo de investigación (Controls ICT

76-B0251), que compacta la muestra mediante un principio de corte y compactación.

mmaza=4,55 kg h = 0,46 m



Figura 3.3 Compactadora giratoria ICT (Laboratorio de Caminos de Santander).

Esta compactadora sigue las directrices establecidas por SHRP/SUPERPAVE y permite

cumplir también la normativa europea. Durante el proceso de compactación se mantiene

una presión vertical constante transmitida por un pistón en la parte superior del molde,

Figura 2.19, y se somete la probeta a un movimiento giratorio que produce un esfuerzo

cortante. Estos dos elementos permiten la reorientación de las partículas, simulando

mejor lo que ocurre en obra. Admite variar el ángulo de giro lo que permite el

cumplimiento de la normativa europea y americana. Siguiendo el Programa Estándar

Europeo se ha fijado el ángulo de compactación en 0,82º, la frecuencia de rotación en

30 rpm y la presión vertical en 600 kPa.

La norma EN 12697-10 (2006) de compactabilidad, en lo que hace referencia a la

máquina giratoria (EN 12697-31, 2006. Preparación de la muestra mediante

compactador giratorio), establece que la relación de la densidad de la mezcla bituminosa

en función del número de ciclos se debe determinar con un número mínimo de 200 giros

y realizando al menos tres ensayos por cada mezcla.

Para las mezclas estudiadas, en las que el tamaño máximo de árido no supera los 22

mm, se ha empleado el molde de menor diámetro (100mm) con dos distanciadores

(Figura 3.4).



Figura 3.4 Moldes compactadora giratoria modelo ICT.

La máquina giratoria modelo ICT está controlada por ordenador mediante un software

que permite registrar los resultados de altura y momento torsor aplicado y calcular la

densidad, los huecos y el esfuerzo cortante. Para ello almacena hasta 50 medidas de la

altura, densidad y esfuerzo cortante, siguiendo una escala logarítmica que varía desde el

ciclo 1 hasta el 512 (Figura 3.5 y Figura 3.6).

Figura 3.5 Detalle de la evolución de la altura y el esfuerzo cortante con el número de ciclos.

Figura 3.6 Detalle de la evolución de la densidad y el esfuerzo cortante con el número de ciclos.



3.2.3 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA DE SEGMENTO

La compactación de las probetas para su posterior empleo en los ensayos de pista y

resistencia a fatiga, se realiza de acuerdo a la norma UNE EN 12697-33 (2006). Parte

5.2 utilizando un compactador por segmento de rodillo, Figura 3.7.

Figura 3.7 Compactador por segmento de rodillo. Laboratorio de Caminos de Santander (UNE-EN 12697-33).

La carga de compactación se aplica utilizando un servomotor controlado por un

ordenador. Un motor con frecuencia controlada mueve el molde hacia la derecha/

izquierda durante el proceso de compactación. Tanto el rodillo como el molde están

equipados por un dispositivo de calentamiento eléctrico. El proceso completo está

controlado por un programa de ordenador que permite registrar la evolución de la altura

y la carga aplicada en función del número de pasadas del compactador. Las dimensiones

de la probeta son de 410 x 260 mm y una altura variable hasta un máximo de 120 mm.

Esta compactadora permite la aplicación de una energía de compactación prefijada, o

bien fijar la altura final deseada. En este trabajo se ha llevado a cabo la compactación en

secuencia de altura, Figura 3.8, es decir, se han realizado el número de pasadas



necesario hasta alcanzar la altura requerida que corresponde a la densidad de referencia,

que en este caso coincide con la densidad Marshall (Figura 3.9).

Figura 3.8 Secuencia de compactación empleada. Figura 3.9 Ejemplo curvas altura-

ciclos y carga-ciclos.

3.3 ENSAYOS DE CARACTERIZACIÓN MECÁNICA

Las mezclas bituminosas utilizadas en la ejecución de un firme deben presentar

determinadas características estructurales y funcionales necesarias para garantizar su

resistencia y durabilidad durante el período de diseño. Los ensayos que se han llevado a

cabo en el laboratorio para asegurar la calidad de las mezclas diseñadas se describen a

continuación.

3.3.1 SENSIBILIDAD AL AGUA

Para comprobar la adhesividad árido-ligante se ha realizado un análisis del efecto de la

saturación y de una inmersión acelerada en agua sobre la resistencia a tracción indirecta

en probetas cilíndricas de mezclas bituminosas siguiendo el método de ensayo recogido

en la norma UNE-EN 12697-12 (2006).

44

48

52

56

60

64

68

72

76

80

84

88

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90

Alt

ura

(m

m)

Nº Pasadas

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90

Ca

rga

(kN

)Nº Pasadas

Precompactación Compactación

Alturacorrespondiente

98%ρMarshall

Descarga



Figura 3.10 Probetas en el sistema de vacío. Figura 3.11 Esquema de la probeta sometida a

tracción indirecta en la prensa.

La razón de la resistencia a la tracción indirecta, ITSR (%), se calcula empleando la

ecuación (3.2)

d

w

ITS

ITSITSR ·100 (3.2)

Donde:

ITSw (kPa) es la resistencia a la tracción indirecta del grupo de probetas

húmedas;

ITSd (kPa) es la resistencia a la tracción indirecta del grupo de probetas secas.

Para la aplicación de las cargas se ha utilizado la máquina universal estática de ensayos

(Figura 3.12), que a través de un sistema informático de captura de datos permite el

cálculo de la carga máxima de rotura.



Figura 3.12 Máquina universal estática de ensayos (Laboratorio de Caminos Santander).

3.3.2 ENSAYO DE PISTA

Para evaluar la resistencia de las mezclas a las deformaciones plásticas se llevó a cabo el

ensayo de rodadura recogido en la UNE-EN 12697-22, 2006 (dispositivo tamaño pequeño

y procedimiento B). La máquina empleada para dicho ensayo se muestra en la Figura 3.13.

Figura 3.13 Máquina de pista (UNE-EN 12697-22)



El ensayo se ha realizado a una temperatura de 60ºC. La carga que actúa sobre la rueda es

de 700N. El recorrido que realiza la rueda es de 230mm. La frecuencia del recorrido debe

de ser de 26,5 ciclos de carga cada 60 segundos. Este ensayo dura 10000 ciclos de carga o

hasta que la profundidad de la rodera sea de 20 mm.

Figura 3.14 Medida temperatura probetas ensayo pista.

La pendiente de la deformación en pista en mm para 1000 ciclos de carga, WTSaire, se

calcula con la ecuación (3.3).

5

)( 500010000

aire

ddWTS

(3.3)

Donde:

d10000; d5000 es la profundidad de la rodera después de 10000 y 5000 ciclos (mm).

El resultado final del ensayo de rodadura es el valor medio del WTSaire de dos probetas.



3.3.3 MÓDULO RESILIENTE

El módulo resiliente se obtiene a partir de la componente elástica cuando se aplican una

serie de cargas cíclicas. Para su determinación, de los métodos especificados en la

norma UNE EN 12697-26 (2006), se ha empleado el recogido en el Anexo C: Ensayo

de tracción indirecta sobre probetas cilíndricas (IT-CY).

Las probetas se compactan con el procedimiento Marshall aplicando 75 impactos por

cara. Siguiendo las indicaciones del artículo 542 del PG-3 la determinación del módulo

resiliente se ha realizado a 20ºC.

Durante el ensayo se aplican 16 cargas cíclicas de 3,6 kN con una duración 124

milisegundos, con periodo de reposo entre aplicaciones. La temperatura de ensayo es de

20 ºC y se registra la deformación diametral horizontal en un plano perpendicular al de

aplicación de la carga.

Figura 3.15 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo.

Figura 3.16 Detalle de la probeta sometida al ensayo junto con los sensores LVDT.

Para la realización del ensayo se empleó una máquina dinámica Zwick con una célula

de carga de 10 kN, Figura 3.17, y una cuna de ensayo normalizada en Europa.



Figura 3.17 Máquina Dinámica Zwick (Laboratorio de Caminos de Santander).

El módulo se determina utilizando las mediciones de 5 impulsos de carga (ciclos 11 al

15), para cada impulso de carga se calcula su módulo, aplicando la ecuación (3.4). El

resultado final del módulo resiliente es la media de los 5 impulsos de carga.

hz

vFSm

)27,0·(

(3.4)

Donde:



Sm es el módulo resiliente expresado en MPa;

F es el valor máximo de la carga vertical aplicada en N;

z es la amplitud de la deformación horizontal obtenida durante el ciclo de carga

en mm;

h es la altura de la probeta en mm;

v es el coeficiente de Poisson.

3.3.4 ENSAYO DE FATIGA

Se entiende por fatiga el deterioro de un material debido a la aplicación de una

solicitación variable a lo largo del tiempo que acorta su vida debido a la generación de

un proceso de fisuración creciente.

El método seleccionado para caracterizar el comportamiento de las mezclas sometidas a

fatiga es el recogido en el Anexo D de la norma EN 12697-24 (2006). Ensayo de

Flexión en 4 puntos sobre probetas prismáticas.

Para la preparación de las probetas, una vez compactadas con la compactadora de

segmento, se procede a su serrado con una sierra de disco (Figura 3.18) de forma que el eje

longitudinal de la probeta sea paralelo al plano de compactación, obteniendo tres probetas

prismáticas.

Figura 3.18 Sierra de disco y probetas ensayo de fatiga.



Las dimensiones dependen del tamaño máximo de árido de la mezcla ensayada. En el caso

de las mezclas con un tamaño máximo de árido inferior a 22 fueron de 50x63x410. Estas

dimensiones corresponden con las fijadas en la normativa americana ASTM D 7460 (2008)

independientemente del tamaño de árido. Con ellas se cumple también con la normativa

UNE-EN 12697-24 (2006) que establece que la anchura B y la altura H de la probeta

deberían ser al menos igual a tres veces el tamaño máximo de árido (D) del material

sometido a ensayo, aunque esta relación puede relajarse a 2,5·D para valores grandes de D.

En las mezclas AC22 las dimensiones utilizadas fueron de 60x63x410, con ello se pretende

ajustarse más a la normativa europea.

Figura 3.19 Dimensiones probetas prismáticas.

En ningún caso se cumple con la separación entre apoyos marcada por la normativa

europea que recomienda que la longitud efectiva no debería ser menor que seis veces el

valor máximo de la anchura B o de la altura H. En este caso la separación entre apoyos

es de 5,6 veces el valor de la anchura B es decir, los 118,5 mm que marca la norma

ASTM D 7460 (2008) (Figura 3.21). Esta separación es muy utilizada en ensayo de

fatiga, lo que permite comparar los resultados obtenidos con los de otros laboratorios.

La cuna permite la rotación y traslación libre en todos los puntos de carga y de reacción

(Figura 3.20).



1. Carga aplicada; 2. Reacción; 3. Probeta; 4. Mordaza de la probeta 5. Deflexión; 6.

Retorno a la posición original; 7. Traslación y rotación libres

Figura 3.20 Principios básicos del ensayo de flexión en 4 puntos (norma

UNE).

Figura 3.21 Esquema de la cuna de ensayo de fatiga.

Después del serrado las probetas se dejan secar al aire y a continuación, se almacenan

apoyadas sobre una superficie totalmente plana en un local seco a una temperatura de

20ºC hasta masa constante. Pasado el tiempo de almacenamiento y tras acondicionar la

cámara termostática y el equipo de aplicación de la carga a la temperatura de ensayo

(20ºC), durante un mínimo de 24 horas, se procede a la realización del ensayo de fatiga

empleando la cuna de ensayo representada en la Figura 3.22.

Figura 3.22 Cuna de ensayo de flexión a 4 puntos en probetas prismáticas.



En la Figura 3.23 se representan las tres fases que se dan durante el ensayo de fatiga. En

la primera zona “fase de adaptación” se produce un descenso brusco del módulo debido

a la acumulación de tensiones. Sin embargo, este descenso no se puede atribuir

únicamente al daño por fatiga, el calentamiento de la mezcla, la tixotropía y otros

efectos locales también influyen de manera importante. En la zona secundaria o fase

“cuasi-estacionaria” el papel de la fatiga en la reducción del módulo es predominante,

por lo que para caracterizar la evolución del daño a fatiga se estudia esta fase. Por

último, en la zona terciaria o “fase de fallo” comienzan a producirse las macro-grietas y

tiene lugar el fallo global (Di Benedetto et al. 2004).

Figura 3.23 Evolución del módulo de rigidez con el número de ciclos.

El método de ensayo empleado ha sido el de deformación controlada, que consiste en

someter las probetas a una deformación alternada repetida hasta que tiene lugar el fallo

por fatiga. La solicitación aplicada varía sinusoidalmente siendo su frecuencia de 10 Hz

con una precisión de 0,1 Hz. Con ello se cumple tanto la normativa europea (UNE-EN

12697-24 (2006)), que establece que la frecuencia de la carga debe estar en la gama de 0

a 60 Hz, como la americana, (ASTM D 7460 (2008)) según la cual, la frecuencia se

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

0 200000 400000 600000 800000 1000000

E*

[MP

a]

Ciclos

Zona terciaria

Zona secundaria

Zonaprimaria ΔE*

Δt



debe encontrar en el rango de 5 a 10 Hz, siendo la frecuencia de 10Hz la habitualmente

utilizada.

Para cada ensayo la probeta se apoya sobre una de las caras serradas de 63 mm y se

posicionan dos mordazas interiores y dos exteriores simétricamente con respecto al

centro de la probeta prismática Ltot/2. Las dos mordazas interiores someten a la probeta

a una deformación sinoidal con una deflexión fijada registrándose tanto la fuerza

aplicada y la deflexión impuesta como el desfase entre la fuerza y la deflexión en

función del tiempo. En la Figura 3.24 se recoge un ejemplo del seguimiento del ensayo.

Figura 3.24 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo.

El criterio de fallo por fatiga en mezclas bituminosas a desplazamiento o deformación

controlada (Figura 3.25) establece que la probeta ha fallado cuando su rigidez inicial se

reduce a la mitad. La vida hasta la rotura se calcula como el número total de aplicaciones

de carga realizadas hasta que el módulo requerido para mantener la deformación impuesta

Deformación unitaria impuesta

Desviación del cero de carga

Carga en función del Nº ciclos

Posición del Actuador

Evolución de la Carga en función del Nº ciclos



se reduce a la mitad del inicial (Ciclo 100), o lo que es equivalente, a que la carga final

para obtener la deformación impuesta quede reducida a la mitad de la carga inicial.

Figura 3.25 Criterio de fallo empleado en el estudio de la vida a fatiga.

Las leyes de fatiga, Figura 3.26, son la relación entre la duración o vida a fatiga del

material y la deformación unitaria producida por la solicitación. Para su determinación

experimental en el laboratorio se han ensayado las probetas a distintos niveles de

deformación impuesta. Cada ensayo corresponde a un punto dentro de la ley de fatiga

de la mezcla que viene definida por la ecuación (3.5).

)(· )( 1 LnAANLn o (3.5)

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 100.000 200.000 300.000 400.000 500.000

E*

[MP

a]

Ciclos

Módulo de rigidez E* Final de la vida a fatiga

E*/2

E*/2



Donde:

N es el número de ciclos que soporta la solicitación antes de romperse por

fatiga;

ε es la deformación unitaria de tracción (mm/m);

A1 y A2 son constantes que describen el comportamiento a fatiga del material.

Figura 3.26 Resultados del ensayo de fatiga proporcionados por el software.


4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 104

4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO

ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN Y

COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS

En este capítulo se recoge el procedimiento desarrollado para la medida del consumo

energético durante la fabricación de mezclas bituminosas, empleando una amasadora

mecánica, y en su compactación con la compactadora giratoria ICT.

4.1 MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN

El consumo de energía durante el proceso de fabricación de una mezcla consta de tres

sumandos: la energía necesaria para calentar los áridos y el betún, para evaporar la

humedad de los áridos y la empleada para envolver la mezcla, ecuación (4.1).

Efabricación = Ecalentamiento + Eevaporación + Eenvuelta (4.1)

4.1.1 MEDIDA DE LA ENERGÍA DE CALENTAMIENTO Y EVAPORACIÓN

Para calcular la energía por unidad de masa (J/kg) consumida durante el calentamiento

del betún y de los áridos se emplearon las siguientes ecuaciones:

m

QaguaQbetúnQáridos aguabetúnaridos

·100

·%·%·%E ntocalentamie

(4.2)

ni

iii

ii TTCpCp

mQ1

11 )·(

2· (4.3)



Donde:

Q (J) representa calor aportado al sistema. Se evalúa para los diferentes

componentes (áridos, ligante y agua);

m es la masa de la mezcla kg;

n es el número de escalones en que se ha dividido la curva calor específico-

temperatura;

Cpi es el calor específico J/(kg°C) para una temperatura Ti de cada uno de los

componentes;

T1 es la temperatura ambiente (en todos los casos se ha considerado 20ºC);

Tn+1 es 165ºC en el caso del betún y de los áridos, y 100ºC para el agua.

El calor específico (Cp) se obtuvo mediante calorimetría diferencial de barrido (del

inglés: Differential Scanning Calorimetry o DSC). La DSC es una técnica

termoanalítica que mide la variación del flujo de calor entre una muestra y una de

referencia cuando se la somete a una temperatura en una atmósfera controlada. En las

siguientes gráficas se recoge el calor específico (J/gºC) de los diferentes materiales

empleados en este estudio en función de la temperatura.

(a) (b)

Figura 4.1 Medida del calor específico (Cp) de los ligantes en función de la temperatura (a) B-13/22, (b) B-60/70.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Cp

(J/g

·ºC

)

Temperatura (ºC)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2,2

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Cp

(J/g

·ºC

)

Temperatura (ºC)



Figura 4.2 Medida del calor específico (Cp) de la ofita en función de la temperatura.

Figura 4.3 Medida del calor específico (Cp) de la caliza en función de la temperatura.

Figura 4.4 Medida del calor específico (Cp) de la cuarcita en función de la temperatura.

El calor de evaporación del agua contenida en los áridos se ha calculado con la siguiente

ecuación.

)·( E fase cambio vivfV MML (4.4)

Donde:

Ecambio fase es la energía de evaporación del agua (kJ);

Lv es el calor latente de vaporización del agua (2257 kJ/kg);

Mvi y Mvf son la masa inicial y final de vapor en kg respectivamente (kg).



4.1.2 ENERGÍA CONSUMIDA DURANTE EL PROCESO DE ENVUELTA

El proceso de envuelta de las mezclas se llevó a cabo con una amasadora mecánica

calorifugada. Esta amasadora permitía mantener la temperatura constante durante todo

el proceso.

Para poder comparar el consumo energético durante el amasado de diferentes tipos de

mezclas el procedimiento más adecuado consistiría en la medida del par motor de las

hélices de la amasadora. Sin embargo, para ello sería necesario emplear un nuevo

equipo o realizar una modificación sustancial de la máquina de la que se dispone, por lo

que se optó por un sistema mucho más sencillo consistente en medir el consumo del

motor empleado para mover las palas de la amasadora mecánica. Para lo cual se utilizó

el analizador de potencia (Figura 4.5) conectado únicamente al motor encargado del

movimiento de las hélices (sin tener en cuenta el consumo asociado al mantenimiento

de la temperatura de las mezclas).

Durante el proceso de envuelta se registró en cada segundo la potencia consumida

conectando un vatímetro a un ordenador (Figura 4.6).

Figura 4.5 Analizador de potencia. Figura 4.6 Software de recogida de datos de consumo.

Aunque este sistema resulta a priori menos preciso que la medida del par motor, sí que

permite realizar un estudio de tipo cualitativo y de esta forma, determinar qué tipo de



mezclas se envuelven más fácilmente. El procedimiento de medida consta de los

siguientes pasos:

1. Se pesa una masa correspondiente a tres probetas Marshall (3600 gramos de

árido). Los áridos se calientan 20ºC por encima de la temperatura

recomendada por la normativa para el betún, en función de su penetración.

2. El termostato de la amasadora se regula también 20ºC por encima de la

temperatura de envuelta con el fin de contrarrestar las pérdidas de calor

durante el proceso de amasado. Una vez que se estabiliza la temperatura se

añaden el árido y a continuación el ligante.

Figura 4.7 Panel de control de la amasadora mecánica.

3. Se conecta el medidor de potencia y se arranca la amasadora, registrándose la

evolución con el tiempo del consumo energético (W·h). Como el tiempo de

arranque puede provocar ligeras desviaciones iniciales se decidió tener en

cuenta únicamente los valores a partir del quinto segundo, en el cual se

estabiliza la velocidad de giro de la amasadora con lo que se disminuyen los

errores de medida.



Como se comprueba en la Figura 4.8, donde se representa el consumo energético en

función del tiempo, la energía acumulada durante el proceso de envuelta de los áridos es

prácticamente lineal. Esto es debido a que al estar calorifugado el cazo de la amasadora

la temperatura se mantenía prácticamente constante durante el registro, que en todos los

casos fue de 180 segundos.

Figura 4.8 Evolución del consumo energético durante el proceso de amasado con el tiempo.

Al comparar el consumo durante el proceso de amasado de diferentes tipos de mezclas

se observó que se obtenían curvas energía-tiempo muy similares que no permitían

realizar un estudio comparativo adecuado. Por ello se decidió, en vez de representar el

consumo energético total, estudiar la diferencia de consumo (∆E) entre una mezcla en la

que se hayan modificado diferentes parámetros (dotación y tipo de ligante, angulosidad

del árido, etc.) y una mezcla de referencia.

REFERENCIAMEZCLA E - E E (4.5)

Como EREFERENCIA se han tomado los consumos correspondientes a amasadas en blanco

es decir, de los áridos sin ligante.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180

E (W

.h)

t(s)



En la Figura 4.9 se muestra un ejemplo de la diferencia del consumo energético (∆E) en

función del tiempo, donde se dan los siguientes casos:

Si la pendiente de la curva es nula, indica que el consumo de energía es el

mismo en ambas mezclas.

Si la pendiente es mayor que 0, indica que la mezcla tiene un mayor consumo

que la de referencia.

Si la pendiente es menor que 0, se produce una disminución de la energía con

respecto a la mezcla de referencia.

Figura 4.9 Gráfico de la variación del consumo energético con el tiempo.

Para facilitar la interpretación global de los datos y realizar un mejor estudio

comparativo (de tipo cualitativo), se definió un índice que estima la variación del

consumo energético en función del tiempo de envuelta, y que se corresponde con la

pendiente de la recta (θfab) representada en la gráfica anterior. Este índice se puede

calcular empleando la ecuación (4.6).

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180

Var

iaci

ón e

nerg

ía (

W.h

)

t (s)

Mayor consumo Menor Consumo Mismo consumo



mFab ·t

E

envuelta

(4.6)

Donde:

θfab es la pendiente en W/kg;

ΔE es la variación de energía en W·h;

t es el tiempo de envuelta en h;

m es la masa de la muestra en kg.

4.2 MEDIDA DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON LA

COMPACTADORA GIRATORIA

Es posible hacer varias consideraciones a partir de la curva de compactación trazada en

tiempo real por el software de la compactadora ICT (Figura 4.10).

.

Figura 4.10 Datos proporcionados por el software de la compactadora giratoria ICT.



Como ya se ha indicado en el estado del arte, la normativa europea UNE-EN 12697-10

recomienda la realización de un ajuste de la curva %huecos-ciclos empleando la

ecuación (2.2) para la obtención del factor de compactabilidad (factor K).

NLnKvvN ·1 (2.2)

Donde:

vN es el porcentaje de huecos en mezcla para un número de ciclos N;

v1 es el porcentaje de huecos calculado para el ciclo 1;

K es la pendiente del ajuste semilogarítmico realizado;

N es el número de giros aplicados por la máquina giratoria.

Este factor es aplicable en mezclas con huecos iniciales (v1) similares; en estos casos un

mayor valor de K implica una mayor facilidad de compactación de la mezcla. En

cambio, cuando los huecos iniciales son diferentes emplear únicamente el factor K

como parámetro de medida de la facilidad compactación puede llevar a errores.

En este trabajo de investigación se han analizado mezclas muy diferentes que van desde

mezclas convencionales a mezclas de alto módulo, mezclas continuas a discontinuas,

con árido de machaqueo y árido rodado, etc., por lo que el empleo del factor K no

resultaba adecuado para la determinación de su compactabilidad.

A título de ejemplo, en las curvas representadas en la Figura 4.11, correspondientes a

dos mezclas empleadas en este estudio, el criterio del compactabilidad del factor K sí

que es razonable.



Figura 4.11 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales similares.

En cambio, en la Figura 4.12 la curva superior presenta una mayor pendiente pero

resulta más complicada de compactar ya que parte de un porcentaje de huecos iniciales

superior.

Figura 4.12 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales diferentes.

02468

101214161820222426

1 10 100 1000

% H

ueco

s (

v)

Nº Ciclos (N)

v= -3,96 ·ln(N) + 23,91 R² = 0,973

K1

K2

Huecos iniciales similares

v= -3,90 ·ln(N) + 24,01 R² = 0,963

Mezcla más compactable

(K2>K1)

v= -2,75·ln(N) + 14,17R² = 0,981

02468

101214161820222426

1 10 100 1000

% H

uec

os

(v)

Nº Ciclos (N)

K1

K2

Huecos iniciales diferentes

v=-3,90·ln(N) + 24,01 R² = 0,963



Por este motivo, en esta tesis se han definido métodos alternativos que estiman mejor la

facilidad de compactación de las mezclas bituminosas. En los siguientes apartados se

definen unos nuevos índices basados por una parte en la curva %huecos-ciclos, y por

otra, en el cálculo de la energía a partir del esfuerzo cortante.

4.2.1 DEFINICIÓN DE ÍNDICES PARA EL ESTUDIO DE LOS PROCESOS

DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS

BITUMINOSAS

Como ya se ha indicado en el estado del arte, existen criterios mejores que el asociado

al factor K basados en los criterios de diseño del método SUPERPAVE referentes a

mezclas tipo HMA. Entre los cuales se destacan los dos índices desarrollados por Bahia

et al. (1998) determinados a partir de la curva que relaciona el porcentaje de la densidad

máxima teórica alcanzado (%Gmm) con el número de ciclos aplicado por una

compactadora giratoria. El primer índice, relacionado con la facilidad de compactación

en la puesta en obra, se calcula como el área encerrada bajo la curva entre el ciclo 8 y el

92% Gmm. El segundo índice corresponde al área encerrada entre el 92 y el 98% Gmm, y

está relacionado con la resistencia a la post-compactación del tráfico.

Estos límites están contrastados para mezclas HMA, en las que el grado de

compactación requerido es del orden del 95% Gmm; sin embargo, se deberían modificar

cuando se analizan mezclas en las que el grado de compactación o porcentaje de huecos

objetivo es muy diferente. Por ejemplo, no tienen sentido para una mezcla de tipo

discontinuo BBTM B o drenante PA, en las que la densidad alcanzada, por mucho que

se intente compactar, nunca llegará a ser del 98% Gmm.

Un criterio más lógico consiste en fijar unos límites variables en función del grado de

compactación exigible a cada tipo de mezcla en concreto. Siguiendo en esta línea, se

han definido dos nuevos índices que permiten comparar la compactabilidad de mezclas

con porcentajes de huecos muy diferentes. Las modificaciones introducidas en el

criterio de Bahia et al. (1998) han sido en primer lugar, el empleo de la curva %huecos-

ciclos en vez de la curva %Gmm-ciclos para facilitar el tratamiento de los datos, aunque



ambas curvas son equivalentes. La otra modificación de mayor relevancia como ya se

ha indicado, es el empleo de unos límites variables en función de la granulometría

seleccionada basados en el porcentaje de huecos correspondientes al ensayo Marshall.

La utilización del Marshall como ensayo de referencia se ha escogido debido a que en

España las especificaciones relativas a huecos están basadas en este procedimiento; no

obstante, otro criterio válido podría ser determinar las densidades correspondientes a un

número fijo de giros de la máquina giratoria.

El primer índice, relacionado con la medida de la compactabilidad, se ha denominado

Mix Stability Index (MSI) y se determina calculando el área sobre la curva de

compactación desde el giro 8 hasta los giros necesarios para alcanzar un porcentaje de

huecos correspondientes al 98% de la densidad Marshall (%v98%ρMarshall). El segundo

índice, Mix Resistance Index (MRI), representa la capacidad de la mezcla bituminosa de

resistir la densificación bajo las cargas de tráfico durante su vida de servicio. Se define

como el área sobre la curva desde el giro en el cual se alcanza un porcentaje de huecos

correspondiente al 98% de la densidad Marshall hasta el giro en el que se consigue un

grado de compactación correspondiente a los huecos Marshall menos un 2,5%

(%vMarhall- 2,5%). En la Figura 4.13 se lleva a cabo una representación gráfica de ambos

índices para una mejor comprensión de los mismos.

Figura 4.13 Definición de los índices MSI y MRI para una mezcla con granulometría AC22MAM y ligante B-60/70.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400

% H

uec

os

(v)

Nº Ciclos (N)

MRI

MSI

%v98% ρMarshall % vMarshall - 2,5%

Ciclo 8



Al igual que indicaba Bahia, valores pequeños de MSI son deseables porque representan

una mezcla que es más trabajable y fácil de compactar; sin embargo, existe un límite por

debajo del cual las mezclas presentan una baja resistencia, por lo que valores muy bajos

de este índice no son deseables. En cuanto al segundo índice, resulta importante que las

mezclas posean un alto valor de MRI ya que esto indica que tendrán mayor resistencia a

las deformaciones plásticas.

En el capítulo 5 se ha llevado a cabo una justificación de los límites variables

seleccionados para el de cálculo de los índices definidos, para ello se han empleando

mezclas de diferentes tipologías.

4.2.2 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO A PARTIR DEL

ESFUERZO CORTANTE

4.2.2.1 Introducción

La facilidad de compactación de las mezclas se puede estimar a partir del esfuerzo

cortante. En general, a medida que la mezcla se compacta el esfuerzo cortante aumenta,

y si la mezcla presenta un rozamiento interno adecuado el valor del cortante se mantiene

en unos valores elevados. Sin embargo, en mezclas con bajo rozamiento interno se

produce un descenso del esfuerzo cortante al alcanzar un determinado grado de

compactación considerado como crítico, lo que puede dar lugar a problemas de

estabilidad.

Delage (2000), como se indicó en el segundo capítulo, empleó una técnica similar a los

índices volumétricos diseñados por Bahia et al. (1998) a partir de la curva de cortante.

Para ello la dividió en dos partes: la zona de construcción para medir la compactabilidad

en obra, representada por el índice Compaction Force Index (CFI) obtenido mediante el

cálculo del área bajo la curva entre el giro 8 y 92% Gmm; y la zona de tráfico,

representada por el índice Traffic Force Index (TFI), que es una medida del trabajo

aplicado para cambiar la densidad de la mezcla desde el 92% hasta el 98% Gmm.



En esta tesis se propone otra forma de estudiar la compactabilidad basada en la energía

(kJ/kg) empleada por la máquina giratoria calculada a partir del esfuerzo cortante.

Como ya se ha recogido en el estado del arte, apartados 2.4.3 y 2.4.4, diversos autores

(McRea, Delage, Guler, Bahia, etc.) han definido métodos para la estimación del

esfuerzo cortante así como del trabajo realizado durante el proceso de compactación con

diferentes versiones de la máquina giratoria.

De acuerdo a estos modelos el trabajo total consumido durante la compactación es la

suma del trabajo (W1) debido a la fuerza resultante (R) y el trabajo (W2) debido al

momento que origina la excentricidad de la carga aplicada (M). El trabajo por unidad de

masa asociado a la fuerza resultante debida a compresión simple (m

W1 ) se calcula

mediante la ecuación (4.7). Este trabajo, tras las experiencias realizadas, se puede

considerar despreciable frente a m

W 2 .

m

hAp

m

W

··1 (4.7)

Donde:

p (kPa) es la presión vertical aplicada sobre la probeta. Esta presión permanece

constante durante todo el ensayo y según la normativa europea su valor es de

600 kPa;

A (m) es el área de la probeta también es constante, ya que el diámetro de la

probeta (0,1 m) no varía durante el ensayo al estar confinada;

∆h (m) es el acortamiento sufrido por la probeta durante el proceso de

compactación.

El trabajo W2, realizado por el momento M, está relacionado con los esfuerzos cortantes

que se manifiestan en la probeta. La energía es transferida a la muestra a través del



momento necesario para realizar la acción de giro. Del modelo básico propuesto por

Guler, 2000, ecuaciones (2.11) y (2.12), se deduce que: eRM · y que .

Por otro lado, los compactadores utilizados disponen de células de carga situadas en el

pistón que ejerce la presión sobre la muestra. Esto permite evaluar la excentricidad de la

fuerza resultante, y con ello el momento.

4.2.2.2 Aplicación al compactador giratorio modelo ICT

Se expone a continuación, para el compactador giratorio ICT empleado en los ensayos

realizados en esta tesis, un modelo que permite estimar el trabajo por unidad de masa

asociado al movimiento giratorio producido en cada ciclo (Figura 4.14), y su relación

con el esfuerzo cortante.

Figura 4.14 Esquema del movimiento giratorio producido en cada ciclo.



Para la estimación del trabajo (m

W2 ), calculado con la ecuación (4.8), son necesarios los

datos de la evolución del esfuerzo cortante (S) y de la altura con el número de ciclos

aplicados (Figura 4.15, Figura 4.16).

Figura 4.15 Evolución del esfuerzo cortante (S) con el número de ciclos aplicados (N).

Figura 4.16 Evolución de la altura con el número de ciclos aplicados (N).

m

DF

m

W ·2 (4.8)

Donde:

F (kN) es la fuerza resultante del esfuerzo cortante debido a la fricción medido

en cada ciclo. Se calcula a partir de la siguiente ecuación:

ASdASFA

·· (4.9)

o S es el esfuerzo cortante medio de un ciclo (kN/m2) y A es el área del

molde (m2).

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

S (k

N/m

2)

Nº Ciclos (N)

0,000

0,010

0,020

0,030

0,040

0,050

0,060

0,070

0,080

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

Alt

ura

(m)

Nº Ciclos (N)



D es el desplazamiento producido en un giro. En este compactador el

movimiento que desplaza los esfuerzos cortantes es básicamente una traslación

circular de la placa de apoyo inferior, es decir, todos los puntos sufren el mismo

desplazamiento (Figura 4.17), siendo el radio de esta translación circular la

excentricidad (que puede suponerse ·he ).

2

0

2

0

2

0

··· dhdedDD (4.10)

Figura 4.17 Diferencial del desplazamiento (dD) en cada incremento de rotación (dβ).

Con lo cual, teniendo en cuenta que en cada ciclo el giro β es 2п, el trabajo por unidad

de masa en cada ciclo se puede calcular con la ecuación (4.11). Esta expresión es

coherente con la propuesta por Käppi, A. y Nordenswan, E. (2007).

2

0

2

0

2

0

······

m

dhAS

m

deF

m

dW (4.11)

Como la máquina proporciona valores del esfuerzo cortante en cada ciclo i, el trabajo

por unidad de masa en un ciclo dado se calcula con la ecuación (4.12).



······2

m

ShA

m

W iii (4.12)

A lo largo del proceso de compactación tanto el área como el ángulo α se mantienen

constantes, por lo que el trabajo por unidad de masa al aplicar N ciclos puede calcularse

mediante la expresión (4.13).

i

N

i

Ni Sh

m

A

m

W

m

W·

···2

11

2

(4.13)

Donde:

Si (kN/m2) es el esfuerzo medido en cada ciclo;

hi (m) es la altura de la probeta en cada ciclo i;

A(m2) es el área de la probeta;

α (rad) es el ángulo de inclinación de la probeta cilíndrica;

N es el número total de ciclos aplicados.

Según indica el fabricante la máquina giratoria calcula el esfuerzo cortante

indirectamente. Mediante células de carga evalúa la excentricidad de F calculando su

momento y a través de él el esfuerzo cortante medio (S) utilizando la fórmula que está

recogida en el manual (ecuación 4.14).

hA

MS

·

·2 (4.14)

Esta ecuación está relacionada con la propuesta por Mc Rea, en 1965, para un

compactador GTM, que se considera un ICT (ecuación 2.5); y con la definida por De

Sombre et al. y Chadbourn et al. (1998) (ecuación 2.20), empleando la compactadora

giratoria Filand Intensive Compactor Tester (ICT).


5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 122

5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS LÍMITES DE LOS

ÍNDICES VOLUMÉTRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS ÍNDICES

ENERGÉTICOS

En este capítulo se recoge el trabajo realizado con el fin de contrastar los límites

variables ya establecidos para la definición de los índices volumétricos calculados a

partir de la curva %huecos-ciclos proporcionada por la compactadora giratoria. Para ello

se han realizado estudios de compactabilidad con tres tipos de compactadores: la

compactadora Marshall, con objeto de determinar la densidad de referencia, la máquina

giratoria, para obtener las curvas de compactación, y la compactadora de segmento, para

estudiar el comportamiento frente a la post-compactación de las mezclas seleccionadas.

También se han definido dos nuevos índices de tipo energético, obtenidos a partir de los

datos del esfuerzo cortante aplicado durante el proceso de compactación, que permiten

estimar el consumo energético durante los procesos de compactación y post-

compactación.

5.1 MEZCLAS SELECCIONADAS PARA EL ESTUDIO

Además de las mezclas convencionales AC se han empleado en este trabajo otros tres

tipos de granulometrías, en concreto las BBTM, PA y SMA, las dos primeras recogidas

en la normativa española y la última en la europea. Con ello se han considerado una

amplia gama de las mezclas usadas en España. El motivo principal para incluir en el

estudio las mezclas discontinuas y drenantes fue que su contenido de huecos en mezcla

objetivo es muy distinto al de las mezclas continuas tipo AC, y demostrar que no es

posible establecer unos límites fijos para el cálculo de los índices independientemente

del tipo de granulometría.

En la Tabla 5.1 se recogen los porcentajes de huecos en mezcla habitualmente exigidos

para los diferentes tipos de granulometrías, que oscilaron entre el 4% y el 20%, y con

qué energía de compactación de la compactadora Marshall se deben alcanzar.



Tabla 5.1 Contenido de huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) y grado de compactación aplicado en probetas (UNE-EN 12697-30).

Tipo mezcla Impactos/cara % Huecos

AC22 75 4-6

BBTM 11A 50 ≥4

BBTM 11B 50 ≥12

Drenate (PA) 50 ≥20

SMA 10* 50 4-6

*Valores habitualmente empleados para las mezclas SMA.

5.1.1 MATERIALES SELECCIONADOS

Ligantes hidrocarbonados

Para llevar a cabo el estudio de la influencia del tipo y contenido de betún en los índices

definidos se emplearon tres betunes convencionales de diferentes penetraciones: B-

60/70, B-40/50 y B-13/22.

En el caso de las mezclas SMA y BBTM se estudió además la influencia del ligante

modificado BM, cuyas especificaciones se recogen en la Tabla 5.2.

Tabla 5.2 Especificaciones ligante BM (Repsol YPF).

Ensayo Unidad Norma BM baja viscosidad

M2010-488

Penetración a 25ºC dmm EN 1426 31

Punto de reblandecimiento ºC EN 1427 86,4

Punto de inflamación ºC NLT 127 ≥ 235

Densidad relativa 25ºC/25ºC NLT 122 ≥ 1

Viscosidad Brookfield ( 180ºC) cP 211



Áridos

Se han empleado dos tipos de árido, uno de naturaleza ofítica y otro de tipo calizo.

Árido grueso

El árido ofítico de machaqueo posee un índice de lajas de 12 y un coeficiente de los

Ángeles de 16, cumpliendo así las especificaciones propuestas por el PG-3 en los

artículos 542 y 543.

Árido fino

El árido fino empleado fue de tipo calizo procedente de trituración en cantera, con un

coeficiente de Los Ángeles de 22 y un equivalente de arena de 60.

Filler

Se empleó filler calizo como filler de aportación.

Figura 5.1 Tipos de árido empleados en el estudio.

Fibras de celulosa VIATOP®

Las mezclas SMA se fabricaron con un ligante modificado (BM) y con tres ligantes

convencionales. En el caso de los ligantes convencionales se adicionaron además, como



suele ser habitual en este tipo de mezclas, fibras de celulosa VIATOP® en forma de

“pellets”. Según el fabricante las fibras no modifican químicamente el ligante, pero sí

que intervienen en las propiedades físicas permitiendo incrementar el contenido del

mismo evitando su escurrimiento. Este aditivo se incorporó en la cantidad recomendada

por el fabricante, 0,3% s/m, junto con el árido fino en el proceso de fabricación de las

mezclas.

Figura 5.2 Ejemplo de fabricación de una probeta de pista de una mezcla tipo SMA 10.

5.1.2 ANÁLISIS GRANULOMÉTRICO

En la Tabla 5.3 se recogen los husos granulométricos de las distintas mezclas

empleadas. En todos los casos, los áridos se separaron por fracciones para poder realizar

un ajuste exacto al centro del huso.

Tabla 5.3 Huso granulométrico mezclas seleccionadas. Cernido acumulado (% en masa).

Tipo de Mezcla Apertura de los tamices (mm)

32 22 16 11,2 8 4 2 0,5 0,063

AC22 100 95 79 67 58 42 31 16 7

BBTM 11A 100 100 100 95 72 33 30 17 8

BBTM 11B 100 100 100 95 70 22 20 12 5

PA 16 100 100 95 50 20 13 9 4

SMA 10 100 100 100 95 82 51 28 16 9



5.2 JUSTIFICACION DE LOS LÍMITES VARIABLES ELEGIDOS PARA EL

CÁLCULO DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS

5.2.1 SELECCIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE

COMPACTACIÓN

Dado que los índices se calculan a partir de las áreas delimitadas por las curvas que

relacionan el grado de compactación con los ciclos aplicados, es fundamental acotar los

extremos de cada índice. La definición de los límites del índice volumétrico relacionado

con la compactabilidad y estabilidad de las mezclas (MSI) se realizó a partir de los

resultados experimentales obtenidos durante la compactación en laboratorio de las cinco

mezclas seleccionadas con la máquina giratoria. Mientras que para seleccionar los

límites correspondientes al índice asociado a la resistencia ofrecida por las mezclas a la

post-compactación debida al tráfico (MRI), fue necesario el uso de una compactadora

de segmento, debido a que se requirió la aplicación de una mayor energía.

En primer lugar se determinaron los contenidos de ligante a emplear para cada

granulometría. En el caso de las mezclas tipo AC22 y BBTM, la dotación óptima de

ligante se seleccionó de acuerdo a los huecos en mezcla determinados mediante el

procedimiento Marshall. Para las PA16 y SMA10 se utilizaron dos porcentajes

habituales en este tipo de mezclas, 4,5% y 6% s/m respectivamente. Todos los

contenidos óptimos de ligante se calcularon para un betún B-60/70 y se mantuvieron

constantes para el resto de los ligantes empleados. La energía Marshall de compactación

aplicada fue de 75 golpes por cara para las mezclas de tipo AC y de 50 golpes para el

resto (BBTM, PA y SMA).

Para el estudio de la evolución de la densidad en función de la energía aplicada durante

el proceso de compactación se empleó la máquina giratoria. La duración del ensayo fue

en todos los casos de 250 ciclos. A partir de estos resultados se llevaron a cabo ajustes

semilogarítmicos, por el procedimiento de mínimos cuadrados, entre el porcentaje de

huecos y el logaritmo de los ciclos aplicados consiguiendo, en casi la totalidad de los

casos, coeficientes de determinación próximos a 1. En la Tabla 5.4 se recogen los



resultados obtenidos para las distintas mezclas estudiadas con los tres tipos de ligante

con el ensayo Marshall, y los ajustes semilogarítmicos de la curva %huecos-ciclos

llevados a cabo con los datos proporcionados por la compactadora giratoria (usando el

óptimo de betún B-60/70 en cada caso).

Tabla 5.4 Resultados ensayo Marshall y ajustes semilogarítmicos de las distintas mezclas estudiadas.

Mezcla Ligante

Ensayo Marshall Compactadora giratoria

100%ρMarhsall v (%) Ajuste semilogarítmico

Tipo % s/m (v=% huecos en mezcla) R2

AC22

B-60/70

4,9

2,482 5,00 v=-3,64·ln(N)+23,97 0,998

B-40/50 2,476 5,21 v=-3,64·ln(N)+24,10 0,996

B-13/22 2,470 5,45 v=-3,63·ln(N)+24,08 0,997

BBTM11A

B-60/70

5,21

2,509 4,5 v=-4,12·ln(N)+25,77 0,996

B-40/50 2,504 4,72 v=-4,10·ln(N)+25,90 0,998

B-13/22 2,495 5,06 v=-4,09·ln(N)+26,01 0,996

BM 2,506 4,64 v=-4,01·ln(N)+25,66 0,996

BBTM11B

B-60/70

4,99

2,322 12,50 v=-3,49·ln(N)+32,44 0,996

B-40/50 2,310 12,95 v=-3,46·ln(N)+32,50 0,991

B-13/22 2,305 13,14 v=-3,43·ln(N)+32,53 0,994

BM 2,319 12,61 v=-3,38·ln(N)+32,30 0,993

PA 16

B-60/70

4,50

2,139 20,01 v=-2,69·ln(N)+34,22 0,966

B-40/50 2,120 20,70 v=-2,67·ln(N)+34,66 0,954

B-13/22 2,111 21,00 v=-2,65·ln(N)+34,79 0,971

SMA 10

B-60/70

6,00

2,497 4,50 v=-3,59·ln(N)+23,96 0,996

B-40/50 2,485 4,97 v=-3,56·ln(N)+24,19 0,995

B-13/22 2,479 5,20 v=-3,55·ln(N)+24,20 0,995

BM 2,491 4,74 v=-3,58·ln(N)+23,99 0,992

Analizando los resultados referentes a los huecos en mezcla obtenidos por el

procedimiento Marshall, recogidos en la Tabla 5.4, se puede observar la influencia del

ligante en el valor de los huecos. Para las mezclas más cerradas la diferencia de emplear

el ligante más duro al más blando es del orden del 0,5%, mientras que para las más

abiertas (PA16) esta diferencia aumenta hasta prácticamente el 1%.



En la Tabla 5.5 se recogen las densidades y porcentajes de huecos correspondientes a

las especificaciones de puesta en obra (98% ρM, v98%M), así como los giros de

compactadora giratoria necesarios para alcanzarlos (N98%M), en función del tipo de

granulometría.

Tabla 5.5 Porcentaje de huecos asociados al grado de compactación en obra.

Mezcla Ligante (s/m)

Criterio Marshall

98% ρM v98% M N98%M

(Giratoria)

AC22

B-60/70

4,90

2,431 7,00 107

B-40/50 2,426 7,14 106

B-13/22 2,421 7,36 100

BBTM11A

B-60/70

5,21

2,458 6,50 107

B-40/50 2,453 6,70 108

B-13/22 2,445 6,96 105

BM 2,455 6,58 117

BBTM11B

B-60/70

4,99

2,276 14,23 181

B-40/50 2,264 14,68 172

B-13/22 2,259 14,87 172

BM 2,272 14,38 201

PA 16

B-60/70

4,50

2,096 21,60 109

B-40/50 2,708 22,30 102

B-13/22 2,069 22,60 99

SMA 10

B-60/70

6,00

2,446 6,50 129

B-40/50 2,435 6,88 129

B-13/22 2,429 7,11 123

BM 2,441 6,65 127

No todas las combinaciones tipo betún-granulometría empleadas están de acuerdo a las

especificaciones españolas, pero fueron incluidas principalmente para el estudio del

segundo de los índices definido en este trabajo (MRI) el cual, como ya se ha indicado,

está relacionado con el proceso de post-compactación por tráfico. Por ello se decidió

tomar como betún de referencia el B-60/70 que puede emplearse en todas las mezclas

estudiadas.

Se compararon los resultados recogidos en la Tabla 5.4 y en la Tabla 5.5 con los

obtenidos siguiendo los tres procedimientos detallados en el estado del arte



desarrollados por Bahia (1998), Dessousky (2004) y Vavrik y Carpenter (1998), y que

son los más empleados actualmente para estudiar la compactabilidad de las mezclas a

partir de la compactadora giratoria.

Con respecto a los límites fijos propuestos por Bahia que dividían la curva de

compactación %huecos-ciclos en dos zonas, una de compactación y otra de post-

compactación, hay que indicar que únicamente son válidos para las mezclas tipo AC,

pero no se puede generalizar para otro tipo de granulometrías con porcentajes de huecos

en mezcla de puesta en obra diferentes.

Dessouky (2004) dividió la curva de compactación también en dos zonas (Figura 2.46),

indicando que en la primera prácticamente toda la energía era destinada a reducir el

porcentaje de huecos, mientras que en la segunda la energía servía para reorientar las

partículas aumentando el contacto entre ellas, lo que tenía como consecuencia un

aumento de la resistencia de la mezcla al esfuerzo cortante. El autor fijó el límite entre

ambas zonas en el giro en el cual se producía el cambio de pendiente igual o inferior a

0,001 entre dos giros consecutivos de la curva que relaciona huecos con ciclos (NG1). A

partir de las curvas ajustadas (Tabla 5.4) se puede calcular este giro el cual debe

satisfacer la siguiente condición:

001,01

N

v

N

v ii

(5.1)

El valor del giro NG1 que resuelve la ecuación anterior está dado por la ecuación (5.2).

)5,0·1000(1 KINTNG (5.2)

Donde K es la pendiente de la curva correspondiente al ajuste semilogarítmico

%huecos-ciclos (ecuación (2.2)).

El tercer método incluido en el estudio comparativo es el desarrollado por Vavrik y

Carpenter (1998), que redefinieron el concepto de Locking Point como el primero de los



tres giros consecutivos en el que se consigue la misma altura de la probeta, cuando están

precedidos por dos conjuntos de dos giros consecutivos también con igual altura (cada

uno de los cuales es 0,1 mm más alto que el conjunto posterior), Figura 2.31. Según

Buttlar y Harrell (1998), este criterio está relacionado con la densidad alcanzada en

obra, de manera que no se debe compactar una mezcla más allá del Locking Point ya

que puede dar lugar a una degradación del árido. Para calcular el ciclo en el cual se

alcanza el Locking Point (NL) se han utilizado los datos de la variación de altura en

función del número de ciclos aportado por la compactadora giratoria.

Los resultados del método propuesto y de los tres procedimientos analizados se recogen

en la Tabla 5.6.

Tabla 5.6 Comparación entre los distintos criterios.

Mezcla Ligante (s/m) Criterio Propuesto

Criterio Bahia

Cambio de pendiente

Locking Point

v98%M (%) N98%M vB (%) NB NG1 VG1 (%) NL vL (%)

AC22

B-60/70

4,9 7,0

107 8 80 61 9,02 68 8,61

B-40/50 110 61 9,15 69 8,69

B-13/22 111 61 9,17 69 8,71

BBTM11A

B-60/70

5,21 6,5

107 65 8,59 76 7,93

B-40/50 113 65 8,81 75 8,20

B-13/22 118 64 8,97 75 8,35

BM 119 64 8,99 76 8,29

BBTM11B

B-60/70

4,99 14,2

180 60 18,18 81 17,10

B-40/50 192 59 18,37 77 17,47

B-13/22 203 59 18,54 76 17,68

BM 205 59 18,54 80 17,49

PA 16

B-60/70

4,50 21,6

109 52 23,57 64 23,03

B-40/50 133 52 24,10 63 23,60

B-13/22 145 52 24,32 62 23,85

SMA 10

B-60/70

6,00 6,5

129 60 9,24 68 8,81

B-40/50 144 60 9,60 69 9,12

B-13/22 146 60 9,66 69 9,17

BM 132 60 9,31 71 8,73

Si se comparan entre sí los criterios de cambio de pendiente y el del Locking Point se

observa cómo, en todos los casos, los porcentajes de huecos alcanzados difieren en



menos de 0,7% a excepción de las mezclas BBTM11B, donde la diferencia se encuentra

por encima del 1%.

En relación a los porcentajes de huecos correspondientes al 98% de la densidad

Marshall (v98%M), existe una diferencia muy significativa, del orden de 2,5%, si se

comparan con los criterios propuestos por Dessousky (2004) y Vavrik (1998). Esta

diferencia aumenta hasta el aproximadamente el 4% en el caso de las mezclas

BBTM11B. Este efecto también se aprecia claramente si se analizan los giros necesarios

para alcanzar los límites de cada criterio.

Para explicar los diferentes resultados obtenidos se debe tener en cuenta que los

criterios encontrados en la bibliografía están basados en el método SUPERPAVE, en el

cual el porcentaje de huecos en mezcla es mayor que el exigido en España. Otra razón

por la que el número de giros necesarios para alcanzar los límites propuestos por los

distintos autores no coincide con los obtenidos en este trabajo es que el ángulo de giro

es diferente, siendo el exigido por el SUPERPAVE de 1,25º y el de la norma europea de

0,82º, que como ya se ha indicado ha sido el ángulo empleado en este trabajo. En el

caso concreto de las mezclas continuas de tipo AC los criterios propuestos por

Dessousky (NG1) y Vavrik (NL) están próximos al límite definido por Bahia

correspondiente con el 8% huecos (NB), Figura 5.3.

Figura 5.3. Ajuste semilogarítmico para una mezcla con granulometría AC22MAM (B-60/70).

v= -3,64·ln(N) + 23,97R² = 0,998

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110120130140150160170180190200210220230240250

% h

uec

os

(v)

Nº Ciclos (N)

NG1 NL N98%MNB



Los límites para el cálculo del índice MSI (Figura 5.4) se fijaron teniendo en cuenta los

resultados experimentales obtenidos con la compactadora giratoria con el criterio

propuesto y el ensayo Marshall, y los obtenidos con los otros tres métodos empleados

para estudio de la compactabilidad. Se optó por mantener el giro 8 como límite inferior,

como propuso Bahia, ya que equivale a la energía de pre-compactación aplicada por la

extendedora durante la puesta en obra. A la hora de seleccionar el segundo límite,

relacionado con la densidad de puesta en obra, se observó que para una densidad

correspondiente al 98% de la Marshall los huecos dependían del tipo de ligante

empleado (Tabla 5.5). No obstante, dado que la diferencia existente no era muy

significativa se decidió fijar como límite superior para cada granulometría,

independientemente del ligante empleado, el giro en el cual se alcanza un porcentaje de

huecos correspondiente al 98% de la densidad Marshall obtenida con el ligante B-60/70

(N98%M) con objeto de cumplir con las especificaciones españolas. Por lo que en este

caso se trata de un límite que varía en función del tipo de granulometría analizada y es

independiente del tipo y dotación de ligante empleado. Este índice, como ya se ha

indicado, está relacionado con la facilidad de compactación y la estabilidad de las

mezclas, por lo que se buscan mezclas que presenten valores pequeños del mismo; sin

embargo, un índice muy bajo implicaría mezclas con una baja estabilidad que podrían

presentar problemas de post-compactación.

Figura 5.4. Límites propuestos para el cálculo del índice de estabilidad MSI.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400

% H

ueco

s (

v)

Nº Ciclos (N)

MRI

N98%M

%v98% ρMarshall

Ciclo 8

MSI



La ecuación (5.3) permite el cálculo de este índice a partir de los resultados

proporcionados por la compactadora giratoria.

)·(2

)8·(%98

1

81%988 i

N

Ni

NNMN NN

vvNvMSI

Mii

(5.3)

Aunque el software de la máquina giratoria no proporciona la evolución del porcentaje

de huecos en función de los ciclos de una manera continua, sí es posible realizar un

ajuste con un coeficiente de determinación muy alto, por lo que es posible su cálculo

mediante una integral (ecuación 5.4).

MN

NMN dNNKvNvMSI %98

81%988 ))··ln(()8·( (5.4)

Resolviendo la integral anterior se llega a la ecuación (5.5), que permite el cálculo del

índice MSI a partir de los ajustes semilogarítmicos de las curvas %huecos-ciclos

obtenidos.

6,8)1)·(ln(·)8·( %98%98%9818 MMMN NNKNvvMSI

(5.5)

Donde:

N98%M es el giro en el que se alcanzan los huecos correspondientes al 98% de la

densidad Marshall;

v1 es el porcentaje de huecos en el ciclo 1;

K es la pendiente del ajuste semilogarítmico %huecos-ciclos.



5.2.2 JUSTIFICACIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE

POST-COMPACTACIÓN

El segundo de los índices definidos en este trabajo, MRI, trata de cuantificar la

resistencia que ofrecen las mezclas a la densificación asociada a las cargas del tráfico

durante su vida de servicio.

Como ya se ha indicado en el estado del arte existen varios índices que tratan de

predecir este efecto. Por ejemplo, los propuestos por Bahia y Mohammad calculan el

área bajo la curva %Gmm-ciclos, desde el giro 8 hasta un porcentaje de la densidad

máxima del 98%, equivalente a un 2% de huecos, considerada como la densidad crítica

a partir de la cual se producen elevadas deformaciones plásticas. Este criterio es

apropiado para mezclas tipo HMA en las que los huecos de diseño de la mezcla son del

4%. Pero para mezclas más abiertas resulta imposible llegar a un porcentaje de huecos

tan bajo. Por ello, no es apropiado definir un límite de giros superior fijo del índice de

post-compactación, es más lógico que éste sea variable y que dependa de la

granulometría empleada. Para definir este límite, además de la máquina giratoria, fue

necesario emplear una compactadora de segmento con objeto de simular mejor el

proceso de post-compactación ocurrido en obra.

El proceso de compactación consistió en la aplicación de dos secuencias de

densificación (Figura 5.5), las mismas para todas las mezclas. La primera (Secuencia I)

se llevó a cabo en control de altura, es decir, se aplicaron las pasadas necesarias para

alcanzar el 98% de la densidad Marshall que equivale a la densidad de puesta en obra. A

continuación se empleó una secuencia en control de carga (Secuencia II), para simular

el efecto de post-compactación asociada a las cargas de tráfico, aplicando 40 ciclos

adicionales con una carga constante de 13,5 kN.



Figura 5.5. Secuencias de compactación aplicadas por la compactadora de rodillo.

En la siguiente tabla se recogen los resultados correspondientes a las mezclas sometidas

al proceso de compactación descrito. Se observa como en todos casos se alcanzó un

nivel de compactación muy superior al de puesta en obra.

Tabla 5.7 Grado de compactación alcanzado con la compactadora de segmento.

Mezcla

Ligante % Huecos en mezcla

(Marshall)

% Huecos tras post-compact.

(40 Pasadas de rodillo) Tipo % s/m

AC22 B-60/70 4,90 5,0 0,5

BBTM11A B-60/70 5,21 4,5 0,7

BBTM11B B-60/70 4,99 12,5 7,9

PA 16 B-60/70 4,50 20,0 16,0

SMA 10 B-60/70 6,00 4,5 0,5

A partir de los resultados obtenidos con la compactadora de segmento se puede concluir

que en las mezclas muy abiertas los huecos se reducen sustancialmente, pero nunca se

pueden llegar a alcanzar los huecos de las mezclas cerradas. Por lo que se verifica que el

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Car

ga

aplic

ada

(kN

)

Pasadas rodillo

98% ρMarshall

Secuencia I:Control de altura

Secuencia II: Control de Carga



límite de post-compactación no es posible fijarlo en el 2% de huecos para todos los

tipos de mezclas.

Lo que sí se aprecia es que en todas las mezclas estudiadas la post-compactación

aplicada supuso una reducción de huecos del orden del 4% con respecto a los huecos

Marshall. En el caso de la mezcla AC22 la energía aplicada redujo prácticamente a cero

los huecos en mezcla, por lo que la compactación resultó excesiva y difícilmente

equivalente a la que produciría el tráfico.

Por este motivo, en lugar de fijar el límite superior del índice MRI en el ciclo en el cual

se alcanzan los huecos Marshall menos el 4%, se decidió fijarlo en un valor que pudiera

predecir mejor la post-compactación asociada al tráfico, es decir, en el número de giros

en el cual se consiguen los huecos Marshall menos un 2,5%, NPost (Figura 5.6).

Figura 5.6. Límites propuestos para el cálculo del índice de post-compactación, MRI.

Con este criterio se pueden establecer para las todas mezclas estudiadas los distintos

porcentajes de huecos correspondientes al límite de giros superior (Tabla 5.8 ). En el

caso concreto de las mezclas tipo AC sería equivalente al utilizado por Bahia para las

mezclas HMA.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400

% H

ueco

s (

v)

Nº Ciclos (N)

MRI

N98%M

%v98% ρMarshall % vMarshall - 2,5%

NPost



Tabla 5.8 Porcentaje de huecos correspondientes a la densidad Marshall; y % huecos alcanzado en el límite de giros superior para las distintas mezclas estudiadas.

Mezcla % Huecos en mezcla

(Marshall) % vNpost

AC22 5,0 2,5

BBTM11A 4,5 2,0

BBTM11B 12,5 10,0

PA 16 20,0 17,5

SMA 10 4,5 2,0

Las siguientes ecuaciones muestran las dos formas de calcular el índice volumétrico

MRI. La ecuación (5.6) permite el cálculo partiendo de los datos proporcionados por

compactadora giratoria.

)·(2

)·(%98

1

%98 1%98 i

N

Ni

NNMPostN NN

vvNNvMRI

Post

M

ii

M

(5.6)

Resolviendo la siguiente integral (ecuación (5.7)) se llega a la ecuación (5.8) que

permite el cálculo del índice MRI a partir de la curva ajustada %huecos-ciclos.

Post

M

M

N

N

MPostN dNNKvNNvMRI%98

%98))··ln(()·( 1%98 (5.7)

)1)·(ln()1)·(ln(·)·( %98%98%981%98 MMPostPostMPostN NNNNKNNvvMRI

M (5.8)



Donde:

N98%M es el giro en el que se alcanza el 98% de la densidad Marshall;

NPost es el giro en el que se alcanza el porcentaje de huecos Marshall - 2,5%;

v1 es el porcentaje de huecos en el ciclo en el 1;

K es la pendiente del ajuste semilogarítmico %huecos-ciclos.

En la Tabla 5.9 se recogen los valores de los dos índices volumétricos calculados para

las distintas mezclas aplicando los criterios referentes a los límites definidos en este

trabajo.

Tabla 5.9 Índices volumétricos calculados con los límites N98%M y NPost.

Mezcla Ligante Marshall Índices volumétricos

Tipo % s/m v98%ρMarshall N98%M NPost MSI MRI

AC22

B-60/70

4,90 7,0

107 364 663 699

B-40/50 110 378 699 724

B-13/22 111 382 705 733

BBTM11A

B-60/70

5,21 6,5

107 320 766 564

B-40/50 113 340 828 601

B-13/22 118 354 874 628

BM 119 365 867 656

BBTM11B

B-60/70

4,99 14,3

180 620 1397 1133

B-40/50 192 667 1513 1226

B-13/22 203 712 1617 1317

BM 205 733 1619 1369

PA 16

B-60/70

4,50 21,6

109 501 528 999

B-40/50 133 618 700 1240

B-13/22 145 682 786 1373

SMA 10

B-60/70

6,00 6,5

129 453 882 878

B-40/50 144 509 1021 991

B-13/22 146 520 1043 1013

BM 132 465 908 902



Analizando el primero de los índices (MSI), relacionado con la facilidad de

compactación, se puede indicar que es sensible tanto al tipo de mezcla como a la

penetración del ligante. Como era de esperar, las mezclas con ligantes más duros

presentan valores del índice MSI mayores, lo que implica que son más difíciles de

compactar. Resulta más significativa la influencia de la granulometría empleada ya que

los valores del índice asociado a las mezclas de tipo AC, que son las más fáciles de

compactar, son muy inferiores (menos de la mitad) a los correspondientes a las mezclas

BBTM11B.

El índice MRI presenta un comportamiento similar al seguido por el MSI.

Generalmente, las mezclas que se compactan más fácilmente ofrecen una menor

resistencia a la post-compactación. Desde un punto de vista global, las mezclas con una

mayor resistencia a las deformaciones plásticas son las BBTM11B, para todos los tipos

de ligante empleados.

Si se analizan ambos índices en conjunto, se observa que las mezclas PA16 presentan

un MSI bajo y un MRI alto, lo que indica que son fáciles de compactar y resistentes a la

post-compactación.

Conviene destacar que el cálculo del primer índice se puede llevar a cabo con los datos

proporcionados por la máquina giratoria, ya que su límite superior (N98%M) se alcanza

en todos los casos antes de los 250 ciclos. Sin embargo, el límite superior del segundo

índice (NPost) no se ha podido alcanzar en ningún caso con la compactación aplicada,

por lo que ha sido necesario extrapolar los datos.

Para tratar de solucionar este problema se realizaron pruebas de tipo empírico

consistentes en someter las probetas a un proceso de compactación en el que se

aplicaron 1024 ciclos. Debido a que con la compactadora giratoria el ensayo solo se

puede llevar hasta los 512 ciclos, fue necesario llevar a cabo dos series de

compactación.

En la Figura 5.7 se muestran, a modo de ejemplo, los resultados obtenidos para una

mezcla SMA10. Para una mejor interpretación se han superpuesto las gráficas cortante-



ciclos y densidad-ciclos de ambas series. Analizando los resultados se observa que en la

curva densidad-ciclos aparece un cambio de pendiente que únicamente es debido a que

la escala utilizada es de tipo logarítmico, en la zona de la izquierda del gráfico el tramo

comprendido entre los 320 y 512 ciclos representa media división horizontal, mientras

que en la zona de la derecha esos 192 ciclos corresponderían a 6 divisiones. En la curva

cortante-ciclos se observa como el valor del esfuerzo cortante permanece prácticamente

constante a partir del ciclo 75.

Figura 5.7 Evolución de la densidad y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos (SMA 10 B-60/70).

Se realizó además un ajuste semilogarítmico de la evolución del porcentaje de huecos

con el número de ciclos aplicados que, como ya se ha indicado, fue de 1024. El modelo

ajustado resultó ser prácticamente idéntico al obtenido en esta mezcla (SMA) con los

250 primeros ciclos, y presentaba un coeficiente de determinación de 0,991.

Este comportamiento también se observó en el resto de granulometrías incluidas en este

trabajo. Por ello, se decidió utilizar para el cálculo del índice de post-compactación una

extrapolación de la curva ajustada %huecos- ciclos para los 250 primero ciclos.



5.2.3 DETERMINACIÓN DE LA ENERGÍA ASOCIADA A LOS ÍNDICES

VOLUMÉTRICOS

Los índices volumétricos MSI y MRI definidos en este trabajo permiten estimar la

facilidad de compactación así como la resistencia a la post-compactación de una mezcla

bituminosa. Además tienen la ventaja de poder ser obtenidos con cualquier

compactadora giratoria existente en el mercado. No obstante, es posible definir unos

nuevos índices que caractericen mejor estos procesos.

En este trabajo se ha empleado una máquina giratoria modelo ICT que tiene la ventaja

de ofrecer un registro continuo de la evolución del esfuerzo cortante con el número de

ciclos, a partir del cual es posible estimar la energía consumida durante el proceso de

compactación. Para cuantificar el consumo energético se han definido dos nuevos

índices denominados: Energy Mix Stability Index (EMSI) y Energy Mix Resistance

Index (EMRI), que están directamente relacionados con la energía aplicada a la mezcla

durante los procesos de compactación y densificación.

Para calcular el trabajo por unidad de masa consumido durante la compactación con la

máquina giratoria se ha empleado la fórmula propuesta en el capítulo 4.

i

N

i

Ni Sh

m

A

m

W

m

W·

···2

11

2

(4.13)

En la Figura 5.8 se representa, a título de ejemplo, la energía por unidad de masa

acumulada en función del los ciclos aplicados para una mezcla AC22.



Figura 5.8 Energía acumulada (kJ/kg) en función del número de ciclos para una mezcla AC22 B-60/70.

Para determinar la energía por unidad de masa asociada a la facilidad de compactación

de las mezclas EMSI (kJ/kg) y a la resistencia a la post-compactación EMRI (kJ/kg), se han

mantenido los límites ya definidos para el cálculo de los índices volumétricos, dando

lugar a los dos índices energéticos, definidos con las siguientes ecuaciones

iiMSI Shm

AE ·

···2 98%MN

8

(5.9)

i

N

NiMRI Sh

m

AE

Post

M

····2

%98

(5.10)

Donde:

Si (kN/m2) es el esfuerzo cortante medido en cada ciclo;

hi (m) es la altura de la probeta en cada ciclo i;

y = 0,0139x - 0,020R² = 0,999

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

En

erg

ía A

cum

ula

da

E (

kJ/k

g)

Nº Ciclos (N)



α (rad) es el ángulo de inclinación de la probeta cilíndrica;

N98%M es el giro en el que se alcanzan los huecos correspondientes al 98% de la

densidad Marshall;

NPost es el giro en el que se alcanza el porcentaje de huecos Marshall - 2,5%.

En la Figura 5.9 se muestran los límites empleados para el cálculo de la energía

correspondiente a los índices EMSI y EMRI. Para ello se ha representado la evolución de

la energía, calculada a partir del esfuerzo cortante, en función del porcentaje de huecos

en mezcla.

Figura 5.9 Energía consumida (kJ/kg) para alcanzar los índices volumétricos MSI (EMSI) y MRI (EMRI) para una mezcla AC22 B-60/70.

Al igual que en el caso de los índices volumétricos, cuando los ciclos aplicados fueron

suficientes para alcanzar el límite superior (NPost ≤ 250), el cálculo de la energía no

presentaba ningún inconveniente.

Sin embargo, cuando con los ciclos aplicados no se conseguía llegar a este valor

(%Huecos Marshall -2,5%) fue necesario realizar una extrapolación de los datos

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

02468101214161820222426

En

erg

ía a

cum

ula

da

E (

kJ/k

g)

% Huecos (v)

EMRI

EMSI

98% ρMarshall

Ciclo 8

%vMarshall-2,5%



correspondientes a la curva de cortante (Figura 5.10). El valor de extrapolación

empleado fue, en todos los casos, el último registrado por la máquina giratoria (a los

250 ciclos).

No obstante se llevaron a cabo comprobaciones de tipo empírico verificándose que

prácticamente no se cometían errores, ya que a partir del ciclo 75 y hasta el 1024 el

valor del esfuerzo cortante se mantenía prácticamente constante (Figura 5.7).

Figura 5.10 Esfuerzo cortante en función del número de ciclos (Dotación óptima B-60/70).

En la Tabla 5.10 se recogen los ciclos para los que se alcanzan los límites definidos para

los índices volumétricos (N98%M y NPost), los resultados de los ajustes de la curva energía

acumulada-ciclos, y los valores de los índices energéticos, EMSI y EMRI correspondientes

a las cinco mezclas estudiadas.

Estos índices permiten clasificar los diferentes tipos de mezclas en función de su

facilidad de compactación y de su resistencia a la post-compactación. Confirman los

resultados de los índices volumétricos, verificando que las mezclas BBTM11B son las

que precisan una mayor energía para su compactación y también las más resistentes a la

post-compactación.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

S (kN

/m2)

Nº Ciclos (N)

AC 22 BBTM 11A BBTM 11B PA 16 SMA 10



Tabla 5.10 Resultados índices energéticos de las mezclas estudiadas.

Mezcla Ligante Marshall

Ajuste (N=250 ) R2 Energía (kJ/kg)

Tipo % s/m 98%ρMarshall N98%M NPost EMSI EMRI

AC22

B-60/70

4,90 7

107 364 E=0,0139·N-0,020 0,994 1,366 3,550

B-40/50 110 378 E=0,0136·N-0,003 0,995 1,387 3,644

B-13/22 111 382 E=0,0143·N-0,007 0,997 1,472 3,875

BBTM11A

B-60/70

5,21 6,5

107 320 E=0,0120·N-0,005 0,998 1,188 2,556

B-40/50 113 340 E=0,0130·N-0,003 0,998 1,365 2,951

B-13/22 118 354 E=0,0130·N-0,006 0,99 1,430 3,068

BM 119 365 E=0,0130·N-0,011 0,993 1,443 3,198

BBTM11B

B-60/70

4,99 14,3

180 620 E=0,0130·N-0,012 0,991 2,249 5,707

B-40/50 192 667 E=0,0135·N-0,006 0,994 2,498 6,400

B-13/22 203 712 E=0,0137·N-0,014 0,997 2,672 6,973

BM 205 733 E=0,0140·N-0,010 0,994 2,760 7,392

PA 16

B-60/70

4,50 21,6

109 501 E=0,0140·N-0,007 0,996 1,414 5,488

B-40/50 133 618 E=0,0143·N-0,011 0,995 1,788 6,935

B-13/22 145 682 E=0,0145·N-0,003 0,996 1,987 7,786

SMA 10

B-60/70

6,00 6,5

129 453 E=0,0125·N-0,009 0,995 1,513 4,050

B-40/50 144 509 E=0,0125·N-0,011 0,996 1,699 4,568

B-13/22 146 520 E=0,0130·N-0,007 0,997 1,794 4,862

BM 132 465 E=0,0130·N-0,011 0,994 1,612 4,329

5.3 SENSIBILIDAD DE LOS ÍNDICES PROPUESTOS A LA COMPOSICIÓN

DE LAS MEZCLAS

Con el objeto comprobar si los índices volumétricos definidos, MSI y MRI, sirven para

caracterizar el comportamiento de una mezcla frente a los procesos de compactación y

post-compactación es necesario determinar si resultan sensibles a cambios en la

composición de las mezclas.

Con los resultados obtenidos en este capítulo ya se comprobó que efectivamente estos

índices resultaban sensibles a las variables propuestas; sin embargo, para ser más



rigurosos en esta afirmación se llevó a cabo un estudio estadístico con el soporte

Statistical Package for the Social Sciences (SPSS).

Análisis descriptivo de los resultados

En primer lugar, se analizó la influencia en los índices volumétricos, MSI y MRI, de las

variables predictoras: tamaño máximo de árido (T), % huecos objetivo (v) y penetración

media del ligante (P). El contenido de betún no se consideró como variable

independiente al emplearse en todos los casos el óptimo para cada tipo de mezcla.

En la Tabla 5.11 se recoge la totalidad de las combinaciones empleadas en el estudio

estadístico.

Tabla 5.11 Combinación de variables empleadas en el estudio.

Mezcla Tamaño

máximo árido (T)

% huecos Objetivo (v)

Tipo betún Penetración media (P)

Dotación óptima betún (% s/m)

AC22

22 5,0 B-60/70 65 4,90%

22 5,0 B-40/50 45 4,90%

22 5,0 B-13/22 17,5 4,90%;

PA16

16 20 B-60/70 65 4,50%

16 20 B-40/50 45 4,50%

16 20 B-13/22 17,5 4,50%

SMA10

10 4,5 B-60/70 65 6,00%

10 4,5 B-40/50 45 6,00%

10 4,5 B-13/22 17,5 6,00%

BBTM11A

11 4,5 B-60/70 65 5,21%

11 4,5 B-40/50 45 5,21%

11 4,5 B-13/22 17,5 5,21%

BBTM11B

11 12,5 B-60/70 65 4,99%

11 12,5 B-40/50 45 4,99%

11 12,5 B-13/22 17,5 4,99%

En la Tabla 5.12 se lleva a cabo un análisis descriptivo de los resultados incluidos en el

estudio estadístico. Analizando los valores máximos y mínimos de los índices

resultantes se puede afirmar que las mezclas BBTM11B son las más difíciles de

compactar (valores máximos de MSI y EMSI), mientras que las PA presentan el menor



valor de MSI y el máximo de MRI. El valor mínimo de los índices energéticos se

alcanza en las mezclas BBTM11A.

Tabla 5.12 Análisis descriptivo de los índices desarrollados.

MSI MRI EMSI EMRI

N Válidos 30 30 30 30

Perdidos 0 0 0 0

Media 935 941 1,721 4,825

Mediana 828 988 1,512 4,568

Moda 523a 727a 1,420 2,548a

Desv. típ. 322 270 0,439 1,615

Varianza 103745 72823 0,193 2,609

Rango 1099 820 1,499 5,245

Mínimo 523 559 1,180 2,548

Máximo 1622 1379 2,679 7,793

a Existen varias modas. Se mostrará el menor de los valores.

Se continuó el estudio llevando a cabo un análisis exploratorio de los datos de los

índices energéticos y volumétricos tras el cual se decidió no incluir las PA16. Dichas

mezclas presentaban un comportamiento muy diferente al resto de las estudiadas, ya que

se compactaban muy fácilmente (Figura 5.11) y presentaban una elevada resistencia a la

post-compactación (Figura 5.12). Incluso se podían identificar una serie de datos

anómalos correspondientes a esta granulometría. Se eliminaron 6 datos del grueso total

que representaban el 12,5 % del total de la muestra.

Figura 5.11 Índice MSI en función del tipo de mezcla.

Figura 5.12 Índice MRI en función del tipo de mezcla.



Consideraciones generales sobre el análisis inferencial de los índices

volumétricos y energéticos

Antes de proceder a la obtención de los modelos de regresión se comprobó el

cumplimiento de los supuestos de normalidad (prueba de Kolmogorov-Smirnov),

homocedasticidad (prueba de Levene) e independencia de las observaciones. En la

Tabla 5.13 se recogen los resultados de la prueba de Kolmogorv-Smirnov para una

muestra, en todos los casos se comprueba que los datos siguen una distribución normal.

Tabla 5.13 Resultados de la prueba de Kolmogorv-Smirnov.

MSI MRI EMSI EMRI

N 24 24 24 24

Z de Kolmogorov-Smirnov 1,096 1,013 1,185 0,810

Sig. asintót. (bilateral) 0,180 0,256 0,120 0,528

El concepto de relación o correlación entre dos variables hace referencia al grado de

relación lineal existente entre las mismas. En este apartado se obtuvieron las

correlaciones bivariadas con el fin de determinar, a partir de las correlaciones de

Pearson y el p-valor, si las variables dependientes MSI y MRI estaban linealmente

relacionadas con las tres variables independientes empleadas en el estudio: % huecos

objetivo (v), tamaño máximo de árido (T) y penetración media del betún (P).

Tabla 5.14 Correlaciones bivariadas.

v T P

MSI

Correlación de Pearson

0,906* -0,545* -0,167

Sig. (bilateral) 0,000 0,006 0,435

N 24 24 24

MRI


0,814* -0,374 -0,170

Sig. (bilateral) 0,000 0,072 0,428

N 24 24 24 *La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral)



A partir de los resultados mostrados en la tabla anterior se puede establecer que las

variables dependientes MSI y MRI tienen un relación positiva con el porcentaje de

huecos objetivo (coeficientes de Pearson positivos y próximos a 1 y p-valor<0,05), y

negativa con el tamaño máximo de árido (coeficientes de Pearson negativos y próximos

a -1 y p-valor<0,05). Esto implica que las mezclas más abiertas (BBTM11B) son las

más difíciles de compactar, pero también son las más resistentes a la post-compactación.

Se obtuvieron además las correlaciones parciales, eliminando el influjo de las variables

predictoras v y T. Analizando los resultados de la Tabla 5.15, se puede concluir que la

variable independiente P tiene una relación negativa con ambos índices esto implica

que, como era de esperar, las mezclas con ligantes más duros se compactan más

difícilmente pero resisten más a las deformaciones plásticas.

Tabla 5.15 Correlaciones parciales (variables de control v y T).

MSI MRI

P

Correlación -0,671 -0,599

Significación (bilateral) 0,001 0,003

gl 20 20

5.3.1 PREDICCIÓN DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS A PARTIR DE LAS

CARACTERÍSTICAS DE LAS MEZCLAS

Con el fin de predecir los índices volumétricos partiendo de las características de las

mezclas bituminosas se llevaron a cabo regresiones lineales. Los modelos de regresión

se determinaron por medio de la aplicación del método de regresión múltiple de pasos

sucesivos o stepwise (MRS). Este método determina dentro de un grupo de variables

cuales son las mejores predictoras de la variable respuesta. Consiste en ir elaborando

sucesivas ecuaciones de regresión en las que se va añadiendo cada vez una variable

independiente más. En el primer paso se selecciona la variable predictora de máxima

correlación simple con el criterio, y se define en consecuencia una ecuación de

regresión simple con esa variable. A continuación se elabora una segunda ecuación de



regresión añadiendo a la anterior otra variable, esta vez la que más proporción de

variabilidad explicada aporte sobre la ecuación anterior. El procedimiento termina

cuando no existan más variables independientes que aporten nada sustantivo.

En la Tabla 5.16 se recogen los estadísticos obtenidos para los tres modelos posibles

que describen el MSI (determinados con el MRS). Los altos coeficientes de

determinación y el valor del estadístico F (sig.=0) indican que existe una relación lineal

significativa, por lo que se puede afirmar que las tres ecuaciones ofrecen un buen ajuste

de la nube de puntos.

Tabla 5.16 Resumen del análisis MRS del índice MSI.

Resumen del modelo Análisis residuos

Modelo Variables

predictoras R R2

R2 corregida

Error típ. de la

estimación F Sig.

Durbin-Watson

Z de K-S

Sig.

1 v 0,906 0,821 0,813 140,126 101,187 0,000

0,848 0,757 0,615 2 v, T 0,969 0,938 0,932 84,445 159,101 0,000

3 v, T, P 0,983 0,966 0,961 64,127 189,401 0,000

El primero de los modelos recogidos en la tabla anterior tiene como variable predictora

únicamente el porcentaje de huecos objetivo. El segundo agrega a la anterior variable

predictora tamaño máximo de árido. Por último, el tercer modelo considera también la

penetración media del ligante. No se han adjuntado otras posibles combinaciones de las

variables predictoras del índice volumétrico MSI por considerarse que su significación o

su R2 es inferior a 0,5. A simple vista se puede concluir que el tercero de los ajustes, que

tiene en consideración las tres variables predictoras, es el que proporciona mejores

valores R2 y, en consecuencia, el que menor error de estimación tiene.

A continuación se procedió a comprobar el cumplimiento de los supuestos de

normalidad, independencia y varianza media de los residuos. La normalidad de los

residuos fue analizada utilizando la prueba de Kolmogorov-Smirnov, obteniéndose un

p-valor de 0,615 para la muestra, lo que indica que se cumple la hipótesis nula de que

los residuos se ajustan a una distribución normal. La independencia de los residuos se



analizó mediante el contraste Durwin-Watson (Navidi, 2006) para determinar si existe

correlación entre ellos. El valor obtenido es DW=0,848 para una muestra de 24 ensayos

y 3 valores predictoras lo que indica que, a priori, no se puede afirmar que exista una

autocorrelación entre los residuos. Queda así comprobada la hipótesis de independencia

de los errores.

En cuanto a la independencia o no multicolinealidad de las variables predictoras, se

analizó mediante el análisis de Factores de Inflación de la Varianza (FIV). El valor de

este estadístico es mayor o igual que 1 para todas las variables predictoras usadas en el

modelo 3, consecuentemente se cumple la condición de no multicolinealidad entre ellas

(Tabla 5.17).

Para comprobar la homocedasticidad de los residuos se representaron los residuos

tipificados en función de los valores pronosticados. Como se observa en la gráfica

siguiente, la variabilidad de los residuos se mantiene más o menos constante a lo largo

de todo el rango de los valores pronosticados tipificados.

Figura 5.13 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado del modelo adoptado para el índice MSI.



Por lo tanto, las hipótesis de regresión se cumplen para el modelo adoptado como

estimador de la variable respuesta MSI (R2corregido=0,961, F=189,401, p-valor<0,01),

que se describe mediante la siguiente expresión:

PTvMSI ·72,2·66,22·95,7652,912 (5.11)

Donde:

v es el porcentaje de huecos objetivo;

T es el tamaño máximo de árido (mm);

P es la penetración media de ligante (dmm).

Esta ecuación de regresión es muy representativa de la compactabilidad de las distintas

mezclas analizadas, fabricadas con distintos tipos de ligante (empleando en todos los

casos el contenido óptimo). En ella se puede observar que el índice volumétrico MSI

tiene una relación directa con el porcentaje de huecos objetivo, e inversa con el tamaño

máximo del árido y la penetración del ligante.

En la Tabla 5.17 se recogen los valores de la t de Student y los niveles de significancia

(p-valor), y los estadísticos de colinealidad.

Tabla 5.17 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 4.

Modelo MSI t Sig. Estadísticos de colinealidad

Tolerancia FIV

3

(Constante) 15,432 0,000

v 19,414 0,000 0,945 1,059

T -8,284 0,000 0,945 1,059

P -4,052 0,001 1,000 1,000



Siguiendo el mismo análisis que con el índice de compactabilidad, se estudió el modelo

de regresión para el índice volumétrico MRI por medio del MRS. En la Tabla 5.18 se

presenta el cuadro resumen de los resultados del análisis para el este índice.

Tabla 5.18 Resumen del análisis MRS del índice MRI.

Resumen del modelo Análisis de los

residuos

Mod. Variables

predictoras R2

R2

correg.

Error típ. de la

estimación F Sig. D-W

Z de K-S

Sig.

1 v 0,663 0,647 149,120 43,206 0,000 0,683 0,780 0,578

2 v, P 0,699 0,682 140,958 54,331 0,000

La comprobación del cumplimiento de los supuestos para los modelos lineales del

modelo adoptado para MRI se realizó de igual manera que para el MSI. En la siguiente

gráfica se comprueba la homocedasticidad de los residuos del modelo 2 empleado para

la estimación del índice de post-compactación.

Figura 5.14 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado del modelo adoptado para el índice MRI.



Se obtuvo una relación significativa entre el índice volumétrico MRI y las tres variables

independientes v, B y P (R2 corregida= 0,682, F= 54,331, p-valor <0,01) que se describe

por medio de la siguiente ecuación:

PvMRI ·14,2·88,5862,765 (5.12)

Donde:

v es el porcentaje de huecos objetivo;

P es la penetración media de ligante (dmm).

Esta ecuación de regresión es representativa de la resistencia a la post-compactación de

las distintas mezclas analizadas, fabricadas con distintos tipos de ligante (empleando en

todos los casos el contenido óptimo). En ella se puede observar que el índice

volumétrico MRI tiene una relación directa con el porcentaje de huecos objetivo, e

inversa con la penetración, es decir, las mezclas más abiertas fabricadas con los ligantes

más duros son las más resistentes a la post-compactación.

En la Tabla 5.19 se recogen los valores de la t de Student y los niveles de significancia

(p-valor), y los estadísticos de colinealidad.

Tabla 5.19 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 2.

Modelo MRI t Sig. Estadísticos de colinealidad

Tolerancia FIV

2

(Constante) 6,258 0,000

v 6,716 0,000 1,000 1,000

P -4,401 0,076 1,000 1,000



5.4 CORRELACIÓN ENTRE LOS ÍNDICES DE POST-COMPACTACIÓN Y

LA RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS

Para verificar si los índices de post-compactación definidos, MRI y EMRI, permiten

estimar la resistencia a las deformaciones plásticas de las mezclas bituminosas se llevó a

cabo un estudio estadístico en el que se obtuvieron los modelos de regresión lineal entre

estos índices y los resultados del ensayo de pista.

Como se ha indicado en el capítulo 3, la compactación de las probetas de pista se realizó

con la compactadora de segmento empleando una secuencia de compactación por

control de altura, es decir, se realizó el número de pasadas necesario hasta alcanzar la

altura requerida para lograr la densidad correspondiente al 98% de la densidad Marshall

de referencia. En el caso de las mezclas discontinuas la altura fue en todos los casos de

40 mm, mientras que en las de tipo AC se ensayaron probetas de 60 mm (Figura 5.15).

Esta diferencia de alturas es debida a que las especificaciones del ensayo de pista

indican que el espesor de la mezcla deber ser el correspondiente al de puesta en obra.

Figura 5.15 Probetas Pista SMA10 (Dimensiones 400x260x40 mm) y AC22 (Dimensiones 400x260x60 mm) ensayadas.

En la Figura 5.16 se representan, a modo de ejemplo, las curvas de la evolución del la

deformación de las mezclas BBTM11A y BBTM11B. Se observa como estas mezclas

cumplen ampliamente con las especificaciones relativas a capa de rodadura.



(a) (b)

Figura 5.16 Resultados ensayo de pista para las mezclas (a) BBTM11A y (b) BBTM11B fabricadas con el ligante modificado BM.

En la Tabla 5.20 se recogen los resultados del ensayo de pista, así como los valores de

los índices de post-compactación de las probetas compactadas con la máquina giratoria.

En todos los casos empleó la dotación óptima de ligante ya indicada. Adicionalmente,

en las AC se estudió un porcentaje inferior del óptimo (4,6% s/m) y en las SMA una

dotación superior (7% s/m) únicamente para analizar la influencia del contenido del

ligante.

Tabla 5.20 Resultados ensayo de pista y de los índices de post-compactación (media de dos probetas).

Mezcla Densidad Marshall

Ligante Pendiente de deformación

(mm/1000ciclos)

Índices post-compactación

tipo %s/m MRI EMRI (kJ/kg)

AC22 5,0%

B-60/70 4,60 0,090 729 3,678

4,90 0,096 699 3,550

B-13/22 4,60 0,073 777 3,967

4,90 0,088 733 3,875

BBTM11A 4,5%

B-60/70 5,21 0,066 564 2,556

B-13/22 5,21 0,055 628 3,068

BM 5,21 0,052 656 3,198

SMA 10 4,5%

B-60/70 6,00 0,059 878 4,050

7,00 0,070 760 3,495

B-13/22 6,00 0,051 1013 4,862

7,00 0,058 825 4,090

BM 6,00 0,060 902 4,329

7,00 0,068 821 4,101

BBTM11B 12,5%

B-60/70 4,99 0,059 1133 5,707

B-13/22 4,99 0,046 1317 6,973

BM 4,99 0,033 1369 7,392



En las mezclas de tipo AC los valores de la pendiente de deformación oscilaron entre

0,073 y 0,096 (mm/1000ciclos), cumpliendo con las especificaciones relativas a capa

base e intermedia. En el caso de las mezclas discontinuas los valores de la pendiente de

deformación se encontraban en el rango 0,033-0,070 (mm/1000ciclos), cumpliendo las

especificaciones referentes a la capa de rodadura. Los resultados recogidos en la Tabla

5.20 muestran que existe una relación entre los valores de los índices de post-

compactación y las deformaciones plásticas obtenidas.

Para ser más rigurosos con esta afirmación se llevó a cabo un análisis estadístico de los

resultados, utilizando el soporte SPSS, para determinar si es posible estimar la

resistencia a las deformaciones plásticas de una mezcla (ensayo pista) en función de los

índices de post-compactación (ensayo de máquina giratoria).

En primer lugar se comprobó la normalidad de la variable respuesta empleando para

ello el test de Kolmogorov-Smirnov para una muestra (Z de K-S=0,654; sig=0,786).

Dicho test compara la función de distribución acumulada observada con una

distribución teórica determinada, que en este caso es la normal.

Una vez garantizada la normalidad de la muestra, se procedió a generar estadísticos de

estimación curvilínea por regresión empleando los 11 modelos posibles: lineal,

logarítmico, inverso, cuadrático, cúbico, de potencia, compuesto, curva S, logístico, de

crecimiento y exponencial. Los modelos obtenidos se pueden consultar en el Anexo I.

Al analizar dichos resultados se observaba de forma clara que los valores R2 corregidos

eran bajos (<0,5), por lo que las ecuaciones originadas resultaban poco representativas a

la hora de explicar el comportamiento de las mezclas frente a las deformaciones

plásticas, por lo que resultaba más lógico estudiar cada una de las granulometrías de

forma independiente.

Para ello, en primer lugar se realizó un análisis de la varianza de un factor (Anexo I) y

se comprobó que efectivamente existían diferencias significativas en los resultados del

ensayo de pista y en los índices de post-compactación en función del tipo de

granulometría considerada. A continuación se obtuvieron los modelos de regresión, para

cada de las mezclas, que están representados en la Figura 5.17 y en la Figura 5.18.



Estudiando cada granulometría por separado su R2 corregido aumentó

significativamente, estando en todos los casos por encima de 0,7, por lo que se puede

afirmar que es posible estimar el comportamiento frente a las deformaciones plásticas a

partir de los índices de post-compactación MRI y EMRI.

Figura 5.17 Pendiente de deformación en función del índice EMRI.

Figura 5.18 Pendiente de deformación en función del índice MRI.

y = -0,019x + 0,116R² = 0,894

y = -0,013x + 0,116R² = 0,721

y = -0,014x + 0,141R² = 0,922

y = -0,046x + 0,260R² = 0,788

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,10

2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5

En

sayo

Pis

ta (

mm

/1.0

00 c

iclo

s)

EMRI (kJ/kg)

BBTM 11A SMA BBTM 11B AC22

y = -1,45E-04x + 1,48E-01R² = 0,951

y = -7,04E-05x + 1,22E-01R² = 0,773

y = -9,98E-05x + 1,73E-01R² = 0,906

y = -3,01E-04x + 3,08E-01R² = 0,979

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,10

400 600 800 1.000 1.200 1.400

En

sayo

Pis

ta (

mm

/1.0

00 c

iclo

s)

MRI

BBTM 11A SMA BBTM 11B AC22



Para determinar si una mezcla es resistente a las deformaciones plásticas se decidió fijar

un valor mínimo de EMRI y de MRI a partir del cual las mezclas cumplirían con las

especificaciones relativas al ensayo de pista. Como se puede observar en la Figura 5.17

y en la Figura 5.18 no se puede establecer un límite único sino que debe estar asociado a

un determinado tipo de granulometría. Si se considera que la mezcla se va a emplear

para capa de rodadura (0,07mm/1000 ciclos) los valores mínimos que se deberían

alcanzar son los recogidos en la Tabla 5.21.

Tabla 5.21 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir las especificaciones de pista, referentes a capa de rodadura

Mezcla EMRImínimo (kJ/kg) MRImínimo

AC22 4,0 790

BBTM11A 2,5 540

BBTM11B 5,0 1030

SMA10 3,5 740

Estos valores mínimos de los índices de post-compactación varían considerablemente

en función del tipo de granulometría, esto es debido al diferente rozamiento interno que

presentan las mezclas analizadas. Por ejemplo, para una mezcla BBTM11A (4,5% de

huecos) cuya granulometría no presenta un elevado rozamiento interno, se precisaría

una energía mínima de 2,5 kJ/kg para llegar a un 2% de huecos. Sin embargo, si en una

mezcla BBTM11B, que tiene un alto rozamiento interno, con esta energía tan baja (que

es la mitad de la fijada en la tabla anterior) se alcanzara el porcentaje de huecos límite

de post-compactación (10%) indicaría que en esta mezcla aún se podrían reducir más

sus huecos dando lugar a la aparición de deformaciones plásticas.


6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 160

6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN

CANTOS RODADOS

Dentro de las posibles técnicas para reducir la energía de fabricación y puesta en obra

de las mezclas bituminosas se planteó la posibilidad de utilizar cantos rodados, lo que

en sí mismo supondría ya un ahorro de energía al no ser necesario el proceso de

trituración del material. Además, su empleo facilita el proceso de compactación ya que

disminuye el rozamiento interno.

En el estado del arte se han recogido varias experiencias sobre la utilización de áridos

rodados en la fabricación de mezclas bituminosas. En ellas se ponen de manifiesto las

mejoras que su empleo conlleva en la compactabilidad y trabajabilidad y, en ocasiones,

en el comportamiento a fatiga. Por el contrario, todas las referencias coinciden en la

disminución de la resistencia a las deformaciones plásticas de las mezclas fabricadas

con áridos rodados. Sin embargo, no se han encontrado referencias que traten sobre la

reducción de la energía asociada a la utilización de este tipo de áridos.

En este capítulo se ha estudiado el consumo energético durante las fases de envuelta y

compactación de mezclas tipo AC fabricadas con distintas proporciones de cantos

rodados y áridos de machaqueo, empleando el procedimiento desarrollado en el capítulo

4 para la medida de la energía de envuelta y compactación. En la fase de amasado

únicamente se han podido realizar estudios comparativos de tipo cualitativo, mientras

que en el proceso de compactación sí ha sido posible determinar el consumo energético

de forma cuantitativa. También se ha verificado que las mezclas diseñadas, además de

reducir el consumo energético durante los procesos de fabricación y compactación,

puedan ser empleadas en la construcción de firmes.

Se comenzó el estudio analizando la influencia del porcentaje de cantos y de las

fracciones reemplazadas en la facilidad de compactación de las mezclas tipo AC,

empleando los índices volumétricos y energéticos desarrollados en este trabajo, y

comprobando su resistencia a las deformaciones plásticas mediante el ensayo de pista.



A continuación, ampliando el trabajo realizado inicialmente con un betún B-60/70, se

utilizaron dos nuevos ligantes de menor penetración, B-40/50 y B-13/22. En esta fase,

se llevó a cabo un estudio del consumo energético durante los procesos de envuelta con

una amasadora mecánica, y compactación empleando la máquina giratoria. Además, se

determinó cuál es el porcentaje máximo de cantos que es posible introducir en una

mezcla bituminosa, comprobándose la viabilidad de este material como árido para la

fabricación de mezclas que cumplan con la normativa vigente.

6.1 ESTUDIO DE LA INFLUENCIA DE LA FRACCIÓN Y DEL PORCENTAJE

DE ÁRIDO REEMPLAZADO POR CANTOS EN LA ENERGÍA DE

COMPACTACIÓN

En esta fase previa se llevó a cabo un estudio de la influencia de la fracción

reemplazada por cantos rodados y de su porcentaje (sobre el peso total de la mezcla) en

el consumo energético durante el proceso de compactación con la máquina giratoria.

Para ello partiendo de las curvas %huecos-ciclos y esfuerzo cortante-ciclos se

calcularon los índices MSI y EMSI definidos en el capítulo anterior.

La granulometría seleccionada corresponde a la de una mezcla de alto módulo

(AC22MAM), aunque se fabricó con un ligante B-60/70. La elección de esta

granulometría fue debida a que el objetivo final de este trabajo era comprobar que es

posible fabricar mezclas de alto módulo con cantos rodados, por este motivo se decidió

mantener una misma granulometría durante todo el estudio. Las mezclas analizadas se

fabricaron con los siguientes materiales:

Ligante hidrocarbonado

Se empleó un ligante B-60/70 con un porcentaje óptimo del 4,9% s/m, que se obtuvo

empleando el procedimiento Marshall.

Áridos

Para la mezcla de referencia se emplearon áridos de machaqueo:



Árido ofítico (fracciones 32/2), posee un índice de lajas de 12 y un

coeficiente de los Ángeles de 16.

Árido de tipo calizo (fracciones 2/0), con un equivalente de arena de 60.

Los áridos rodados, que han reemplazado parte de los áridos de machaqueo, presentan

las siguientes características:

Cuarcita (fracciones 32/2), procedentes del embalse del río Ebro. Poseen un

coeficiente de los ángeles de 24.

Arena de río de naturaleza cuarcítica (fracciones 2/0), procedente también

del embalse del río Ebro. El ensayo de equivalente de arena dio como

resultado un índice de 98, lo que indica que el árido está totalmente limpio.

Filler

Se empleó en todas las mezclas filler calizo.

Figura 6.1 Áridos de machaqueo y rodados empleados en el estudio separados en fracciones.



6.1.1 MEZCLAS SELECCIONADAS

Como ya se ha indicado, la granulometría empleada ha sido siempre la misma y se

corresponde a una mezcla de alto módulo (AC22MAM). En todos los casos los áridos

se separaron por fracciones para poder realizar un ajuste exacto al centro del huso.

Se fabricaron mezclas en las que se reemplazaron, total o parcialmente, diferentes

fracciones de árido de machaqueo por cantos rodados, dando lugar a las composiciones

granulométricas incluidas en la Tabla 6.1.

Tabla 6.1 Mezclas con distintos porcentajes de cantos rodados empleadas en el estudio.

Mezcla

Áridos

Contenido de cantos (% peso total de los áridos)

Tamaño del tamiz (mm)

22/16 16/11,2 11,2/8 8/4 4/2 2/0,5 0,5/0

MRef1 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza Caliza 0%

MRefA Cantos Cantos Cantos Cantos CantosArena

río Arena

río 93%

M-2/0 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Arena

río Arena

río 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%

M-4/2 Ofita Ofita Ofita Ofita Cantos Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%

M- 8/4 Ofita Ofita Ofita Cantos Ofita Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%

M- 11,2/8 Ofita Ofita Cantos Ofita Ofita Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%

M-16/11,2 Ofita Cantos Ofita Ofita Ofita Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%

Como se refleja en la tabla anterior se reemplazó, en cada caso, una única fracción de

árido desde la 16/11,2 hasta la 0,5/0, y dentro de cada fracción se emplearon distintos

porcentajes de cantos rodados, en un rango que osciló desde el 5% hasta el 20% en

intervalos del 2,5%. Como mezclas de referencia se tomaron la compuesta en su

totalidad por árido de machaqueo de tipo ofítico para las fracciones más gruesas, y árido

calizo en la fracción 2/0 (MRef1), y la mezcla fabricada con todo el árido de tipo rodado,

a excepción del filler que fue de tipo calizo (MRefA).



6.1.2 INFLUENCIA DE LA COMPOSICIÓN DE LA MEZCLA EN LA

ENERGÍA DE COMPACTACIÓN

Esta parte del estudio se basó en los resultados correspondientes a la evolución de los

huecos y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos aplicados por una

máquina giratoria.

Inicialmente se analizaron las dos mezclas de referencia, la compuesta en su totalidad

por árido de machaqueo (MRef1), y la fabricada con cantos rodados (MRefA). En la Figura

6.2 se representan las curvas de compactación de ambas mezclas.

Figura 6.2 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas MRef1 (0% Cantos) and MRefA (93% Cantos).

Durante la compactación de la mezcla MRefA, fabricada con un 93% de cantos rodados,

el esfuerzo cortante sufrió una caída brusca entorno a los 40 ciclos, esto se produjo

cuando se alcanzó aproximadamente el 2-3% de huecos en mezcla. A partir de ese

momento tanto el esfuerzo cortante como el porcentaje de huecos se mantuvieron

prácticamente constantes.

0123456789101112131415161718192021222324

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

275

300

325

350

375

400

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

% h

ueco

s m

ezcla

S (k

N/m

2)

Nº ciclos

MRef1 (S) MRefA (S) MRef1 (% Huecos) MRefA (% Huecos)

Caída esfuerzo cortante 97-98% Gmm Caída esfuerzo cortante 97-98% Gmm



En cambio, al compactar la mezcla MRef1, fabricada con áridos de machaqueo, no se

apreció ninguna caída del esfuerzo cortante dentro de los 250 ciclos ensayados.

Además, como ya se demostró en el apartado 5.2.2 del capítulo anterior, en este tipo de

mezclas tampoco son esperables descensos del esfuerzo cortante si se aplica una mayor

energía de compactación.

Si se analizan las curvas de la evolución de la energía aplicada, calculada con la

ecuación 4.13, en función del porcentaje de huecos alcanzado para las dos mezclas de

referencia. (Figura 6.3), se observa como el comportamiento de ambas es muy dispar.

Para alcanzar el 5% de huecos se precisaron 25 ciclos con los áridos rodados, mientras

que fueron necesarios 152 giros con los áridos de machaqueo.

Figura 6.3 Energía de compactación en función del porcentaje de huecos (4,9% B-60/70).

Al existir una gran diferencia en los valores del esfuerzo cortante y de la energía de

compactación en función del tipo de árido empleado se decidió realizar un estudio para

determinar la influencia que tiene en este comportamiento la fracción y el porcentaje de

árido reemplazado, empleando para ello las granulometrías recogidas en la Tabla 6.1.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0,02,55,07,510,012,515,017,520,022,525,0

En

erg

ia A

cum

ula

da

(kJ/

kg)

% Huecos mezcla

MRef1 MRefA

25 Ciclos 152 Ciclos



A título de ejemplo, se representan las curvas cortante-ciclos para las dos fracciones

extremas reemplazadas en función del porcentaje sustituido (del 5% al 20%) de arena de

río (2/0), Figura 6.4, y cantos rodados (16/11,2), Figura 6.5.

Figura 6.4 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos porcentajes de arena de río (2/0).

Figura 6.5 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos porcentajes de cantos 16/11,2.

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

275

300

325

350

375

400

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

S (K

N/m

m2)

Nº Ciclos (N)

MRef1 MRefA 5% Arena 7,5% Arena 10% Arena12,5% Arena 15% arena 17,5 Arena 20% arena

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

275

300

325

350

375

400

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

S (K

N/m

m2)

Nº Ciclos (N)

MRef1 MRefA 5% 16/11,2 7,5% 16/11,2 10%16/11,212,5% 16/11,2 15% 16/11,2 17,5% 16/11,2 20% 16/11,2



Analizando las figuras anteriores se puede destacar que las dos mezclas de referencia

(MRef1 y MRefA) presentaron, a partir de un determinado ciclo, un valor del esfuerzo

cortante prácticamente constante. Sin embargo, al sustituir porcentajes de cantos

comprendidos entre el 5 y el 20%, el valor del esfuerzo cortante alcanzó un valor

máximo a partir del cual disminuyó progresivamente, al menos en el rango de ciclos

aplicado (N=250). La caída que sufre el esfuerzo cortante resultó ser más pronunciada

cuanto menor era el tamaño de la fracción reemplazada por cantos y mayor el porcentaje

de árido rodado introducido en la mezcla.

Para analizar mejor la caída sufrida por el esfuerzo cortante en función del tamaño de la

fracción reemplazada se representó, para un porcentaje fijo de cantos rodados, la

evolución del cortante con el número de ciclos en función de la fracción reemplazada.

En la Figura 6.6 se recogen tres curvas de compactación correspondientes a mezclas en

las que se sustituyeron las distintas fracciones por un 10%, 12,5% y un 15% de cantos

respectivamente.

Se observa como, por ejemplo, para un 10% de árido rodado el valor final del esfuerzo

cortante (N=250) oscilaba entre un 90% del cortante máximo (Smax), cuando la fracción

reemplazada es la 16/11,2, y un 67% Smax en el caso de la arena de río. En cambio, al

sustituir un 15% de árido rodado, el valor final del esfuerzo cortante el rango variaba

entre 83% Smax para la fracción de mayor tamaño y de un 33% Smax para la fracción 2/0.



Figura 6.6 Evolución del esfuerzo cortante en función de la fracción reemplazada por cantos y del porcentaje de la misma.

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

275

300

325

350

375

400

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

S (K

N/m

m2)

Nº Ciclos (N)

MRef1 MRefA 10% Arena 10% 4/2 10% 8/4 10% 11,2/8 10% 16/11,2

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

275

300

325

350

375

400

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250

S (K

N/m

m2)

Nº Ciclos (N)

MRef1 MRefA 12,5% Arena 12,5% 4/2 12,5% 8/4 12,5% 11,2/8 12,5% 16/11,2

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

250

275

300

325

350

375

400

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260

S (K

N/m

m2)

Nº Ciclos (N)

MRefA MRef1 15% Arena 15% 4/2 15% 8/4 15% 11,2/8 15% 16/11,2



Aunque las gráficas correspondientes a la evolución del cortante permiten realizar un

análisis del comportamiento de las mezclas, se puede obtener una mayor información si

se emplean los índices volumétricos y energéticos definidos en los capítulos 4 y 5.

Para la determinación de los índices volumétricos, MSI y MRI, se emplearon los ajustes

semilogarítmicos de las curvas % huecos en mezcla-ciclos. Los índices energéticos,

EMSI y EMRI, se calcularon a partir de los datos del esfuerzo cortante. Como era de

esperar, con todas las fracciones estudiadas, al aumentar el porcentaje de cantos se

facilitaba la compactación de las mezclas.

En la Figura 6.7 se representan las curvas %huecos-ciclos correspondientes a las

mezclas fabricadas con distintos porcentajes de arena (2/0), así como los ajustes

asociados a estas curvas. Se observa como al aumentar el contenido de cantos rodados

el porcentaje de huecos disminuye más rápidamente con los ciclos aplicados. Este

comportamiento se repite con todas las fracciones analizadas.

Figura 6.7 Evolución del porcentaje de huecos con los ciclos aplicados para mezclas fabricadas con distintos porcentajes de arena de río (2/0).

vMRef1 = -3,64ln(N) + 23,97R² = 0,998

vMRefA = -2,71ln·(N) + 14,68R² = 0,986

vM12,5% = -3,40ln(N) + 21,60R² = 0,993

vM5% = -3,50ln(N) + 22,50R² = 0,990

vM7,5% = -3,43ln(N) + 22,00R² = 0,994

vM10% = -3,42ln(N) + 21,80R² = 0,986

vM15% = -3,39ln(N) + 19,90R² = 0,981 vM20% = -3,37ln(N) + 19,31

R² = 0,981vM17,5% = -3,40ln(N) + 19,70

R² = 0,980

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

% H

uec

os

Mez

cla

(v)

Nº Ciclos (N)

MRef1 MRefA 5% Arena rio 7,5% Arena rio 10% Arena rio 12,5% Arena rio 15% Arena rio 17,5%Arena rio 20% Arena rio



En la Tabla 6.2 se recogen los resultados de los índices volumétricos y energéticos de

las mezclas fabricadas con distintas fracciones de cantos rodados en porcentajes que

oscilaron entre el 5 y el 20%. También se incluyen los valores máximos y mínimos del

esfuerzo cortante que en todos los casos tiene lugar en el ciclo 250.

Tabla 6.2 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores).

Mezcla

% Cant

Ajuste semilogarítmico

%huecos-ciclos Índices

volumétricos Cortante (S (kN/mm2))

Índices energéticos (kJ/kg)

Ecuación R2 MSI MRI Máx NSmáx Mín.

(Nmín=250) EMSI EMRI

MRef1 0 v = -3,64·ln(N) + 23,97 0,998 663 699 395 100 381 1,366 3,550

MRef A 93 v = -2,71·ln(N) + 14,68 0,986 24 204 326 25 39 0,094 0,587

M- 2/0

5 v = -3,50·ln(N) + 22,50 0,990 446 597 395 64 288 1,110 2,852

7,5 v = -3,43·ln(N) + 22,00 0,994 401 587 374 64 259 1,090 2,797

10 v = -3,42·ln(N) + 21,80 0,986 372 564 360 50 244 0,891 2,686

12,5 v = -3,40·ln(N) + 21,60 0,993 351 552 350 50 205 0,808 2,626

15 v = -3,39·ln(N) +19,90 0,981 158 340 350 50 117 0,569 1,619

17,5 v = -3,40·ln(N) + 19,70 0,980 140 316 349 40 156 0,481 1,502

20 v = -3,37·ln(N) + 19,31 0,981 120 295 330 32 114 0,396 1,401

M-4/2

5 v = -3,56·ln(N) + 23,01 0,993 502 611 392 80 329 1,161 2,955

7,5 v = -3,55·ln(N) + 22,81 0,996 468 593 380 80 311 1,110 2,843

10 v = -3,53·ln(N) + 22,54 0,991 432 571 359 64 277 0,997 2,736

12,5 v = -3,46·ln(N) + 22,04 0,986 388 562 344 64 260 0,910 2,682

15 v = -3,46·ln(N) + 20,99 0,990 239 415 345 64 233 0,736 1,980

17,5 v = -3,45·ln(N) + 20,44 0,983 187 360 325 50 195 0,565 1,717

20 v = -3,44·ln(N) + 19,96 0,982 150 319 310 50 183 0,469 1,518

M-8/4

5 v = -3,58·ln(N) + 23,13 0,993 514 612 396 80 349 1,195 3,187

7,5 v = -3,57·ln(N) + 22,96 0,993 486 599 376 80 335 1,172 3,093

10 v = -3,56·ln(N) + 22,88 0,985 477 596 369 64 290 1,116 3,077

12,5 v = -3,55·ln(N) + 22,50 0,993 411 545 365 64 277 1,050 2,814

15 v = -3,55·ln(N) + 21,99 0,997 327 472 355 64 250 0,883 2,437

17,5 v = -3,54·ln(N) + 21,77 0,987 301 452 339 64 215 0,796 2,329

20 v = -3,54·ln(N) + 21,14 0,986 225 378 342 50 200 0,641 1,95

M-11,2/8

5 v = -3,60·ln(N) + 23,40 0,995 558 617 385 100 355 1,260 3,288

7,5 v = -3,59·ln(N) + 23,14 0,993 508 608 377 80 331 1,196 3,141

10 v = -3,58·ln(N) + 23,05 0,994 497 603 366 80 325 1,147 3,117

12,5 v = -3,57·ln(N) + 22,72 0,994 438 560 359 64 300 1,077 2,891

15 v = -3,59·ln(N) + 22,33 0,989 357 485 349 64 280 0,905 2,506

17,5 v = -3,57·ln(N) + 22,09 0,988 331 469 340 50 231 0,855 2,424

20 v = -3,56·ln(N) + 21,96 0,986 318 460 331 50 222 0,822 2,376

M-16/11,

2

5 v = -3,61·ln(N) + 23,57 0,990 590 660 382 128 364 1,287 3,417

7,5 v = -3,60·ln(N) + 23,25 0,993 523 615 378 100 350 1,226 3,182

10 v = -3,58·ln(N) + 23,09 0,996 505 610 369 100 336 1,163 3,152

12,5 v = -3,60·ln(N) + 22,95 0,989 460 566 365 80 320 1,097 2,928

15 v = -3,59·ln(N) + 22,53 0,988 390 513 361 80 300 0,955 2,65

17,5 v = -3,60·ln(N) + 22,38 0,986 359 483 359 80 276 0,899 2,499

20 v = -3,59·ln(N) + 22,20 0,981 337 468 359 64 254 0,869 2,417



Los resultados incluidos en Tabla 6.2 muestran claramente la sensibilidad de los índices

a la composición de las mezclas. A título de ejemplo, si se comparan las dos mezclas de

referencia el valor del índice EMSI de la mezcla MRef1 es de 1,366 kJ/kg, mientras en que

la mezcla MRefA, fabricada con cantos, su valor se reduce a 0,094 kJ/kg. Con las

combinaciones intermedias se produce una variación constante en función de la

composición, por lo que se puede indicar que los índices propuestos son capaces de

detectar pequeñas variaciones en la composición de las mezclas no obstante, esta

afirmación se ha verificado estadísticamente.

Para una mejor interpretación de los resultados recogidos en este apartado en la Figura

6.8 se ha representado el ahorro energético obtenido durante la compactación de las

mezclas fabricadas con distintos porcentajes de cantos, cuantificado con el índice EMSI

(Ahorro EMSI (%)), en comparación con la mezcla fabricada en su totalidad con árido de

machaqueo (MRef1). Analizando la figura queda claro como al disminuir el tamaño

medio de la fracción reemplazada y aumentar el porcentaje de cantos el ahorro

energético conseguido es mayor, llegando a ser de hasta el 71% en mezclas fabricadas

con un 20% de arena.

Figura 6.8 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía consumida por la mezcla MRef1.



La ecuación (6.1) es una de las que mejor se ajusta a la superficie representada en la

Figura 6.8, con un R2 corregido de 0,929 y un valor del estadístico F de 232,862.

)(·063,9·951,2356,8(%) TLnCAhorroE MSI (6.1)

Donde:

C es el porcentaje de cantos introducido en la mezcla;

T es el tamaño medio de la fracción reemplazada por cantos (mm).

En la Figura 6.9 se observa como a medida que aumenta el porcentaje de cantos las

diferencias de consumo energético entre mezclas fabricadas con fracciones de distinto

tamaño también son mayores. Por ejemplo, para conseguir un 20% de ahorro bastaría

introducir un 5% de arena de río sin embargo, haría falta para lograr el mismo objetivo

un 12,5% de la fracción 16/11,2.

Figura 6.9 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía consumida por la mezcla MRef1.

05

1015202530354045505560657075

5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0

% A

ho

rro

E-M

SI

% Cantos

M2/0 M4/2 M8/4 M11,2/8 M16/11,2



Para hacer un análisis más profundo del nivel de significación de las variables % de

cantos (C) y tamaño medio de la fracción sustituida (T), se realizó un ANOVA

univariante con dos factores. Para ello se empleó el Modelo Lineal General (MGL)

univariante, el cual realiza un análisis de regresión y uno de varianza para una variable

dependiente mediante uno o más factores o variables. Con este procedimiento es posible

contrastar la hipótesis nula de los efectos de una o más variables sobre las medias de

varios conjuntos agrupados con una única variable dependiente.

En primer lugar se comprobaron los supuestos de normalidad (prueba de Kolmogorov-

Smirnov), homocedasticidad (prueba de Levene) e independencia de las observaciones.

La variable MRI no cumplía el supuesto de normalidad, la distribución de sus datos era

asimétrica negativa, por lo se fue necesario realizar una transformación elevando sus

valores al cuadrado (Figura 6.10).

Figura 6.10 Escalera de transformaciones adaptada de Erickson y Nosanchuk (1977).

Analizando los resultados del MGL univariante (Anexo II) se comprobó que los efectos

individuales de los dos factores incluidos en el modelo, C y T, eran significativos (p-

valor<0,05) por lo tanto, los grupos formados por estas variables poseían valores de los

índices diferentes. Además, la interacción % cantos-tamaño medio también tenía un

efecto significativo. En todos los casos se cumplió que la variable independiente C era

la más significativa (valores más altos de F) y por lo tanto, la que influye en mayor

medida en el comportamiento energético de las mezclas.

Además se obtuvieron las correlaciones bivariadas (Tabla 6.3) con el objetivo de

determinar, a partir de las correlaciones de Pearson y el p-valor, cuáles eran la variables

que estaban linealmente relacionadas. Se verificó así que las cuatro variables



dependientes presentaban una relación lineal negativa con el porcentaje de cantos

(Coeficientes de Pearson negativos y próximos a -1 y p-valor <0,05) y positiva con el

tamaño medio de la fracción sustituida (Coeficientes de Pearson positivos y próximos a

1 y p-valor<0,05). Esto implica que las mezclas fabricadas con mayores porcentajes de

cantos y aquellas en las que la fracción sustituida es de menor tamaño son las que se

compactan más fácilmente, pero también las que ofrecen una menor resistencia a las

deformaciones plásticas.


T C MSI MRI2

MSI

Correlación de Pearson 0,343* -0,857* 1 0,979*

Sig. (bilateral) 0,003 0,000 0,000

N 72 72 72 72

MRI2

Correlación de Pearson 0,204 -0,904* 0,979* 1

Sig. (bilateral) 0,086 0,000 0,000

N 72 72 72 72

EMSI

Correlación de Pearson 0,346* -0,853* 0,984* 0,964*

Sig. (bilateral) 0,003 0,000 0,000 0,000

N 72 72 72 72

EMRI

Correlación de Pearson 0,368* -0,827* 0,989* 0,977*

Sig. (bilateral) 0,001 0,000 0,000 0,000

N 72 72 72 72

*La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral)

Con el estudio estadístico llevado a cabo ha sido posible confirmar que, para un tipo y

porcentaje fijo de ligante, los índices desarrollados son sensibles a la angulosidad del

árido empleado, y que la variable que más influye en la compactabilidad y la resistencia

a la post-compactación de las mezclas es el porcentaje de cantos introducido.



6.1.3 ESTUDIO DE LA RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES

PLÁSTICAS

Una vez comprobado que es posible reducir la energía de compactación al introducir

cantos rodados, y teniendo en cuenta la experiencia propia así como las referencias

bibliográficas encontradas, que indican que el empleo de este tipo de árido puede dar

lugar a la aparición de deformaciones plásticas, se decidió comprobar el

comportamiento que presentaban estas mezclas mediante el ensayo de rodadura

recogido en la UNE-EN 12697-22 (2006).

Se fabricaron dos probetas de dimensiones 410x260x60 mm3 por cada mezcla

estudiada. La compactación de las probetas de pista se llevó a cabo con la compactadora

de segmento, empleándose una secuencia de control de la altura es decir, se realizaron el

número de pasadas necesario para alcanzar la altura requerida (60 mm) para lograr la

densidad de referencia, que es la correspondiente al 98% de la densidad Marshall.

Se comenzó verificando que la mezcla de referencia fabricada en su totalidad árido de

machaqueo, MRef1, cumplía con las especificaciones relativas a capa base e intermedia.

Por el contrario, como era de esperar, la mezcla con un 93% de cantos en su

composición, MRefA, presentaba una pendiente de deformación muy elevada (Figura

6.11). Por ello se decidió ensayar únicamente las mezclas con porcentajes bajos de árido

rodado, 5 y 10%.



(a) (b)

Figura 6.11 Deformación (mm) en función del nº de ciclos para las mezclas de referencia: (a) MRef1 y (b) MRefA.

En la Tabla 6.4 se recogen los resultados correspondientes al ensayo de pista, y de los

índices de post-compactación, MRI y EMRI, obtenidos a partir de los datos

proporcionados por la máquina giratoria.

Tabla 6.4 Pendiente de deformación (mm/1000ciclos) en función del tipo de mezcla.

Mezcla % Cantos (del

peso total)

Pendiente de deformación

(mm/1000ciclos)

Índices Post-compactación

MRI EMRI (kJ/kg)

MRef1 0% 0,096 699 3,549

M-16/11,2 5% 0,100 660 3,417

10% 0,144 610 3,152

M-11,2/8 5% 0,129 617 3,288

10% 0,174 603 3,117

M-8/4 5% 0,146 612 3,187

10% 0,191 596 3,077

M-4/2 5% 0,167 611 2,955

10% 0,205 571 2,736

M-2/0 5% 0,166 597 2,852

10% 0,213 564 2,686

MRefA 93% 0,450 204 0,587



Las únicas mezclas que cumplían con las especificaciones relativas a capa base e

intermedia fueron la de referencia, MRef1, y la fabricada con un 5% de cantos rodados de

la fracción más gruesa (M-16/11,2). Como era de esperar las deformaciones

aumentaban con el contenido de cantos introducido. Este ensayo también mostró la

influencia de la fracción reemplazada y, al igual que en el ensayo de máquina giratoria,

puso de manifiesto que cuanto más pequeño era el tamaño de la fracción reemplazada

por cantos, mayores eran las deformaciones producidas.

Los resultados de esta primera parte del estudio han permitido determinar la influencia

que tienen los cantos rodados en la compactabilidad y en la resistencia a las

deformaciones plásticas. Sin embargo, las mezclas analizadas no cumplieron, salvo

excepciones, con las especificaciones relativas al ensayo de pista de la normativa

española por lo que no pueden ser empleadas, al menos con las dosificaciones

analizadas, en la construcción de las capas base, intermedia o rodadura, ya que

prácticamente todos los valores se encontraban por encima del 0,10 mm/1000 ciclos.

Esto es debido a que en esta fase inicial del trabajo se llevó a cabo con un ligante B-

60/70 cuya rigidez no es suficiente para compensar la pérdida de resistencia a las

deformaciones que supone la introducción de árido rodado.

Por estos motivos, se decidió ampliar el estudio empleando ligantes más duros, tal y

como se describe en el siguiente apartado.



6.2 INFLUENCIA DEL TAMAÑO DE LA FRACCIÓN REEMPLAZADA POR

CANTOS Y DEL LIGANTE EN EL CONSUMO ENERGÉTICO Y EL

COMPORTAMIENTO MECÁNICO DE MEZCLAS DE ALTO MÓDULO

Como se comprobó en la fase anterior la presencia de cantos rodados supone la

aparición de deformaciones plásticas cuando se emplea un ligante B-60/70. Por ello, se

decidió completar el estudio analizando mezclas más rígidas con objeto de minimizar

este problema. Con este fin, se seleccionaron dos ligantes de menor penetración, un B-

13/22 y un B-40/50. Para estos ligantes se analizó la influencia de la dotación del

ligante y de la fracción reemplazada por cantos rodados.

Para reducir el número de variables independientes y no tener que realizar un número de

ensayos muy elevado se decidió fijar el porcentaje de cantos reemplazado. Para ello, se

realizaron unos ensayos de pista de puesta a punto tras los cuales se concluyó que

porcentajes altos de cantos rodados daban lugar a deformaciones plásticas, por lo que se

fijo el contenido introducido en un 10%.

En la siguiente tabla se recogen las composiciones de las mezclas de referencia,

fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo (MRef1-MRef3) y con un 93% de

cantos rodados (MRefA-MRefC), así como las mezclas fabricadas con un 10% de árido

rodado (M1-M15).



Tabla 6.5 Nomenclatura mezclas en función del tamaño de la fracción reemplazada por cantos rodados y el tipo de ligante.

Mezcla

Áridos Cantos rodados

Betún APERTURA TAMIZ (mm)

22/16 16/11,2 11,2/8 8/4 4/2 2/0 % Tipo

MRef1 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza 0 60/70



MRefA Cantos Cantos Cantos Cantos Cantos Arena 93 60/70

MRefB Cantos Cantos Cantos Cantos Cantos Arena 93 13/22

MRefC Cantos Cantos Cantos Cantos Cantos Arena 93 40/50

M1 Ofita Cantos Ofita Ofita Ofita Caliza 10 60/70



M4 Ofita Ofita Cantos Ofita Ofita Caliza 10 60/70



M7 Ofita Ofita Ofita Cantos Ofita Caliza 10 60/70



M10 Ofita Ofita Ofita Ofita Cantos Caliza 10 60/70



M13 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza + Arena río

10 60/70

M14 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza +

Arena río 10 13/22

M15 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza + Arena río

10 40/50



6.2.1 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA

FABRICACIÓN

En el capítulo 4 se recogió el procedimiento desarrollado para la medida del consumo

energético durante el proceso de envuelta con una amasadora mecánica. Como ya se ha

indicado, con este procedimiento no es posible medir directamente la energía necesaria

para el amasado de las mezclas, pero sí permite realizar estudios comparativos para

determinar qué tipo de mezclas precisan una menor energía.

A modo de ejemplo, en la Figura 6.12 se representan los consumos energéticos (W·h)

de una amasada en blanco de árido ofítico (blanco ofita) de una mezcla fabricada en su

totalidad con árido de machaqueo (M13/22), y de las mezclas fabricadas con un 93%

(C13/22) y un 10% (M2) de cantos rodados. Todas ellas se han fabricado con un 4,9% s/m

de ligante B-13/22. En todos los casos se ha registrado la energía consumida durante el

proceso amasado de 3600 gr de mezcla durante un periodo de 180 s.

Figura 6.12 Energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un ligante B-13/22 (4,9% s/m).

0,00,51,01,52,02,53,03,54,04,55,05,56,06,57,07,58,08,5

0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180

E (W

.h)

t(s)

Blanco Of ita M13/22 M2 (10% cantos 16/11,2) C13/22



Aunque en la Figura 6.12 se aprecian distintas pendientes de las curvas de consumo en

función del tipo de mezcla considerado, se puede realizar un mejor estudio si se

representa la variación de energía de una mezcla con respecto una de referencia

(Ecuación 4.5).

REFERENCIAMEZCLA E - E E

(4.5)

Si ∆E es negativo, como ocurre en el caso de las mezclas fabricadas en su totalidad con

árido rodado (C13/22), quiere decir que el consumo energético durante su envuelta es

inferior al consumo de la amasada en blanco de los áridos de machaqueo (Blanco Ofita),

Figura 6.13.

Figura 6.13 Variación de la energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un ligante B-13/22 (4,9% s/m).

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180

∆E

(W·h

)

t(s)

Blanco Of ita M13/22 M2 (10% cantos 16/11,2) C13/22



El segundo parámetro empleado en este estudio, definido ya en el capítulo 4 (Ecuación

4.6), corresponde a la pendiente de la recta ∆E-tiempo (θFab). Como EREFERENCIA se ha

tomado, en todos los casos, la amasada en blanco de los áridos de machaqueo.

masaFab

envuelta

MACHAQUEO DE ARIDOSMEZCLA

t

E -E

(4.6)

Valores de la pendiente negativos (θFab<0) significan menor consumo energético que la

mezcla tomada como referencia correspondiente a la amasada en blanco de los áridos de

machaqueo.

En la Tabla 6.6 se recoge la variación del consumo energético ∆E y las pendientes θFab,

obtenidas con las mezclas fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo y con

árido rodado.

Tabla 6.6 Variación energía y pendiente de fabricación en función del tipo y contenido de ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de machaqueo).

Mezcla %

cantos

Fracción

reemplaz.

Tipo

betún

% Ligante (s/m)

4,60% 4,90% 5,20% 5,60%

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

M60/70 0 - B-60/70 0,66 3,67 0,61 3,39 0,55 3,06 0,53 2,94

M40/50 0 - B-40/50 0,69 3,83 0,64 3,56 0,58 3,22 0,56 3,11

M13/22 0 - B-13/22 0,72 4,00 0,69 3,83 0,63 3,50 0,6 3,33

C60/70 93 Todas B-60/70 -0,41 -2,28 -0,42 -2,33 -0,43 -2,39 -0,45 -2,50

C40/50 93 Todas B-40/50 -0,36 -2,00 -0,36 -2,00 -0,41 -2,28 -0,43 -2,39

C13/22 93 Todas B-13/22 -0,34 -1,89 -0,36 -2,00 -0,39 -2,17 -0,41 -2,28



Analizando los resultados recogidos en Tabla 6.6 se puede concluir que:

Ligantes más blandos y altos porcentajes facilitan el proceso de amasado.

Cuando se emplean un 93% de cantos rodados se obtienen pendientes negativas,

lo que indica que se produce una disminución de la energía consumida respecto

a la amasada en blanco de áridos de machaqueo.

Para estudiar el efecto del tamaño de la fracción de árido de machaqueo sustituida por

cantos rodados en la energía de envuelta el porcentaje de cantos rodados introducido fue

del 10%.

Tomando como referencia una amasada en blanco de los áridos de machaqueo en la

siguiente figura se observa que las mezclas que precisan una menor energía durante el

proceso de envuelta son aquellas en las que se ha reemplazado la fracción más fina

(arena 2/0). Además, como era de esperar, el empleo de ligantes de mayor penetración

también favorece el proceso de envuelta.

Figura 6.14 Pendiente de fabricación mezclas fabricadas con un porcentaje fijo de cantos rodados.

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6

0% Cantos 93% Cantos 10% Cantos 16/11,2

10% Cantos 11,2/8

10% Cantos 8/4 10% Cantos 4/2 10% Arena río (2/0)

∆E

(W

·h)

B-60/70 B-40/50 B-13/22



En la Figura 6.15 se ha representado la diferencia de energía calculada con respecto a

una mezcla M13/22, fabricada en su totalidad con árido de machaqueo y un 4,9% s/m de

ligante B-13/55 (representado con una línea roja discontinua en la Figura 6.14). La

selección de esta mezcla como mezcla de referencia se debe a que esta parte del estudio

se ha centrado en la fabricación de mezclas de alto módulo. Analizando los resultados

se observa el mismo comportamiento que en la figura anterior, verificando que la

introducción de cantos rodados favorece el proceso de amasado.

Figura 6.15 Diferencia de consumo energético respecto a la mezcla M13/22 fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m).

En la Tabla 6.7 se recogen, además de los datos correspondientes a la variación de la

energía ya representados en las figuras anteriores, los resultados de la pendiente de

fabricación de las mezclas con un 10% de cantos rodados y distintas penetraciones y

contenidos de ligante.

-1,2

-1,1

-1,0

-0,9

-0,8

-0,7

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

0,1

4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6

0% Cantos 93% Cantos 10% Cantos 16/11,2

10% Cantos 11,2/8

10% Cantos 8/4 10% Cantos 4/2 10% Arena río (2/0)

∆E

(W·h

)

B-60/70 B-40/50 B-13/22



Tabla 6.7 Variación de la energía y de la pendiente de fabricación en función del tipo y contenido de ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de machaqueo).

Mez %

cant

Fracción

reemplaz

Tipo

betún

% Ligante (s/m)

4,60% 4,90% 5,20% 5,60%

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

ΔE

(W.h)

θFab

(W/kg)

M1 10 16/11,2 B-60/70 0,22 1,22 0,19 1,06 0,15 0,83 0,13 0,72

M2 10 16/11,2 B-13/22 0,27 1,50 0,22 1,22 0,19 1,06 0,17 0,94

M3 10 16/11,2 B-40/50 0,16 0,89 0,17 0,94 0,16 0,89 0,14 0,78

M4 10 11,2/8 B-60/70 0,18 1,00 0,16 0,89 0,14 0,78 0,10 0,56

M5 10 11,2/8 B-13/22 0,24 1,33 0,21 1,17 0,20 1,11 0,16 0,89

M6 10 11,2/8 B-40/50 0,22 1,22 0,18 1,00 0,16 0,89 0,14 0,78

M7 10 8/4 B-60/70 0,11 0,61 0,09 0,50 0,06 0,33 0,04 0,22

M8 10 8/4 B-13/22 0,17 0,94 0,14 0,78 0,12 0,67 0,10 0,56

M9 10 8/4 B-40/50 0,12 0,67 0,1 0,56 0,09 0,50 0,08 0,44

M10 10 4/2 B-60/70 0,1 0,56 0,05 0,28 -0,01 -0,06 -0,06 -0,33

M11 10 4/2 B-13/22 0,15 0,83 0,11 0,61 0,10 0,56 0,05 0,28

M12 10 4/2 B-40/50 0,11 0,61 0,09 0,50 0,06 0,33 0,03 0,17

M13 10 Arena

(2/0) B-60/70 0,05 0,28 -0,08 -0,44 -0,10 -0,56 -0,14 -0,78

M14 10 Arena

(2/0) B-13/22 0,10 0,56 0,05 0,28 -0,06 -0,33 -0,10 -0,56

M15 10 Arena

(2/0) B-40/50 0,03 0,17 -0,03 -0,17 -0,10 -0,56 -0,12 -0,67

Para una mejor interpretación global de los resultados recogidos en la tabla anterior, en

la Figura 6.16 se representa la superficie resultante de la pendiente de fabricación para

un contenido fijo de ligante (4,9% s/m) en función del tamaño medio de la fracción

sustituida y de la penetración media del ligante.



Se aprecia como al disminuir el tamaño medio de la fracción sustituida por cantos y

aumentar la penetración del ligante disminuye la pendiente de fabricación lo que

implica que, bajo estas condiciones, se facilita el proceso de envuelta.

Figura 6.16 Influencia del tamaño medio de la fracción sustituida y de la penetración media del ligante en la pendiente de fabricación.

Una de las ecuaciones que mejor se ajustan a la superficie anterior con un R2 corregido

de 0,892 y un valor del estadístico F de 64,971, viene dada por la siguiente expresión:

PTLnFab ·0074,0)(·4173,03006,0 (6.2)

Donde:

T es el tamaño medio de la fracción reemplazada por cantos (mm);

P es la penetración media del ligante (dmm).



6.2.2 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON

CANTOS RODADOS

En este apartado se recoge un estudio, complementario al llevado a cabo en la fase

previa con un betún B-60/70, de la compactabilidad de las mezclas bituminosas que

incorporan cantos rodados. Para ello, se ha analizado la influencia que tiene la

penetración de los ligantes B-40/50 y B-13/22 y sus porcentajes en la facilidad de

compactación de las mezclas fabricadas con un 10% de cantos rodados.

La compactabilidad se determinó a partir del índice volumétrico MSI y el energético

EMSI. También se calcularon los índices de post-compactación, MRI y EMRI, para

posteriormente verificar, como ya se hizo en el capítulo 5, si existían correlaciones con

los resultados del ensayo de pista con objeto de establecer si es estadísticamente posible

la estimación de la resistencia a las deformaciones plásticas de las mezclas fabricadas

con un 10% de cantos a partir de los índices obtenidos con la compactadora giratoria.

En la Tabla 6.8 se recogen los resultados de los índices volumétricos y energéticos de

las mezclas fabricadas con un 10% de cantos rodados, así como los obtenidos para las

de referencia. Analizando los índices de compactabilidad se observa el mismo

comportamiento que en la fase anterior es decir, a medida que se reduce el tamaño

medio de la fracción sustituida y se emplean mayores dotaciones de los ligantes más

blandos el valor de los índices decrece, esto implica que las mezclas son más fáciles de

compactar.



Tabla 6.8 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores).

Mezcla Áridos Ligante Índices volumétricos Índices energéticos

Fracción % Cantos Penetración % s/m MSI MRI EMSI EMRI

MRef1

-

0% B-60/70 4,6 690 729 1,428 3,678 4,9 663 699 1,366 3,550 5,2 608 630 1,208 3,312

MRef2 0% B-13/22 4,6 749 777 1,571 3,967 4,9 702 733 1,472 3,875 5,2 670 718 1,329 3,522

MRef3 0% B-40/50 4,6 723 739 1,476 3,814 4,9 699 724 1,387 3,644 5,2 643 625 1,320 3,307

M1

16/11,2

10% B-60/70 4,6 595 626 1,350 3,398 4,9 505 610 1,163 3,152 5,2 496 601 1,104 2,987

M2 10% B-13/22 4,6 690 725 1,495 3,765 4,9 642 684 1,400 3,502 5,2 601 628 1,278 3,233

M3 10% B-40/50 4,6 639 626 1,401 3,342 4,9 608 621 1,336 3,233 5,2 587 615 1,225 3,112

M4

11,2/8

10% B-60/70 4,6 544 618 1,306 3,209 4,9 497 603 1,147 3,117 5,2 466 570 1,083 2,824

M5 10% B-13/22 4,6 671 687 1,450 3,709 4,9 626 665 1,335 3,435 5,2 587 622 1,217 3,108

M6 10% B-40/50 4,6 613 620 1,320 3,314 4,9 601 610 1,309 3,201 5,2 576 592 1,199 3,061

M7

8/4

10% B-60/70 4,6 529 606 1,278 3,146 4,9 477 596 1,116 3,077 5,2 458 555 1,060 2,661

M8 10% B-13/22 4,6 628 667 1,407 3,469 4,9 616 640 1,311 3,371 5,2 574 610 1,187 3,128

M9 10% B-40/50 4,6 614 615 1,311 3,294 4,9 599 606 1,298 3,104 5,2 558 579 1,170 2,806

M10

4/2

10% B-60/70 4,6 511 592,5 1,244 2,994 4,9 432 571 0,997 2,736 5,2 411 522 0,953 2,596

M11 10% B-13/22 4,6 635 646 1,383 3,380 4,9 601 634 1,308 3,296 5,2 554 574 1,144 3,035

M12 10% B-40/50 4,6 603 610 1,278 3,203 4,9 580 588 1,232 3,003 5,2 544 548 1,127 2,662

M13

2/0

10% B-60/70 4,6 443 603 1,114 2,924 4,9 372 564 0,891 2,686 5,2 358 548 0,830 2,522

M14 10% B-13/22 4,6 589 650 1,303 3,390 4,9 550 638 1,201 3,306 5,2 524 589 1,108 2,920

M15 10% B-40/50 4,6 561 607 1,207 3,191 4,9 531 583 1,162 3,002 5,2 509 548 1,071 2,606



Se calcularon además los ahorros energéticos conseguidos en las mezclas con cantos en

relación con la mezcla de referencia MRef2 fabricada con el contenido óptimo de ligante

(4,9% s/m). La selección de esta mezcla fue debida a que se pretendía cuantificar el

porcentaje de ahorro logrado con respecto a una mezcla de alto módulo convencional.

El mayor ahorro energético, del orden del 95%, se consiguió con la mezcla fabricada

con el 93% de cantos rodados y un 5,2% de B-60/70. Si se analizan únicamente las

mezclas en las que se ha reemplazado el 10% de cantos, se observa que se pueden llegar

a conseguir ahorros de hasta el 47% en el caso de una mezcla fabricada con una arena

de río, y un betún 5,2% de B-60/70.

En la Figura 6.17 se representa el ahorro energético conseguido, con el óptimo de

ligante (4,9% s/m), en las mezclas fabricadas con un 10% de cantos rodados en función

del tamaño medio de la fracción reemplazada y de la penetración media del ligante. De

nuevo se comprueba que el empleo de ligantes más blandos y fracciones más finas de

áridos de machaqueo reducen el consumo energético durante el proceso de

compactación.

Figura 6.17 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2) fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m).



La ecuación (6.3) permite predecir el ahorro energético en función de las variables

independientes penetración del ligante y tamaño de la fracción sustituida. Este modelo

tiene un R2 ajustado de 0,941 y un valor del estadístico F de 122,469.

)(·565,5·478,6193,18(%) 35 TLnPEAhorroE MSI (6.3)

Donde:

P es la penetración media del ligante (dmm);

T es el tamaño medio de la fracción reemplazada por cantos (mm).

Si se analizan por separado las mezclas fabricadas con distintos contenidos del ligante

B-13/22, Figura 6.18, se observa que, desde el punto de vista de ahorro energético de

compactación, sería conveniente reemplazar las fracciones más finas y emplear mayores

dotaciones de ligante. Para el contenido óptimo de ligante (4,9% s/m), los ahorros

oscilaron entre el 5%, cuando la fracción reemplazada fue la 16/11,2, hasta el 18% al

emplear arena de río.

Figura 6.18 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2) fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m).

-2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2

10% 16/11,2 10% 11,2/8 10% 8/4 10% 4/2 10% Arena rio

Ah

orr

o E

-MS

I (k

J/kg

)

B-13/22



6.2.3 ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO MECÁNICO

El diseño de mezclas que permitan reducir la energía de fabricación y puesta en obra no

tiene sentido si éstas no son aptas para poder ser utilizadas en la construcción de

carreteras. Por ello, se han completado los ensayos realizados con la máquina giratoria

con los recogidos en la normativa española de sensibilidad al agua y resistencia a las

deformaciones plásticas mediante el ensayo de rodadura.

Además, se han determinado los valores del módulo resiliente y las leyes de fatiga.

6.2.3.1 Estudio de la sensibilidad al agua

Para comprobar la adhesividad árido-ligante de las mezclas con un 10% de cantos (M1-

M15) y de las de referencia fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo (MRef1-

MRef3, MRefA-MRefB) se empleó únicamente el contenido óptimo de ligante 4,9% s/m. Tal

como indica la normativa, las mezclas se compactaron aplicando una energía de 50

golpes Marshall por cara.

En la Tabla 6.9 se recogen los resultados de las distintas mezclas estudiadas relativos al

ensayo de sensibilidad al agua mediante la determinación de la resistencia a tracción

indirecta. La resistencia conservada para una mezcla tipo AC22MAM, según el artículo

542 del PG-3, debe presentar un valor mínimo del 80%, en capa base o intermedia.

Todas las mezclas analizadas cumplieron con esta especificación excepto en dos casos

en los que el valor únicamente alcanzó el 79%. La resistencia conservada se mantuvo

prácticamente constante para todas las mezclas estudiadas, oscilando entre el 79% y el

85%, resultando siempre ligeramente superior al emplear un ligante B-13/22.



Tabla 6.9 Razón de resistencia a la tracción indirecta de las distintas mezclas fabricadas (media de dos series Anexo III).

Nº Mezcla

Fracción reemplazada

% cantos rodados

Tipo betún

ITSw (MPa)

ITSd (MPa)

ITSR (%)

Densidad % huecos

50 golpes

Áridos

50 golpe

s

MRef1

- 0

B-60/70 0,190 0,226 84

2,835

2,469 5,8

MRef2 B-13/22 0,270 0,315 86 2,453 6,4

MRef3 B-40/50 0,213 0,259 82 2,459 6,4

M1

16/11,2 10

B-60/70 0,162 0,201 81

2,809

2,469 5,2

M2 B-13/22 0,275 0,323 85 2,458 5,5

M3 B-40/50 0,261 0,310 84 2,463 5,3

M4

11,2/8 10

B-60/70 0,152 0,188 81

2,809

2,471 5,2

M5 B-13/22 0,256 0,308 83 2,464 5,6

M6 B-40/50 0,231 0,292 79 2,468 5,3

M7

8/4 10

B-60/70 0,153 0,191 80

2,809

2,473 5,0

M8 B-13/22 0,256 0,315 81 2,466 5,2

M9 B-40/50 0,228 0,287 79 2,469 5,1

M10

4/2 10

B-60/70 0,157 0,194 81

2,804

2,466 5,0

M11 B-13/22 0,235 0,278 84 2,459 5,3

M12 B-40/50 0,211 0,255 83 2,462 5,4

M13

0,5/0 10

B-60/70 0,147 0,184 80

2,834

2,485 4,9

M14 B-13/22 0,225 0,270 84 2,479 5,2

M15 B-40/50 0,209 0,260 81 2,481 5,2

MRefA 22/0,063 93

B-60/70 0,121 0,151 80 2,644

2,39 3,0

MRefB B-13/22 0,210 0,262 80 2,386 3,2

Aunque la facilidad de compactación ya se ha abordado con más profundidad con el

empleo de la máquina giratoria, es interesante analizar los huecos alcanzados en cada

una de las mezclas compactadas con la compactadora Marshall (50 impactos/cara).

Como era de esperar, los mayores porcentajes de huecos corresponden a las mezclas

fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo. En el otro extremo se encuentran las

mezclas con un 93% de cantos, en las que los huecos en mezcla obtenidos son inferiores

al 3,5%. También se observa la influencia del tipo de ligante empleado ya que en todos

los casos, para una granulometría fija, presentan más huecos las mezclas fabricadas con

un betún más duro. Con respecto al tamaño de la fracción reemplazada prácticamente no

tiene influencia en el nivel de compactación alcanzado.



Para establecer cuáles son las variables con mayor influencia en la resistencia a tracción

de las probetas secas (ITSd) y tras inmersión (ITSw), y en la resistencia conservada

(ITSR) se llevó a cabo un estudio con el programa estadístico SPSS. Para ello se

emplearon únicamente los resultados de las mezclas fabricadas con un 10% de cantos

rodados, utilizando dos réplicas de cada combinación (ver tabla Anexo III).

En primer lugar se obtuvieron las correlaciones bivariadas (Tabla 6.10) con el objetivo

de determinar, a partir de las correlaciones de Pearson y el p-valor, cuáles eran la

variables que están linealmente relacionadas.


ITSw ITSd ITSR

T (tamaño fracción)

Correlación de Pearson 0,300 0,284 0,245

Sig. (bilateral) 0,107 0,129 0,192

N 30 30 30

P (penetración media)

Correlación de Pearson -0,857* -0,839* -0,644*

Sig. (bilateral) 0,000 0,000 0,000

N 30 30 30


A partir de los resultados mostrados en la Tabla 6.10 se puede establecer que tanto la

resistencia conservada (ITSR) como las resistencias a tracción (ITSw y ITSd) presentan

una relación lineal negativa con la penetración media del ligante (Coeficientes de

Pearson negativos y próximos a -1 y p-valor<0,05). El tamaño medio de la fracción

sustituida por cantos rodados no está linealmente relacionada con ninguna de las

variables dependientes (coeficientes de Pearson próximos a 0 y p-valor >0,05).

Se utilizaron además correlaciones parciales para estimar la relación lineal existente

entre las variables dependientes y el tamaño medio de la fracción sustituida, ajustándola

a los efectos lineales que sobre la misma pueda presentar la penetración media (Tabla

6.11). En este caso se observa que la variable T sí presenta relación lineal positiva con

los índices ITSw e ITSd pero no con la resistencia conservada (ITSR).



Tabla 6.11 Correlaciones parciales de primer orden eliminando el influjo de la variable independiente P.

Variable de control: P ITSw ITSd ITSR

T

Correlación 0,582 0,521 0,320

Significación (bilateral) 0,001 0,004 0,090

gl 27 27 27

Para hacer un análisis más profundo del nivel de significación de las variables

independientes P y T se realizó un análisis de la varianza de un factor (ver tabla Anexo

III). Previamente se llevó a cabo una transformación de las variables dependientes con

el objetivo de cumplir con los supuestos de normalidad (prueba de Kolmogorov-

Smirnov), homocedasticidad (prueba de Levene) e independencia de las observaciones.

Analizando los resultados del ANOVA se verificó que únicamente la penetración del

ligante tiene una influencia significativa en la resistencia a tracción indirecta, con un

nivel de confianza del 95%. En la resistencia conservada influyen las dos variables

independientes, P y T. Al comparar los valores de la F de Fisher se puede concluir que

la penetración del ligante es más significativa que el tamaño medio de la fracción

sustituida.

A partir de los resultados de sensibilidad al agua se puede concluir que la introducción

de un 10% de cantos prácticamente no tiene influencia en la resistencia conservada de

las mezclas, cumpliendo las especificaciones recogidas en la normativa española para

capa de base o intermedia. El estudio estadístico también ha mostrado que la

penetración de ligante es más significativa que el tamaño medio de la fracción

sustituida.

6.2.3.2 Estudio de la resistencia a las deformaciones plásticas

En la fase previa se comprobó que con un ligante B-60/70 no era posible el

cumplimiento de las especificaciones relativas a las deformaciones plásticas cuando se

introducían pequeñas proporciones de cantos rodados (5% - 10%). Por ello se decidió

verificar, mediante el ensayo de pista, si al emplear los betunes B-40/50 y B-13/22 se



podía llegar a compensar la pérdida de resistencia a las deformaciones plásticas

ocasionada por los cantos rodados.

Inicialmente se analizaron las mezclas de referencia fabricadas con árido totalmente de

machaqueo, para la dotación óptima (4,9% s/m) con los betunes B-40/50 y B-13/22. Los

valores de la pendiente de deformación oscilaron entre 0,07 y 0,09 (Figura 6.19), por lo

que en todos los casos se cumplían con las especificaciones relativas a capa base e

intermedia.

Figura 6.19 Deformación (mm) en función del número de ciclos. AC22MAM (MRef2 B-13/22 4,9% s/m).

En el otro extremo, las mezclas fabricadas con un 93% de cantos no cumplían en ningún

caso con las especificaciones alcanzándose pendientes de deformación muy elevadas

(Figura 6.20).



Figura 6.20 Deformación (mm) en función del número de ciclos y foto de la probeta ensayada. AC 22MAM (MRefB; B-13/22 4,9% s/m).

Las mezclas fabricadas con un 10% de cantos y el betún B-40/50 no cumplían en

ningún caso con las especificaciones españolas relativas a resistencia a las

deformaciones plásticas, por ello únicamente se han incluido en esta parte del trabajo

los resultados de las mezclas fabricadas empleando el ligante B-13/22.

En la Tabla 6.12 se recogen los resultados obtenidos en el ensayo de pista de las

mezclas de referencia y de las fabricadas con un 10% de cantos. Se amplió el estudio

usando además una dotación de ligante inferior (4,6% s/m) para comprobar la influencia

del contenido del ligante en la resistencia a las deformaciones plásticas.



Tabla 6.12 Resultados ensayo de pista (medias dos probetas).

Mezcla Fracción sustituida

% Cantos % Betún (s/m) Pendiente de deformación

(mm/1000ciclos)

MRef2 - 0% 4,6 0,074

0% 4,9 0,089

M2 16/11,2 10% 4,6 0,089

10% 4,9 0,098

M5 11,2/8 10% 4,6 0,091

10% 4,9 0,099

M8 8/4 10% 4,6 0,095

10% 4,9 0,104

M11 4/2 10% 4,6 0,100

10% 4,9 0,110

M14 2/0 10% 4,6 0,099

10% 4,9 0,107

MRefB 22/0,063 93% 4,9 0,375

Las probetas fabricadas con un 10% de cantos rodados ensayadas presentan una

pendiente de deformación en el intervalo 0,09-0,11. Esto indica que cuando se emplea

un ligante B-13/22 la introducción de un 10% de cantos rodados provoca únicamente

una ligera disminución de la resistencia a las deformaciones plásticas en relación con las

mezclas fabricadas en su totalidad con áridos de machaqueo. Estos valores del ensayo

de pista permiten afirmar que, desde el punto de vista de deformaciones plásticas, las

mezclas con un 10% de cantos rodados se pueden emplear en obra.

En el capítulo 5 ya se comprobó que existía una relación entre los índices de post-

compactación y el comportamiento frente a las deformaciones plásticas. También se

encontró que para cada tipo de granulometría era posible fijar un valor mínimo de los

índices de post-compactación que garanticen el cumplimiento de las especificaciones

relativas al ensayo de pista.

Siguiendo con línea de investigación se amplió el estudio centrándose únicamente en

una granulometría de tipo AC22MAM. Se trató de analizar la influencia que algunas

variables como el tipo y dotación de ligante, porcentaje de árido rodado y fracción



reemplazada por cantos, tenían en su resistencia a las deformaciones plásticas. También

se comprobó si partiendo únicamente de los índices de post-compactación era posible

predecir el comportamiento frente a las deformaciones plásticas.

En la Tabla 6.13 se recogen los valores del ensayo de pista y de los índices de post-

compactación, obtenidos con los betunes B-60/70 y B-13/22, incluidos en este estudio.

Tabla 6.13 Resultados del ensayo de pista y de los índices de post-compactación (medias dos probetas).

Mezcla Tamaño medio

% Cantos Penetración

media % betún PISTA MRI EMRI

MRef1 0 0 65 4,6 0,090 729 3,678

0 0 65 4,9 0,096 699 3,550

M-16/11,2 13,6 5 65 4,9 0,100 660 3,417

13,6 10 65 4,9 0,144 610 3,152

M-11,2/8 9,6 5 65 4,9 0,129 617 3,288

9,6 10 65 4,9 0,174 603 3,117

M-8/4 6 5 65 4,9 0,146 612 3,187

6 10 65 4,9 0,188 596 3,077

M-4/2 3 5 65 4,9 0,167 611 2,955

3 10 65 4,9 0,205 571 2,736

M-2/0 1 5 65 4,9 0,166 597 2,852

1 10 65 4,9 0,213 564 2,686

MRef2 0 0 17,5 4,6 0,074 777 3,967

0 0 17,5 4,9 0,089 734 3,875

M2 13,6 10 17,5 4,6 0,089 725 3,765

13,6 10 17,5 4,9 0,098 686 3,502

M5 9,6 10 17,5 4,6 0,091 684 3,709

9,6 10 17,5 4,9 0,099 666 3,435

M8 6 10 17,5 4,6 0,095 667 3,469

6 10 17,5 4,9 0,104 640 3,371

M11 3 10 17,5 4,6 0,100 644 3,380

3 10 17,5 4,9 0,110 635 3,296

M14 1 10 17,5 4,6 0,099 650 3,390

1 10 17,5 4,9 0,107 638 3,307

Una vez comprobados los supuestos de normalidad (Anexo III), homocedasticidad e

independencia de las observaciones, se analizaron los datos mediante el método de

regresión paso a paso (MRS). Para la obtención de los modelos se seleccionaron como



variables predictoras los índices de post-compactación, MRI, EMRI, el porcentaje de

Cantos (C), el tamaño medio de la fracción sustituida (T), la penetración media del

ligante (P) y por último, el porcentaje de betún (B). Previamente se comprobó, mediante

la obtención de las correlaciones bivariadas, si las variables estaban relacionadas

linealmente. Analizando los resultados de las correlaciones bivariadas (Tabla 6.14) se

puede concluir que tanto los índices de post-compactación como el tamaño medio de la

fracción sustituida tienen una relación lineal negativa con la pendiente de deformación.

Por el contrario, en el caso de las variables independientes % de cantos y tipo y dotación

de ligante esta relación es positiva. Es decir, con mayores porcentajes de cantos de las

fracciones más finas, y mayores contenidos del ligante más blando aumentan las

deformaciones plásticas.


MRI EMRI T C P B

PISTA


-0,860* -0,915* -0,072 0,278 0,693* 0,525*

Sig. (bilateral) 0,000 0,000 0,739 0,189 0,000 0,008

N 24 24 24 24 24 24


Para la determinación del primer modelo de regresión se introdujeron las variables

independientes T, C, P, B y MRI. El método MRS determinó que la variable más

significativa era el índice de post-compactación MRI, seguida por la penetración media

del ligante, por lo que los dos modelos más significativos estadísticamente,

determinados por el MRS, incluyen únicamente estas dos variables (Tabla 6.15).

Tabla 6.15 Resumen del análisis MRS del la pendiente de deformación.


residuos

Mod. Variables

predictoras R2

R2

correg.

Error típ. de la


Z de K-S

Sig.

1 MRI 0,739 0,727 0,0214 62,290 0,000 0,895 0,709 0,696

2 MRI, P 0,818 0,801 0,0183 47,284 0,000



Teniendo en cuenta el valor de la F de Fisher resulta más significativo el primero de los

modelos a partir del cual se puede predecir el valor de la pendiente de deformación

únicamente en función del índice volumétrico MRI.

Se obtuvieron además las estimaciones curvilíneas de la pendiente de deformación

(PISTA) a partir del índice MRI. De entre los modelos obtenidos por el procedimiento

de estimaciones curvilíneas (Anexo III), el cuadrático (Figura 6.21) es el que mejor se

ajusta (R2 corregida=00,922, F=0124,778). La ecuación que describe este modelo es:

26-3 ·2306,5·7,5965E2,8371 MRIMRIPISTA (6.4)

Figura 6.21 Resultados ensayo de pista en función del índice volumétrico MRI.

En la siguiente tabla se recogen los valores de la t de student y los niveles de

significación (p-valor) de los coeficientes incluidos en el modelo definido con la

ecuación 6.4.

0,070

0,075

0,080

0,085

0,090

0,095

0,100

0,105

0,110

0,115

0,120

600 625 650 675 700 725 750 775 800

mm

/1.0

00 c

iclo

s

MRI



Tabla 6.16 Niveles de significación del modelo.

Modelo t Sig.

Pista

(Constante) 8,683 0,000

MRI -7,693 0,000

MRI2 7,044 0,000

En el segundo modelo se introdujeron las variables predictoras T, C, P, B y EMRI. En la

Tabla 6.17 se observa que el MRS determinó que existen dos modelos posibles. El

primero tiene como variable predictora únicamente el índice EMRI, lo que indica que es

la variable más significativa. El segundo incluye además la penetración media del

ligante.

Tabla 6.17 Resumen del análisis MRS de la pendiente de deformación.


residuos

Mod. Variables

predictoras R2

R2

correg.

Error típ. de la


Z de K-S

Sig.

1 EMRI 0,838 0,831 0,017 113,694 0,000 1,324 1,027 0,242

2 EMRI, P 0,868 0,855 0,016 69,062 0,000

Las estimaciones curvilíneas obtenidas se recogen en el Anexo III. Al igual que en el

modelo anterior, se ha escogido un ajuste cuadrático (R2 corregido=0,885, F=89,084) y

la siguiente ecuación es la que relaciona ambas variables (Figura 6.22).

2·0719,0·5888,02803,1 MRIMRI EEPISTA (6.5)



Figura 6.22 Resultado ensayo de pista en función del índice energético EMRI (kJ/kg).

En la Tabla 6.18 se recogen los valores de la t de student y los niveles de significación

(p-valor) de los coeficientes incluidos en el modelo.

Tabla 6.18 Niveles de significación del modelo.

Modelo t Sig.

Pista

(Constante) 5,456 0,000

EMRI -4,142 0,000

EMRI2 3,360 0,000

Los modelos obtenidos muestran que es posible estimar el comportamiento frente a las

deformaciones plásticas a partir de los índices de post-compactación. Se ha observado

que las mezclas con un valor de EMRI inferior a 3,30 kJ/kg, no cumplen con la

normativa, ya que presentan pendientes superiores a 0,10 mm/1000 ciclos. En la Tabla

6.19 se recogen los valores mínimos de los índices de post-compactación, EMRI y MRI,

que aseguran el cumplimiento de las especificaciones relativas a capa base e intermedia.

No se proponen valores mínimos de los índices de post-compactación para capa de

0,000

0,025

0,050

0,075

0,100

0,125

0,150

0,175

0,200

0,225

0,250

2,50 2,75 3,00 3,25 3,50 3,75 4,00 4,25

Pen

die

nte

(m

m/1

.000 c

iclo

s)

E-MRI



rodadura ya que la normativa no permite el uso de mezclas de alto módulo en dicha

capa.

Tabla 6.19 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir con las especificaciones.

Mezcla Pendiente deformación EMRImínimo (kJ/kg) MRImínimo

AC22 0,10 3,50 660

Es importante destacar que estos valores mínimos de referencia únicamente se alcanzan

cuando se emplea un betún B-13/22. Por lo que los resultados extraídos de este estudio

confirman que el empleo de cantos rodados solamente estaría justificado como

componente de una mezcla de alto módulo. Debido a esto es necesario comprobar que

las mezclas con granulometría AC22MAM, fabricadas con un 10% de cantos rodados y

un betún B-13/22, cumplen además con las especificaciones relativas a módulos

resilientes recogidas en el artículo 542 del PG-3.

6.2.3.3 Estudio de la rigidez de las mezclas

El estudio de los módulos de rigidez de las mezclas se llevó a cabo empleando un betún

B-13/22. Para tener una mayor información se decidió utilizar los betunes B-60/70 y B-

40/50 únicamente para analizar la influencia de la penetración del ligante en las mezclas

fabricadas con cantos rodados.

Los módulos de rigidez se determinaron mediante el ensayo de tracción indirecta, de

acuerdo a la norma UNE EN 12697-26 (2006). La temperatura, según el artículo 542 del

PG-3, fue de 20ºC. Las probetas se compactaron, siguiendo la norma UNE-EN 12697-

30 (2006), aplicando 75 golpes por cara.

En la Figura 6.23 se recogen los módulos de rigidez, correspondientes a la media de tres

probetas (Anexo III).



Figura 6.23 Módulo resiliente en función del porcentaje de ligante y del tamaño de la fracción reemplazada por cantos.

Teniendo en cuenta que la normativa española exige un valor mínimo de 11000 MPa

para ser consideradas como mezclas de alto módulo, se puede indicar que este valor se

consiguió en todos los casos en los que se empleó el ligante B-13/22, a excepción de las

mezclas fabricadas en su totalidad con cantos rodados que se encontraban por debajo.

Para un 10% de cantos y un betún B-13/22 se produce una disminución del módulo a

medida que se reduce el tamaño de la fracción reemplazada. La sustitución de un 10%

de árido fino por arena de rio (2/0) provoca la mayor reducción del módulo, aunque su

valor se mantiene por encima de 11500 MPa.

La influencia de la fracción reemplazada y de la penetración media de ligante también

se analizó estadísticamente, empleando los resultados incluidos en la tabla recogida en

el Anexo III. A partir de las correlaciones bivariadas recogidas en la Tabla 6.20 se

puede concluir que los módulos de rigidez tienen una relación negativa con la

penetración media del ligante (Coeficientes de Pearson negativos y próximos a -1 y p-

valor <0,05). El tamaño de la fracción sustituida por cantos rodados no está linealmente

relacionado con la variable dependiente módulo de rigidez (coeficientes de Pearson

próximos a 0 y p-valor >0,05).

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

B-1

3/22

B-4

0/50

B-6

0/70

B-1

3/22

B-4

0/50

B-6

0/70

B-1

3/22

B-4

0/50

B-6

0/70

B-1

3/22

B-4

0/50

B-6

0/70

B-1

3/22

B-4

0/50

B-6

0/70

B-1

3/22

B-4

0/50

B-6

0/70

B-1

3/22

B-4

0/50

B-6

0/70

AC22MAM ref 10% 16/11,2 10% 11,2/8 10% 8/4 10% 4/2 10% Arena río (0/5)

92,5% Cantos

Mó

du

lo R

esil

ien

te

(MP

a)




P T

Módulo Resiliente

Correlación de Pearson -0,976* 0,173

Sig. (bilateral) 0,000 0,256

N 45 45


Si se obtienen las correlaciones parciales, controlando el efecto de la penetración del

ligante, se comprueba que en este caso el tamaño medio de la fracción sustituida sí que

tiene una relación positiva con el módulo de rigidez (Pearson= 0,791y p-valor= 0,00) es

decir, cuanto mayor sea el tamaño de la fracción sustituida por cantos más rígida será la

mezcla.

Para comprobar la existencia de diferencias significativas en los módulos de rigidez de

las mezclas con cantos en función de la penetración del ligante, y la fracción sustituida,

se llevó a cabo un ANOVA de un factor. En primer lugar se comprobaron los supuestos

de distribución normal y homogeneidad de varianzas de las series de datos. De acuerdo

con la prueba de Kolmogorov-Smirnov la distribución que muestran los datos es normal

(p-valor>0,05). La prueba de Levene no muestra evidencia estadística para rechazar la

hipótesis de homogeneidad de varianzas (p-valor>0,05).

Tabla 6.21 ANOVA de los módulos de rigidez en función de las variables P y T.

V Independiente

Suma de

cuadrados gl

Media cuadrática

F Sig. Levene (sig.)

P

Inter-grupos 2,917E8 2 1,459E8 471,773 0,000 0,054

Intra-grupos 12984625,467 42 309157,749

Total 3,047E8 44

T

Inter-grupos 9990220,311 4 2497555,078 0,339 0,850 0,979

Intra-grupos 2,947E8 40 7367472,872

Total 3,047E8 44



Analizando los valores del estadístico F incluidos en la tabla anterior y su significancia

se puede concluir que únicamente existen diferencias significativas entre los módulos de

rigidez cuando la variable independiente analizada es la penetración media del ligante.

Para estudiar la influencia del tamaño medio de la fracción sustituida se analizaron las

mezclas con diferentes betunes por separado, comprobándose que efectivamente esta

variable dependiente influía en los módulos de rigidez obtenidos.

Tabla 6.22 ANOVA de los módulos de rigidez en función de la variable T.

Tipo ligante Suma de

cuadrados gl

Media cuadrática

F Sig.

B-13/22

Inter-grupos 6245322,667 4 1561330,667 472,319 0,000

Intra-grupos 33056,667 10 3305,667

Total 6278379,333 14

B-40/50

Inter-grupos 5364875,067 4 1341218,767 1315,350 0,000

Intra-grupos 10196,667 10 1019,667

Total 5375071,733 14

B-60/70

Inter-grupos 1322540,400 4 330635,100 382,945 0,000

Intra-grupos 8634,000 10 863,400

Total 1331174,400 14

6.2.3.4 Resistencia a fatiga

Una vez verificado que con un 10% de cantos rodados y un betún B-13/22 era posible

fabricar mezclas de alto módulo resistentes a las deformaciones plásticas, se finalizó el

estudio comprobando si además estas mezclas presentaban una resistencia a la fatiga

suficiente para poder ser empleadas en carretera. Todas las mezclas ensayadas se

fabricaron con la dotación óptima de ligante (4,9% s/m).

Para las mezclas de alto módulo la normativa española exige que, realizado el ensayo de

resistencia a fatiga a una temperatura de 20ºC, según el Anexo D de la norma UNE-EN

12697-24 (2006), Ensayo de Flexión en 4 puntos sobre probetas prismáticas (Figura



6.24), el valor de la deformación unitaria para el millón de ciclos no sea inferior a 100

mm/m.

Figura 6.24 Probetas prismáticas correspondientes a una mezcla AC22MAM con un 10% de cantos rodados de la fracción 11,2/8 (M5).

El procedimiento de ensayo empleado consistió en someter la probeta a un

desplazamiento constante repetido hasta que tiene lugar el fallo. El criterio utilizado

para el cálculo de este valor fue la determinación del número de ciclos en el cual el

módulo se reduce a la mitad del correspondiente al ciclo 100.

Dentro de un mismo tipo de mezcla bituminosa se impusieron diferentes deformaciones

para poder determinar las curvas de fatiga. En la Figura 6.25 se representan las leyes de

fatiga de una mezcla de alto módulo, fabricada en su totalidad con árido de machaqueo

y un ligante B-13/22, y de una mezcla con la misma granulometría pero con un betún B-

60/70.



Figura 6.25 Leyes de fatiga de las mezclas de referencia fabricadas con árido de machaqueo.

En la Tabla 6.23 se recogen las leyes de fatiga obtenidas a una frecuencia de 10 Hz con

un mínimo de 6 puntos, los coeficientes de determinación y los valores de la estimación

de la desviación típica de la dispersión residual (sx/y). Conviene destacar los altos R2

obtenidos que se encontraban en el rango 0,76-0,96.

Tabla 6.23 Leyes de fatiga.

Mezcla Fracción

reemplazada Betún

Ley de fatiga

ln(N) = A0 + A1·ln(ε) R2 sx/y:

MRef1 - B-60/70 ln(N) = 51,080 - 6,978·ln(ε) 0,946 0,420

MRef1 - B-13/22 ln(N) = 41,149 - 5,465·ln(ε) 0,959 0,316

M5 11,2/8 B-13/22 ln(N) = 45,347 - 6,227·ln(ε) 0,950 0,525

M8 8/4 B-13/22 ln(N) = 58,644 - 8,612·ln(ε) 0,966 0,352

M11 4/2 B-13/22 ln(N) = 47,373 - 6,416·ln(ε) 0,878 1,118

M14 2/0 B-13/22 ln(N) = 77,640 - 11,850·ln(ε) 0,762 1,218

90

1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07

De

form

ac

ión

un

ita

ria

(m

m/m

)

Nº Ciclos

MRef1 B-60/70 MRef2 B-13/22

100

200

300

400

500



En la Figura 6.26 se representan las leyes de fatigas obtenidas con las mezclas de

referencia y con las fabricadas con un 10% de cantos rodados.

Figura 6.26 Deformación unitaria impuesta (µm/m) en función del número de ciclos.

Analizando las leyes de fatiga se comprueba, para un número de ciclos por encima de

300.000 ciclos, el efecto beneficioso que la introducción de pequeños porcentajes de

cantos rodados tiene en la durabilidad de las mezclas. Se observa que la vida a fatiga

mejora cuando el tamaño de la fracción reemplazada por cantos rodados disminuye,

hasta el punto de que el empleo de un 10% de arena de río con un betún B-13/22,

presentaba un comportamiento frente a fatiga semejante al de una fabricada en su

totalidad con un árido de machaqueo y un ligante B-60/70.

A partir de las leyes de fatiga obtenidas se determinó, tal y como indica la normativa, la

deformación unitaria que corresponde a 106 ciclos. Hay que indicar que la normativa

española para mezclas de alto módulo establece que el ensayo se debe realizar a una

frecuencia de 30 Hz. Los valores recogidos en la Tabla 6.24 se han obtenido a una

frecuencia de 10 Hz, por lo que estrictamente no se puede asegurar que se alcanza el

valor de los 100 mm/m exigido para las mezclas de alto módulo. No obstante, los

100

1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07

De

form

ac

ión

un

itar

ia (

mm

/m)

Nº Ciclos

MRef1 B-60/70 MRef2 B-13/22 M5 (11,2/8) M8 (8/4) M11 (4/2) M14 (2/0)

200

300

400

500



valores de la deformación unitaria obtenidos están muy por encima de 100 mm/m, por

lo que previsiblemente cumplírian esta especificación.

Tabla 6.24 Deformación unitaria para el millón de ciclos en función del tipo de mezcla (10 Hz.).

Mezcla Fracción

reemplazada Betún Eini [MPa]: Def.unitaria [mm/m]:

MRef1 - B-60/70 5362 208,5

MRef1 - B-13/22 12149 148,6

M5 11,2/8 B-13/22 11562 151,9

M8 8/4 B-13/22 11427 182,3

M11 4/2 B-13/22 11121 186,9

M14 2/0 B-13/22 11093 206,0

Analizando los resultados recogidos en la tabla anterior se confirma la influencia

positiva de la introducción de cantos rodados, fundamentalmente de las fracciones más

finas. En todos los casos se superaron los 148,6 mm/m de la mezcla de referencia

fabricada con un betún B-13/22 (MRef2). En las mezclas que contenían un 10% de arena

de río (2/0) la deformación unitaria para el millón de ciclos se incrementó un 39% en

relación con la MRef2, siendo muy similar a la deformación unitaria obtenida con la

misma mezcla fabricada con un betún B-60/70 y áridos de machaqueo.

Una vez finalizado el estudio energético y mecánico de las mezclas que incorporan

cantos rodados se puede concluir que es posible conseguir mezclas de alto módulo que

precisan una menor energía de fabricación y compactación, y que además cumplan con

la normativa referente a resistencia conservada y resistencia a las deformaciones

plásticas. Estas mezclas presentan la ventaja adicional de tener un mejor

comportamiento frente a fatiga.


7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 211

7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR

DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS

Aprovechando que la compactadora giratoria utilizada mide la evolución del esfuerzo

cortante con los giros aplicados, y de que además se dispone de un número significativo

de datos usados: para la selección de los límites variables de los índices (capítulo 5) y

para el estudio de las mezclas con cantos rodados (capítulo 6), se decidió correlacionar

los índices energéticos EMSI y EMRI con los volumétricos MSI y MRI respectivamente.

El análisis estadístico, realizado con el soporte SPSS, se dividió en tres fases en cada

una de las cuales obtuvieron los ajustes empleando el procedimiento de estimaciones

curvilíneas y seleccionando el mejor modelo posible.

7.1 ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO DE

GRANULOMETRÍA Y LIGANTE

En la primera fase se consideraron los datos recogidos en el capítulo 5 correspondientes

al estudio de las cinco granulometrías: AC22, BBTM11A, BBTM11B, SMA10 y PA16

fabricadas con los ligantes B-60/70, B-40/50 y B-13/22 (Anexo IV).

Tras realizar un análisis exploratorio se decidió no incluir las mezclas PA16 en el

estudio, debido a que su comportamiento era muy diferente al resto de granulometrías al

presentar valores bajos del índice MSI y altos del índice MRI (Figura 5.11 y Figura

5.12).

Para las otras cuatro granulometrías se comprobó el cumplimiento de los supuestos de

normalidad (prueba de Kolmogorov-Smirnov), homocedasticidad (prueba de Levene) e

independencia de las observaciones. A continuación, con el procedimiento Estimación

Curvilínea, se obtuvieron todos los posibles ajustes (Figura 7.1) con objeto de

determinar el modelo que mejor estimaba los índices energéticos (Anexo IV).



Figura 7.1 Estimaciones curvilíneas de los índices energéticos en función de los índices volumétricos.

El análisis de los ajustes curvilíneos de las variables EMSI y EMRI en función de MSI y

MRI determinó que el modelo lineal era el que mejor se ajustaba en ambos casos. Tras

comprobar los supuestos de normalidad, homocedasticidad e independencia, en este

caso de los residuos, se obtuvieron los modelos lineales expresados por las ecuaciones

(7.1) y (7.2) y representados en la Figura 7.2 y la Figura 7.3. En la Tabla 7.1 se recogen

los parámetros estadísticos más significativos de los modelos de obtenidos (Anexo IV).

Tabla 7.1 Resumen de los modelos de regresión para los índices energéticos.


residuos

V dependiente.

Variables predictoras

R2 R2

correg.Error típ. de la

estimación F Sig. Z de K-S Sig.

EMSI MSI 0,950 0,948 0,109 418,718 0,000 0,501 0,963

EMRI MRI 0,974 0,973 0,224 829,366 0,000 0,641 0,806

Cabe destacar los altos valores del R2 corregido obtenidos que aseguran la calidad de la

regresión. Analizando el valor del estadístico F en ambos casos el nivel de significación

es inferior al 0,001 y por tanto las regresiones son significativas.



MSIEMSI ·0015,02809,0 (7.1)

Figura 7.2 Ajuste lineal del índice de compactabilidad MSI.

MRIEMRI ·0054,03580,0 (7.2)

Figura 7.3 Ajuste lineal del índice de post-compactación MRI.

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

1,50

1,75

2,00

2,25

2,50

2,75

3,00

500 600 700 800 900 1.000 1.100 1.200 1.300 1.400 1.500 1.600 1.700

EM

SI (

kJ/k

g)

MSI

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

6,5

7,0

7,5

500 600 700 800 900 1.000 1.100 1.200 1.300 1.400

EM

RI (

kJ/k

g)

MRI



El primer modelo, ecuación (7.1), explica un 95% del consumo energético asociado a la

compactación y el segundo, ecuación (7.2), un 97% del asociado a la post-compactación

a partir de los datos de la evolución del porcentaje de huecos en función del número de

giros aplicados proporcionados por cualquier compactadora existente en el mercado.

Los valores de la t de Student y los niveles de significancia (p-valor) de los coeficientes

incluidos en las ecuaciones se recogen en la Tabla 7.2.

Tabla 7.2 Niveles de significación de los coeficientes de las ecuaciones (7.1) y (7.2)

Modelo t Sig.

EMSI (Constante) 3,809 0,001

MSI 20,463 0,000

EMRI (Constante) -2,108 0,047

MRI 28,799 0,000

7.2 MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS RESULTADOS DE LAS

MEZCLAS CON CANTOS RODADOS

El estudio de la compactabilidad y resistencia a las deformaciones plásticas en las

mezclas que contenían cantos rodados en su composición, proporcionó 230 nuevos

datos de los índices volumétricos y energéticos a partir de los cuales se obtuvieron

nuevos modelos que relacionaban dichas variables.

Análisis descriptivo de los índices volumétricos y energéticos

Para la modelización de los índices energéticos y volumétricos se han empleado las

combinaciones recogidas en el Anexo V. En Tabla 7.3 se muestran los resultados del

análisis descriptivo de los datos. Los valores mínimos de los índices corresponden a la

mezcla fabricada con un 93% de cantos rodados y un betún 5,2% de B-60/70. En cuanto



los valores máximos, son los obtenidos con una mezcla fabricada en su totalidad con

árido de machaqueo y un porcentaje de 4,6% de B-13/22.

Tabla 7.3 Análisis descriptivo de los índices desarrollados.

MSI MRI EMSI EMRI

Media 471,91 547,40 1,028 2,698

Error típ. de la media 12,646 10,122 0,025 0,058

Mediana 529,00 590,50 1,121 2,989

Desv. típ. 191,790 153,506 0,378 0,874

Varianza 36783,398 23563,978 0,143 0,764

Rango 739 697 1,567 3,798

Mínimo 12 84 0,010 0,190

Máximo 751 781 1,577 3,988

Con objeto de cumplir con el supuesto de normalidad fue necesario excluir del estudio

los datos correspondientes a las mezclas fabricadas con un 93% de cantos rodados y las

que contenían más de un 12,5% de arena de río en su composición. Se eliminaron un

total de 30 datos (un 13% del total).

Análisis de regresión de los índices energéticos EMSI y EMRI

Con el procedimiento Estimación Curvilínea se obtuvieron todos los posibles ajustes

con objeto de determinar cuál era el modelo que mejor explicaba el comportamiento de

los índices energéticos (Anexo V). En ambos casos se escogió el modelo lineal y tras

comprobar los supuestos de normalidad, homocedasticidad e independencia de los

residuos se ajustaron los siguientes modelos.



MSIEE MSI ·5240,13423,0 3 (7.3)

Figura 7.4 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI.

MRIEEEMRI ·0959,58865,5 32 (7.4)

Figura 7.5 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI.

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,1

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

200 300 400 500 600 700 800

EM

SI (

kJ/k

g)

MSI

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

1,50

1,75

2,00

2,25

2,50

2,75

3,00

3,25

3,50

3,75

4,00

4,25

200 300 400 500 600 700 800 900

EM

RI (

kJ/k

g)

MRI



En la Tabla 7.4 se recoge un resumen de los modelos de regresión obtenidos, en ambos

casos los R2 corregidos están por encima del 0,8 por lo que el grado de correlación que

existe entre las variables es alto. Analizando el valor del estadístico F en ambos casos el

nivel de significación es inferior al 0,001 por lo que las regresiones son significativas.

Tabla 7.4 Resumen de los modelos de regresión lineal de los índices energéticos.


residuos

V dependiente

.

Variables predictora

s R2

R2

correg. Error típ. de la

estimación F Sig. Z de K-S Sig.

EMSI MSI 0,842 0,842 0,068 1057,634 0,000 1,249 0,088

EMRI MRI 0,826 0,825 0,170 939,905 0,000 0,950 0,321

7.3 GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA MEZCLAS CON

PORCENTAJES DE HUECOS OBJETIVO SIMILARES

Para completar el estudio se obtuvieron dos nuevos modelos que permiten predecir de

forma conjunta la energía tanto de las granulometrías incluidas en el capítulo 5 como de

las mezclas tipo AC22 fabricadas con distintos porcentajes de cantos rodados (capitulo

6).

En las siguientes figuras se representan los ajustes de los índices energéticos en función

de los volumétricos, para los diferentes tipos de granulometrías ensayadas a lo largo de

este estudio.



Figura 7.6 Índice EMSI en función del MSI para el total de mezclas analizadas

Figura 7.7 Índice EMRI en función del MRI para el total de mezclas analizadas

El análisis estadístico de tipo exploratorio de los datos (Figura 7.8 y Figura 7.9) indicó

que, para poder cumplir el supuesto de normalidad de los datos, no se podían incluir en

el estudio las mezclas con los porcentajes de huecos más elevados, es decir las PA16 y

BBTM11B. También fue necesario eliminar las mezclas fabricadas con un 93% de

cantos rodados y las que contenían más de un 12,5% de arena de río en su composición

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

1,50

1,75

2,00

2,25

2,50

2,75

3,00

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.0001.1001.2001.3001.4001.5001.6001.7001.800

EM

SI (

kJ/k

g)

MSI

AC22 >15% ARENA 93% CANTOS BBTM11A BBTM11B pa16 SMA 10

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

6,5

7,0

7,5

8,0

0 200 400 600 800 1.000 1.200 1.400 1.600

EM

RI (

kJ/k

g)

MRI

AC22 >15% ARENA 93% CANTOS BBTM11A BBTM11B PA16 SMA10



debido a que su comportamiento en el proceso de compactación difería en gran medida

al del resto de mezclas estudiadas. Se eliminaron 42 datos del estudio, que representaron

un 16% del total (Anexo VI). Hay que indicar que las mezclas incluidas en el análisis y

que permiten el cumplimiento de los supuestos de la regresión son aquellas que tienen

un porcentaje de huecos similar (4,5%-5%).

Figura 7.8 Índice energético EMSI en función del tipo de mezcla estudiada.

Figura 7.9 Índice energético EMRI en función del tipo de mezcla estudiada.

Una vez comprobados los supuestos de normalidad, homocedasticidad e independencia

de los residuos se obtuvieron los modelos de regresión, ecuaciones (7.5) y (7.6). En la

Tabla 7.5 se recoge un resumen los mismos, en ambos casos los R2 corregidos están por

encima del 0,8 por lo que el grado de correlación que existe entre las variables es alto.

Analizando el valor del estadístico F en ambos casos el nivel de significación es inferior

al 0,001 por tanto las regresiones son significativas (Anexo VI).

Tabla 7.5 Resumen del modelo de regresión lineal de los índices energéticos.


residuos

V dependiente.

Variables predictoras

R2 R2

correg.

Error típ. de la

estimaciónF Sig. Z de K-S Sig.

EMSI MSI 0,831 0,831 0,078 1065,820 0,000 0,868 0,438

EMRI MRI 0,834 0,833 0,194 1083,095 0,000 0,830 0,497



MSIEMSI ·0013,04550,0 (7.5)

Figura 7.10 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI (Resultados capítulos 5 y 6).

MRIEMRI ·00445,02909,0 (7.6)

Figura 7.11 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI (Resultados capítulos 5 y 6).

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

1,50

1,75

2,00

2,25

2,50

2,75

3,00

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.000 1.100

EM

SI (

kJ/k

g)

MSI

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

6,5

7,0

7,5

8,0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.000 1.100

EM

RI (

kJ/k

g)

MRI



Teniendo en cuenta los resultados obtenidos en las tres fases se ha comprobado

estadísticamente que no es correcto proponer una única ecuación que estime los índices

energéticos correspondientes a todos los tipos de mezclas existentes, debido a que al

considerar todos los datos globalmente no se cumplen los supuestos de la regresión. Sin

embargo, si se dispusiera de un rango continuo de los índices sería posible su

cumplimiento y por lo tanto, resultaría viable proponer una única ecuación de ajuste. El

problema que se presenta es que la normativa no recoge mezclas que den lugar a

variaciones continuas de los índices.

En el caso del índice energético de compactación (EMSI), Figura 7.6, no es posible una

única ecuación de regresión para el total de las granulometrías analizadas debido a que

los ajustes para cada tipo de granulometría son muy diferentes. Si se analizan los índices

de post-compactación, como se observa en la Figura 7.12, las rectas presentan

pendientes similares por lo que sería posible realizar un ajuste lineal, con un alto

coeficiente de determinación, de todas las granulometrías en conjunto (aunque no se

cumple el criterio de normalidad). Se debe tener en cuenta que este modelo únicamente

es representativo dentro de los rangos analizados correspondientes a las mezclas

habitualmente empleadas en la construcción de firmes de carreteras.

Figura 7.12 Ajuste de EMRI en función de MRI

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

6,5

7,0

7,5

8,0

0 200 400 600 800 1.000 1.200 1.400 1.600

EM

RI (

kJ/k

g)

MRI

AC22 >15% ARENA 93% CANTOS BBTM11A BBTM11B PA16 SMA10

EMRI = 0,005570·MRI - 0,366424R² = 0,97


8. CONCLUSIONES 222

8. CONCLUSIONES

8.1 CONCLUSIONES PARCIALES

Las principales conclusiones obtenidas en esta investigación se desglosan en tres

apartados: las primeras hacen referencia al estudio energético llevado a cabo en los

capítulos 4 y 5; las segundas se centran en el análisis de mezclas fabricadas con

distintos porcentajes de cantos rodados realizado en el capítulo 6; por último, se recogen

las referentes a la modelización de los índices energéticos desarrollada en el capítulo 7.

Las conclusiones parciales relativas al estudio energético son:

Se ha propuesto una nueva metodología para la interpretación de los resultados

obtenidos con la máquina giratoria. Para ello, se han definido cuatro nuevos

índices: dos de carácter volumétrico, que permiten determinar de forma

cualitativa la compactabilidad y resistencia a la post-compactación de una

mezcla bituminosa, denominados Mix Stability Index (MSI) y Mix Resistance

Index (MRI); y dos de tipo energético, Energy Mix Stability Index (EMRI) y

Energy Mix Resistance Index (EMSI), a partir de los cuales es posible estimar el

consumo energético de las mezclas durante la compactación con la máquina

giratoria.

Para definir las ecuaciones que permiten el cálculo de los índices se ha llevado a

cabo una generalización de los métodos existentes, fundamentalmente

desarrollados para mezclas tipo HMA, determinando unos límites variables, en

función de la granulometría seleccionada, que dividen la curva porcentaje de

huecos-ciclos en dos zonas: la de compactación y la de post-compactación. Estos

límites se basan en el grado de compactación exigido en la puesta en obra y en la

máxima post-compactación posible de una mezcla por efecto del tráfico.


8. CONCLUSIONES 223

Los cuatro índices propuestos: MSI, EMSI, MRI, y EMRI son sensibles a

variaciones en la composición granulométrica y en el tipo y dotación de ligante.

Los dos primeros, MSI, EMSI, permiten clasificar las mezclas en función de su

compactabilidad. Mientras que los índices MRI y EMRI están relacionados con el

comportamiento mecánico de las mezclas y determinan cuáles son las más

resistentes a las deformaciones plásticas.

Se ha comprobado estadísticamente que los índices de post-compactación, MRI

y EMRI, están correlacionados con los resultados correspondientes al ensayo de

pista, obteniéndose regresiones lineales con altos coeficientes de determinación

para cada una de las mezclas estudiadas.

Para una granulometría dada es posible establecer un valor mínimo de los

parámetros MRI y EMRI que garantice que la mezcla cumple con las

especificaciones relativas al ensayo de pista.

Las conclusiones relativas al estudio de las mezclas que contienen cantos rodados son:

Para un porcentaje fijo de árido reemplazado por cantos (10%) la fracción que

más favorece el proceso de amasado y compactación es la de menor tamaño

(arena de río 2/0). En el otro extremo, la fracción que facilita en menor medida

la envuelta, aunque su efecto continúa siendo positivo, es la más gruesa

(16/11,2).

Los ahorros energéticos conseguidos en el proceso de compactación, con

respecto a una mezcla MAM fabricada con árido de machaqueo, han oscilado

entre el 5% cuando el tamaño de fracción sustituida era 16/11,2, y el 18%

cuando se empleó arena de río (2/0).

Las mezclas de alto módulo fabricadas con un 10% de cantos: presentan una

resistencia conservada superior al 80%, cumplen ampliamente con las


8. CONCLUSIONES 224

especificaciones relativas a módulos resilientes y, en la mayoría de los casos,

con las correspondientes al ensayo de pista para capa base e intermedia.

Con respecto a la resistencia a fatiga, se ha mostrado en todos los casos el efecto

beneficioso del empleo de cantos rodados, verificándose que cuanto menor es el

tamaño de la fracción reemplazada por cantos mayor es la durabilidad de la

mezcla.

A partir de los modelos de regresión obtenidos, que permiten predecir el

comportamiento frente a las deformaciones plásticas en función de los índices de

post-compactación, se han determinado unos valores mínimos de estos índices

que garanticen el cumplimiento de las especificaciones para capa base e

intermedia del ensayo de pista. Estos valores han sido de 3,50 kJ/kg para el

índice energético EMRI; y de 660 para el índice volumétrico MRI.

En cuanto a la modelización de los índices energéticos se puede concluir que:

Los índices energéticos únicamente se pueden determinar con máquinas

giratorias que dispongan de elementos para la medida del esfuerzo cortante. Por

ello, se han obtenido modelos de regresión que permiten estimar la energía

consumida en función de los índices volumétricos, MSI y MRI, que pueden

calcularse a partir de los datos proporcionados por cualquier compactadora

existente en el mercado.

8.2 CONCLUSIONES GENERALES

Esta tesis finaliza dando por cumplidos los objetivos generales de partida. En función de

la investigación realizada y de los resultados obtenidos se puede concluir lo siguiente:

Se ha definido una metodología mediante la cual es posible estudiar la facilidad

de envuelta de las mezclas bituminosas a partir de la energía consumida por una


8. CONCLUSIONES 225

amasadora mecánica. Esta metodología es sensible a la angulosidad del árido y

al tipo y dotación de ligante.

Se ha desarrollado un procedimiento para el cálculo del consumo energético

durante el proceso de compactación a partir de los datos del esfuerzo cortante y

de la variación de altura proporcionados por una compactadora giratoria.

Para la interpretación de los resultados ofrecidos por la máquina giratoria se

proponen cuatro nuevos índices: dos de tipo volumétrico MSI y MRI; y dos

energéticos EMSI y EMRI, que permiten caracterizar el comportamiento de la

mezcla frente al proceso de compactación y de post-compactación debida al

tráfico.

Los índices energéticos definidos, EMSI y EMRI, permiten la medida de la energía

aplicada a la mezcla, por unidad de masa (kJ/kg), durante los procesos de

compactación y posterior densificación.

Los resultados obtenidos en esta investigación han verificado que es posible

fabricar mezclas de alto módulo empleando proporciones de cantos rodados de

hasta el 10%, disminuyendo el consumo energético durante los procesos de

envuelta y compactación, a la vez que mejoran la resistencia a fatiga de una

mezcla de alto módulo fabricada en su totalidad con árido procedente de

machaqueo.

8.3 FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN

Se recogen a continuación futuras líneas de investigación que se podrían llevar a cabo

cara a completar algunos aspectos de esta tesis. Estas propuestas están relacionadas

tanto con el procedimiento desarrollado para la determinación del consumo energético,

como con la posible utilización de cantos rodados como árido para la construcción de

carreteras, y son:


8. CONCLUSIONES 226

Desarrollar un procedimiento para el cálculo del consumo energético durante el

proceso de fabricación basado en la medida del par torsor de la amasadora

mecánica que permita realizar estudios comparativos de tipo cuantitativo.

Establecer, para cada tipo de mezcla y tráfico, unas limitaciones referentes a los

índices de post-compactación semejantes a las que establece la normativa para el

ensayo de pista.

Correlacionar el comportamiento a fatiga de las mezclas bituminosas con los

índices definidos.

Completar el estudio de las mezclas bituminosas que incorporan cantos rodados

analizando si la introducción de cantos permitiría reducir la temperatura de

envuelta durante el proceso de fabricación.


9. REFERENCIAS 227

9. REFERENCIAS

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10. ANEXOS 239

ANEXO I ESTUDIO ESTADÍSTICO DE LOS RESULTADOS DEL

ENSAYO PISTA (CAPÍTULO 5).


10. ANEXOS 240

PROCEDIMIENTO DE ESTIMACIÓN CURVILÍNEA

Pendiente de deformación (PISTA) en función de EMRI

Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros

Variable dependiente: Pendiente de deformación (PISTA)

Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros

R cuadrado

F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3

Lineal ,357 7,779 1 14 ,014 ,096 -,007

Logarítmica ,297 5,923 1 14 ,029 ,110 -,032

Inversa ,220 3,940 1 14 ,067 ,035 ,118

Cuadrático ,421 4,726 2 13 ,029 ,043 ,016 -,002

Cúbico ,445 3,205 3 12 ,062 -,068 ,093 -,019 ,001

Compuesto ,458 11,853 1 14 ,004 ,112 ,873

Potencia ,380 8,594 1 14 ,011 ,142 -,584

S ,283 5,529 1 14 ,034 -3,319 2,164

Crecimiento ,458 11,853 1 14 ,004 -2,194 -,136

Exponencial ,458 11,853 1 14 ,004 ,112 -,136

Logística ,458 11,853 1 14 ,004 8,967 1,145

La variable independiente es EMRI.


10. ANEXOS 241

Pendiente de deformación (PISTA) en función de MRI


Variable dependiente: Pendiente de deformación (PISTA)


R cuadrado


Lineal ,410 9,725 1 14 ,008 ,103 -4,521E-

5

Logarítmica ,364 8,021 1 14 ,013 ,330 -,039

Inversa ,302 6,064 1 14 ,027 ,026 31,303

Cuadrático ,454 5,413 2 13 ,019 ,045 8,231E-5 -6,535E-8

Cúbico ,449 5,288 2 13 ,021 ,065 1,800E-5 ,000 -2,126E-

11

Compuesto ,496 13,762 1 14 ,002 ,124 ,999

Potencia ,434 10,751 1 14 ,005 6,695 -,695

S ,357 7,785 1 14 ,014 -3,453 548,711

Crecimiento ,496 13,762 1 14 ,002 -2,086 -,001

Exponencial ,496 13,762 1 14 ,002 ,124 -,001

Logística ,496 13,762 1 14 ,002 8,052 1,001

La variable independiente es MRI.


10. ANEXOS 242

ANOVA DE UN FACTOR

Variable Independiente

Suma de cuadrados

gl Media

cuadrática F Sig.

PISTA

Inter-grupos ,003 3 ,001 13,117 ,000 Intra-grupos ,001 12 ,000

Total ,004 15

MRI

Inter-grupos 753448,500 3 251149,500 39,505 ,000 Intra-grupos 76288,500 12 6357,375

Total 829737,000 15

EMRI

Inter-grupos 23,950 3 7,983 33,495 ,000 Intra-grupos 2,860 12 ,238

Total 26,810 15


10. ANEXOS 243

ANEXO II RESULTADOS MODELO LINEAL GENERAL (MGL)

UNIVARIANTE (CAPÍTULO 6)


10. ANEXOS 244

ANÁLISIS NORMALIDAD VARIABLES DEPENDIENTES

Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra

MSI MRI2 EMSI EMRI

N 72 72 72 72

Parámetros normalesa,b Media 386,92 282147,33 ,95064 2,62053

Desviación típica 132,991 102286,671 ,248143 ,561866

Diferencias más extremas

Absoluta ,077 ,146 ,148 ,112

Positiva ,069 ,109 ,072 ,084

Negativa -,077 -,146 -,148 -,112

Z de Kolmogorov-Smirnov ,650 1,236 1,252 ,952

Sig. asintót. (bilateral) ,792 ,094 ,087 ,325

a. La distribución de contraste es la Normal.

b. Se han calculado a partir de los datos.

MODELO LINEAL GENERAL (MGL) UNIVARIANTE.

Factores inter-sujetos N

Tamaño medio 0,0 2

1,0 14

3,0 14

6,0 14

9,6 14

13,6 14

% Cantos 0,0 2

5,0 10

7,5 10

10,0 10

12,5 10

15,0 10

17,5 10

20,0 10


10. ANEXOS 245

Pruebas de los efectos inter-sujetos

Variable dependiente: MSI

Origen Suma de

cuadrados tipo III gl

Media cuadrática

F Sig.

Modelo corregido 1254949,500a 35 35855,700 1613,507 ,000

Intersección 9686801,194 1 9686801,194 435906,054 ,000

Tamañomedio 262507,086 4 65626,771 2953,205 ,000

%Cantos 797595,543 6 132932,590 5981,967 ,000

Tamañomedio * %Cantos 38047,314 24 1585,305 71,339 ,000

Error 800,000 36 22,222

Total 12034474,000 72

Total corregida 1255749,500 71

a. R cuadrado = ,999 (R cuadrado corregida = ,999)

Variable dependiente: MRI2

Origen Suma de cuadrados

tipo III gl

Media cuadrática

F Sig.

Modelo corregido 7,421E11 35 2,120E10 984,791 ,000

Intersección 5,166E12 1 5,166E12 239958,376 ,000

Tamañomedio 6,583E10 4 1,646E10 764,393 ,000

% Cantos 5,555E11 6 9,259E10 4300,421 ,000

Tamañomedio *% Cantos

3,302E10 24 1,376E9 63,896 ,000

Error 7,751E8 36 21529355,556

Total 6,475E12 72

Total corregida 7,428E11 71


Variable dependiente:EMSI

Origen Suma de

cuadrados tipo III gl

Media cuadrática

F Sig.

Modelo corregido 4,352a 35 ,124 230,678 ,000

Intersección 55,919 1 55,919 103730,081 ,000

Tamañomedio ,906 4 ,227 420,276 ,000

% Cantos 2,894 6 ,482 894,815 ,000

Tamañomedio * %Cantos

,197 24 ,008 15,224 ,000

Error ,019 36 ,001

Total 69,439 72




10. ANEXOS 246

Pruebas de los efectos inter-sujetos

Variable dependiente: EMRI

Origen Suma de cuadrados

tipo III gl

Media

cuadrática F Sig.

Modelo corregido 22,409a 35 ,640 4461,728 ,000

Intersección 419,228 1 419,228 2921446,692 ,000

Tamañomedio 5,011 4 1,253 8729,412 ,000

%Cantos 14,529 6 2,422 16875,090 ,000

Tamañomedio *

%Cantos 1,092 24 ,045 316,983 ,000

Error ,005 36 ,000

Total 516,850 72


a. R cuadrado = 1,000 (R cuadrado corregida = 1,000)


10. ANEXOS 247

ANEXO III RESULTADOS DE LOS ENSAYOS MECÁNICOS


10. ANEXOS 248

ESTUDIO SENSIBILIDAD

Resultados incluidos en el estudio

Mezcla Tamaño fracción

sustituida % Cantos

Penetración media

ITSw ITSd ITSR

M1

16/11,2

10 65

0,161 0,201 80 10 0,163 0,201 81

M2 10

17,5 0,273 0,323 85

10 0,277 0,322 86

M3 10

45 0,259 0,310 84

10 0,263 0,310 85

M4

11,2/8

10 65

0,153 0,190 81 10 0,150 0,185 81

M5 10

17,5 0,256 0,310 83

10 0,255 0,306 83

M6 10

45 0,230 0,290 79

10 0,232 0,293 81

M7

8/4

10 65

0,152 0,189 80 10 0,153 0,192 80

M8 10

17,5 0,250 0,310 81

10 0,261 0,320 82

M9 10

45 0,230 0,290 79

10 0,225 0,283 80

M10

4/2

10 65

0,154 0,191 81 10 0,159 0,196 81

M11 10

17,5 0,234 0,279 84

10 0,236 0,277 85

M12 10

45 0,214 0,259 83

10 0,207 0,250 83

M13

Arena (2/0)

10 65

0,149 0,186 80 10 0,144 0,181 80

M14 10

17,5 0,221 0,262 84

10 0,229 0,277 83

M15 10

45 0,21 0,26 81

10 0,208 0,259 80


10. ANEXOS 249

ANOVA de un factor con los resultados sensibilidad al agua

V independiente

Suma de cuadrados

gl Media

cuadrática F Sig. Levene

P

1/ITSW

Inter-grupos 35,719 2 17,859 179,374 ,000 0,312

Intra-grupos 2,688 27 ,100

Total 38,407 29

1/ITSD

Inter-grupos 20,840 2 10,420 171,627 ,000 0,056


Total 22,480 29

1/ITSR

Inter-grupos ,000 2 ,000 9,786 ,001 0,410

Intra-grupos ,000 27 ,000

Total ,000 29

T

1/ITSW

Inter-grupos 2,157 4 ,539 0,372 ,826 ,812

Intra-grupos 36,250 25 1,450

Total 38,407 29

1/ITSD

Inter-grupos 1,234 4 ,309 0,363 ,832 0,664


Total 22,480 29

1/ITSR

Inter-grupos ,000 4 ,000 3,598 ,019 0,195

Intra-grupos ,000 25 ,000

Total ,000 29


10. ANEXOS 250

RESULTADOS RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS EN

FUNCIÓN DE LOS ÍNDICES DE POST-COMPACTACIÓN

Análisis descriptivo de los datos incluidos en el estudio

Estadísticos

PISTA MRI EMRI

N Válidos 24 24 24

Perdidos 0 0 0

Media ,123 650 3,340

Mediana ,101 642 3,375

Moda ,0885a 564a 2,686a

Desv. típ. ,0410 54 ,334

Varianza ,002 2955 ,112

Rango ,139 213 1,281

Mínimo ,073 564 2,686

Máximo ,213 777 3,967

a. Existen varias modas. Se mostrará el menor de los valores.

Análisis de normalidad

Resumen del procesamiento de los casos

PISTA

Casos

Válidos Perdidos Total

N Porcentaje N Porcentaje N Porcentaje

24 100,0% 0 ,0% 24 100,0%


PISTA

N 24 Parámetros normalesa,b Media ,123688

Desviación típica ,0409931 Diferencias más extremas Absoluta ,260

Positiva ,260 Negativa -,154

Z de Kolmogorov-Smirnov 1,276 Sig. asintót. (bilateral) ,077

a. La distribución de contraste es la normal. b. Se han calculado a partir de los datos.


10. ANEXOS 251

ANÁLISIS DE REGRESIÓN MRS: MODELO 1:

Pendiente de deformación (PISTA) en función del índice MRI

Variables introducidas/eliminadasa

Modelo Variables introducidas Variables eliminadas Método

1 MRI .

Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >= ,100).

2 Penetración media .

Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >= ,100).

a. Variable dependiente: PISTA

Resumen del modeloc

Modelo R R cuadrado R cuadrado corregida

Error típ. de la estimación

Durbin-Watson

1 ,860a ,739 ,727 ,0214135

2 ,905b ,818 ,801 ,0182875 ,895

a. Variables predictoras: (Constante), MRI b. Variables predictoras: (Constante), MRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA

ANOVAc

Modelo Suma de

cuadrados gl Media cuadrática F Sig.

1

Regresión ,029 1 ,029 62,290 ,000a

Residual ,010 22 ,000

Total ,039 23

2

Regresión ,032 2 ,016 47,284 ,000b

Residual ,007 21 ,000

Total ,039 23

a. Variables predictoras: (Constante), MRI b. Variables predictoras: (Constante), MRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA


10. ANEXOS 252

Coeficientesa

Modelo

Coeficientes no

estandarizados

Coeficientes

tipificados t Sig.

Estadísticos de

colinealidad

B Error típ. Beta Tolerancia FIV

1 (Constante) ,54533 ,054 10,174 ,000

MRI -,00065 ,000 -,860 -7,892 ,000 1,000 1,000

2

(Constante) ,436 ,058 7,492 ,000

MRI -,001 ,000 -,685 -6,250 ,000 ,721 1,387

Penetraciónmedia ,001 ,000 ,332 3,027 ,006 ,721 1,387


Variables excluidasc

Modelo Beta

dentro t Sig.

Correlación parcial

Estadísticos de colinealidad

Tolerancia FIV Tolerancia

mínima

1

Tamaño medio -,121a -1,110 ,279 -,236 ,997 1,003 ,997

% Cantos -,247a -2,064 ,052 -,411 ,719 1,390 ,719

Penetraciónmedia ,332a 3,027 ,006 ,551 ,721 1,387 ,721

% betún ,071a ,533 ,600 ,116 ,694 1,442 ,694

2

Tamaño medio -,111b -1,200 ,244 -,259 ,996 1,004 ,718

% Cantos ,019b ,106 ,917 ,024 ,295 3,388 ,230

% betún -,009b -,077 ,940 -,017 ,655 1,526 ,598

a. Variables predictoras en el modelo: (Constante), MRI b. Variables predictoras en el modelo: (Constante), MRI, Penetraciónmedia c. Variable dependiente: PISTA

Diagnósticos de colinealidada

Modelo Dimensión Autovalores Índice de condición

Proporciones de la varianza

(Constante) MRI Penetraciónmedia

1 1 1,997 1,000 ,00 ,00

2 ,003 24,486 1,00 1,00

2

1 2,805 1,000 ,00 ,00 ,02

2 ,192 3,819 ,00 ,00 ,64

3 ,002 35,608 1,00 ,99 ,34



10. ANEXOS 253

Análisis de los residuos

Estadísticos sobre los residuosa

Mínimo Máximo Media Desviación

típica N

Valor pronosticado ,045357 ,181651 ,123688 ,0370821 24

Residual -,0321016 ,0313486 ,0000000 ,0174743 24

Valor pronosticado tip. -2,112 1,563 ,000 1,000 24

Residuo típ. -1,755 1,714 ,000 ,956 24



Standardized Residual

N 24

Parámetros normalesa,b Media ,0000000

Desviación típica ,95553309


Absoluta ,145

Positiva ,145

Negativa -,097

Z de Kolmogorov-Smirnov ,709

Sig. asintót. (bilateral) ,696

a. La distribución de contraste es la normal. b. Se han calculado a partir de los datos.


10. ANEXOS 254

ANÁLISIS DE REGRESIÓN MRS: MODELO 2:

Pendiente de deformación (PISTA) en función del índice EMRI

Variables introducidas/eliminadasa

Modelo Variables introducidas Variables eliminadas Método

1 EMRI .

Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >=

,100).

2 Penetraciónmedia .

Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >=

,100).


Resumen del modeloc

Modelo R R cuadrado R cuadrado corregida

Error típ. de la estimación

Durbin-Watson

1 ,915a ,838 ,831 ,0168769

2 ,932b ,868 ,855 ,0155850 1,324

a. Variables predictoras: (Constante), EMRI b. Variables predictoras: (Constante), EMRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA

ANOVAc

Modelo Suma de


1

Regresión ,032 1 ,032 113,694 ,000a

Residual ,006 22 ,000

Total ,039 23

2

Regresión ,034 2 ,017 69,062 ,000b

Residual ,005 21 ,000

Total ,039 23

a. Variables predictoras: (Constante), EMRI b. Variables predictoras: (Constante), EMRI, Pentración media c. Variable dependiente: PISTA


10. ANEXOS 255

Coeficientesa

Modelo

Coeficientes no estandarizados

Coeficientes tipificados t Sig.


B Error típ. Beta Tolerancia FIV

1 (Constante) ,49791 ,035 14,119 ,000

EMRI -,11204 ,011 -,915 -

10,663 ,000 1,000 1,000

2

(Constante) ,429 ,045 9,436 ,000

EMRI -,096 ,012 -,783 -7,854 ,000 ,632 1,581

Pentración media

,000 ,000 ,218 2,191 ,040 ,632 1,581


Variables excluidasc

Modelo Beta

dentro t Sig.

Correlación parcial


Tolerancia FIV Tolerancia

mínima

1

Tamaño medio

-,008a -,090 ,929 -,020 ,995 1,005 ,995

% Cantos -,109a -1,172 ,254 -,248 ,838 1,194 ,838

Penetración media

,218a 2,191 ,040 ,431 ,632 1,581 ,632

% betún ,027a ,257 ,800 ,056 ,694 1,441 ,694

2

Tamaño medio

-,017b -,212 ,834 -,047 ,992 1,008 ,628

% Cantos ,052b ,417 ,681 ,093 ,414 2,416 ,283

% betún -,012b -,122 ,904 -,027 ,670 1,492 ,537

a. Variables predictoras en el modelo: (Constante), EMRI b. Variables predictoras en el modelo: (Constante), EMRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA

Diagnósticos de colinealidada

Modelo Dimensión Autovalores Índice de condición

Proporciones de la varianza

(Constante) EMSI Penetraciónmedia

1 1 1,995 1,000 ,00 ,00

2 ,005 20,424 1,00 1,00

2

1 2,798 1,000 ,00 ,00 ,02

2 ,199 3,751 ,00 ,01 ,54

3 ,003 32,198 1,00 ,99 ,44



10. ANEXOS 256


Estadísticos sobre los residuosa

Mínimo Máximo Media Desviación

típica N

Valor pronosticado ,054837 ,195129 ,123688 ,0381924 24

Residual -,0250731 ,0303425 ,0000000 ,0148920 24

Valor pronosticado tip. -1,803 1,871 ,000 1,000 24

Residuo típ. -1,609 1,947 ,000 ,956 24



Standardized Residual

N 24




Absoluta ,210

Positiva ,210

Negativa -,123

Z de Kolmogorov-Smirnov 1,027


a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.


10. ANEXOS 257

PROCEDIMIENTO ESTIMACIÓN CURVILÍNEA DE LA PENDIENTE DE

DEFORMACIÓN (PISTA).

Modelo 1: Variable independiente: MRI


N

Total de casos 24

Casos excluidosa 0

Casos pronosticados 0

Casos creados nuevos 0

a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.

Resumen del procesamiento de las variables

Variables

Dependiente Independiente

PISTA MRI

Número de valores positivos 24 24 Número de ceros 0 0 Número de valores negativos 0 0

Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario

0 0

Perdidos del sistema 0 0


Variable dependiente: PISTA


R cuadrado


Lineal ,739 62,290 1 22 ,000 ,545 -,001 Logarítmica ,772 74,687 1 22 ,000 2,956 -,437 Inversa ,803 89,953 1 22 ,000 -,329 292,342

Cuadrático ,922 124,778 2 21 ,000 2,837 -,008 5,231E-

6

Cúbico ,922 124,778 2 21 ,000 2,837 -,008 5,231E-

6 ,000

Compuesto ,808 92,603 1 22 ,000 3,195 ,995 Potencia ,835 111,261 1 22 ,000 4,363E8 -3,403 S ,859 133,634 1 22 ,000 -5,636 2261,316 Crecimiento ,808 92,603 1 22 ,000 1,162 -,005 Exponencial ,808 92,603 1 22 ,000 3,195 -,005 Logística ,808 92,603 1 22 ,000 ,313 1,005



10. ANEXOS 258

Análisis del modelo cuadrático

Resumen del modelo

R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la

estimación

,960 ,922 ,915 ,012


ANOVA

Suma de cuadrados gl Media cuadrática F Sig.

Regresión ,036 2 ,018 124,778 ,000

Residual ,003 21 ,000

Total ,039 23


Coeficientes


Coeficientes estandarizados t Sig.

B Error típico Beta

MRI -,00759 ,001 -10,075 -7,693 ,000

MRI ** 2 5,2306E-6 ,000 9,225 7,044 ,000

(Constante) 2,8371 ,327 8,683 ,000


10. ANEXOS 259

Modelo 2. Variable independiente: EMRI


N

Total de casos 24

Casos excluidosa 0





Variables


PISTA EMRI

Número de valores positivos 24 24

Número de ceros 0 0

Número de valores negativos 0 0


0 0



Variable dependiente: PISTA


R cuadrado


Lineal ,838 113,694 1 22 ,000 ,498 -,112

Logarítmica ,861 135,920 1 22 ,000 ,571 -,373

Inversa ,876 155,582 1 22 ,000 -,245 1,218

Cuadrático ,895 89,084 2 21 ,000 1,280 -,589 ,072

Cúbico ,896 90,734 2 21 ,000 1,030 -,355 ,000 ,007

Compuesto ,877 156,158 1 22 ,000 2,068 ,424

Potencia ,888 174,085 1 22 ,000 3,536 -2,831

S ,891 180,294 1 22 ,000 -4,918 9,194

Crecimiento ,877 156,158 1 22 ,000 ,727 -,857

Exponencial ,877 156,158 1 22 ,000 2,068 -,857

Logística ,877 156,158 1 22 ,000 ,484 2,357



10. ANEXOS 260


10. ANEXOS 261

Resumen modelo cuadrático

Resumen del modelo


estimación

,946 ,895 ,885 ,014


ANOVA

Suma de


Regresión ,035 2 ,017 89,084 ,000

Residual ,004 21 ,000

Total ,039 23


Coeficientes

Coeficientes no estandarizados Coeficientes estandarizados

t Sig. B Error típico Beta

EMRI -,589 ,142 -4,811 -4,142 ,000

EMRI ** 2 ,072 ,021 3,902 3,360 ,003

(Constante) 1,280 ,235 5,456 ,000


10. ANEXOS 262

ESTUDIO MÓDULOS DE RIGIDEZ

Análisis descriptivo de los resultados incluidos en el estudio

Mezcla Tamaño fracción

sustituida % Cantos Ligante Módulo

M1 16/11,2 10

B-13/22 13508

16/11,2 10 13428 16/11,2 10 13492

M2 16/11,2 10

B-40/50 9614

16/11,2 10 9619 16/11,2 10 9600

M3 16/11,2 10

B-60/70 6864

16/11,2 10 6822 16/11,2 10 6888

M4 11,2/8 10

B-13/22 13010

11,2/8 10 12996 11,2/8 10 12885

M5 11,2/8 10

B-40/50 10015

11,2/8 10 10096 11,2/8 10 10028

M6 11,2/8 10

B-60/70 6470

11,2/8 10 6493 11,2/8 10 6488

M7 8/4 10

B-13/22 12599

8/4 10 12458 8/4 10 12444

M8 8/4 10

B-40/50 9789

8/4 10 9699 8/4 10 9781

M9 8/4 10

B-60/70 6205

8/4 10 6211 8/4 10 6216

M10 4/2 10

B-13/22 12439

4/2 10 12399 4/2 10 12441

M11 4/2 10

B-40/50 9086

4/2 10 9041 4/2 10 9063

M12 4/2 10

B-60/70 6004

4/2 10 6096 4/2 10 6025

M13 Arena (2/0) 10

B-13/22 11582

Arena (2/0) 10 11493 Arena (2/0) 10 11516

M14 Arena (2/0) 10

B-40/50 8344

Arena (2/0) 10 8356 Arena (2/0) 10 8366

M15 Arena (2/0) 10

B-60/70 6115

Arena (2/0) 10 6155 Arena (2/0) 10 6105


10. ANEXOS 263

ANEXO IV ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO

DE GRANULOMETRÍA Y DE LIGANTE


10. ANEXOS 264

RESULTADOS EMPLEADOS EN EL ESTUDIO

Mezcla % huecos Objetivo

(v)

Tamaño máximo árido (T)

Dotación betún

(% s/m) (B)

Penetración media (P)

Índices volumétricos Índices energéticos

MSI MRI EMSI EMRI

AC22 5 22 4,9 65 660 693 1,361 3,543

AC22 5 22 4,9 65 666 705 1,371 3,557

AC22 5 22 4,9 45 693 721 1,379 3,640

AC22 5 22 4,9 45 705 727 1,395 3,648

AC22 5 22 4,9 17,5 716 739 1,477 3,883

AC22 5 22 4,9 17,5 694 727 1,467 3,867

BBTM 11A 4,5 11 5,21 65 765 559 1,20 2,560

BBTM 11A 4,5 11 5,21 65 767 569 1,18 2,548

BBTM 11A 4,5 11 5,21 45 833 612 1,37 2,960

BBTM 11A 4,5 11 5,21 45 823 590 1,36 2,943

BBTM 11A 4,5 11 5,21 17,5 870 622 1,42 3,060

BBTM 11A 4,5 11 5,21 17,5 878 634 1,438 3,073

BBTM 11B 12,5 11 4,99 65 1402 1139 2,255 5,717

BBTM 11B 12,5 11 4,99 65 1392 1127 2,243 5,697

BBTM 11B 12,5 11 4,99 45 1508 1215 2,490 6,396

BBTM 11B 12,5 11 4,99 45 1518 1237 2,506 6,404

BBTM 11B 12,5 11 4,99 17,5 1622 1325 2,679 6,977

BBTM 11B 12,5 11 4,99 17,5 1612 1309 2,665 6,969

PA16 20 16 4,5 65 533 1010 1,42 5,469

PA16 20 16 4,5 65 523 988 1,41 5,430

PA16 20 16 4,5 45 696 1233 1,781 6,930

PA16 20 16 4,5 45 704 1247 1,795 6,940

PA16 20 16 4,5 17,5 791 1379 2,003 7,793

PA16 20 16 4,5 17,5 781 1367 1,971 7,779

SMA10 4,5 10 6,0 65 880 871 1,50 4,033

SMA10 4,5 10 6,0 65 884 885 1,524 4,067

SMA10 4,5 10 6,0 45 1016 988 1,695 4,560

SMA10 4,5 10 6,0 45 1026 994 1,703 4,576

SMA10 4,5 10 6,0 17,5 1039 1005 1,79 4,843

SMA10 4,5 10 6,0 17,5 1047 1021 1,798 4,881


10. ANEXOS 265

PROCEDIMIENTO DE ESTIMACIÓN CURVILÍNEA. (Sin incluir las mezclas PA16)

Índice energético de compactabilidad (EMSI) en función del índice MSI


N

Total de casos 24

Casos excluidosa 0





Variables


EMSI MSI





0 0



Variable dependiente: EMSI


R2 F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3

Lineal ,950 418,717 1 22 ,000 ,281 ,001

Logarítmica ,907 213,779 1 22 ,000 -8,612 1,505

Inversa ,835 111,565 1 22 ,000 3,303 -

1452,783

Cuadrático ,967 305,419 2 21 ,000 1,228 ,000 8,139E-7

Cúbico ,967 305,419 2 21 ,000 1,228 ,000 8,139E-7 ,000

Compuesto ,933 306,290 1 22 ,000 ,774 1,001

Potencia ,903 205,141 1 22 ,000 ,007 ,806

S ,844 118,718 1 22 ,000 1,363 -783,561

Crecimiento ,933 306,290 1 22 ,000 -,256 ,001

Exponencial ,933 306,290 1 22 ,000 ,774 ,001

Logística ,933 306,290 1 22 ,000 1,292 ,999

La variable independiente es MSI


10. ANEXOS 266

Resumen modelo lineal

Resumen del modelo

R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la estimación

,975 ,950 ,948 ,109

La variable independiente es MSI.

ANOVA


Regresión 4,999 1 4,999 418,717 ,000 Residual ,263 22 ,012

Total 5,261 23

La variable independiente es MSI

Coeficientes




MSI ,0015 ,000 ,975 20,463 ,000 (Constante) ,2809 ,074 3,809 ,001



Error de EMSI con MSI para el modelo

lineal

N 24


Desviación típica 10685805


Absoluta ,102

Positiva ,102

Negativa -,077

Z de Kolmogorov-Smirnov ,501 Sig. asintót. (bilateral) ,963



10. ANEXOS 267

Índice energético de Post-compactación (EMRI) en función del índice MRI


N

Total de casos 24

Casos excluidosa 0





Variables


EMRI MRI





0 0



Variable dependiente:EMRI


R cuadrado


Lineal ,974 829,366 1 22 ,000 -,358 ,005

Logarítmica ,947 396,675 1 22 ,000 -27,190 4,682

Inversa ,903 205,588 1 22 ,000 9,068 -3825,686

Cuadrático ,982 563,340 2 21 ,000 1,552 ,001 2,407E-

6

Cúbico ,982 563,340 2 21 ,000 1,552 ,001 2,407E-

6 ,000

Compuesto ,970 712,465 1 22 ,000 1,449 1,001

Potencia ,973 806,230 1 22 ,000 ,003 1,065

S ,958 502,661 1 22 ,000 2,514 -883,776

Crecimiento ,970 712,465 1 22 ,000 ,371 ,001

Exponencial ,970 712,465 1 22 ,000 1,449 ,001

Logística ,970 712,465 1 22 ,000 ,690 ,999



10. ANEXOS 268

Resumen modelo lineal

esumen del modelo


,987 ,974 ,973 ,225


ANOVA


Regresión 41,923 1 41,923 829,366 ,000

Residual 1,112 22 ,051

Total 43,035 23

Coeficientes


t Sig.


MRI ,0054 ,000 ,987 28,799 ,000

(Constante) -,3580 ,170 -2,108 ,047



Error de EMRI con MRI para el modelo lineal

N 24




10. ANEXOS 269

ANEXO V MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS

RESULTADOS DE LAS MEZCLAS CON CANTOS

RODADOS


10. ANEXOS 270

ANÁLISIS DESCRIPTIVO DE LOS DATOS

Combinaciones de variables incluidas en el estudio estadístico


Fracción (T) Porcentajes cantos (C)


Dotaciones (% s/a) (B) Réplic

as

MRef1 0 0% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

MRef2 0 0% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

MRef3 0 0% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

MRefA 100 93% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 3

MRefB 100 93% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 3

M1 13,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M2 13,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M3 13,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M4 9,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M5 9,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M6 9,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M7 6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M8 6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M9 6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M10 3 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M11 3 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M12 3 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M13 1 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M14 1 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M15 1 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2 Fracción 16/11,2

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,

15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2

Fracción 11,2/8

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,

15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2

Fracción 8/4

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,

15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2

Fracción 4/2

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,

15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2

Arena 2/0

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,

15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2


10. ANEXOS 271

Normalidad de las variables respuesta incluyendo todos los datos


MSI MRI EMSI EMRI

N 230 230 230 230

Parámetros normalesa,b Media 471,91 547,40 1,02800 2,69796



Absoluta ,174 ,217 ,200 ,194

Positiva ,093 ,095 ,104 ,096

Negativa -,174 -,217 -,200 -,194

Z de Kolmogorov-Smirnov 2,645 3,297 3,035 2,938


a. La distribución de contraste es la Normal.

b. Se han calculado a partir de los datos.

Combinaciones incluidas en los modelos de regresión (eliminados 30 datos)


Fracción (T) Porcentajes cantos (C)


Dotaciones (% s/a) (B) Réplic

as

MRef1 0 0% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

MRef2 0 0% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

MRef3 0 0% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M1 13,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M2 13,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M3 13,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M4 9,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M5 9,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M6 9,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M7 6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M8 6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M9 6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M10 3 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M11 3 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M12 3 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M13 1 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M14 1 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2

M15 1 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2 Fracción 16/11,2

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,

17,5%, 20% 65 4,9 2

Fracción 11,2/8

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,

17,5%, 20% 65 4,9 2

Fracción 8/4

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,

17,5%, 20% 65 4,9 2

Fracción 4/2

13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,

17,5%, 20% 65 4,9 2

Arena 2/0 13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 65 4,9 2


10. ANEXOS 272

Normalidad de las variables respuesta (eliminando 30 datos)


MSI MRI EMSI EMRI

N 200 200 200 200

Parámetros normalesa,b Media 535,84 599,54 1,15892 2,99635



Absoluta ,064 ,073 ,045 ,073

Positiva ,030 ,073 ,038 ,040

Negativa -,064 -,048 -,045 -,073

Z de Kolmogorov-Smirnov ,905 1,028 ,632 1,031



PROCEDIMIENTO ESTIMACIÓN CURVILÍNEA

Índice energético EMSI en función MSI


N

Total de casos 200

Casos excluidosa 0





Variables


EMSI MSI





0 0



10. ANEXOS 273




R cuadrado


Lineal ,842 1057,634 1 198 ,000 ,342 ,002

Logarítmica ,790 746,619 1 198 ,000 -3,307 ,713

Inversa ,698 458,586 1 198 ,000 1,745 -300,211

Cuadrático ,857 591,041 2 197 ,000 ,716 -7,132E-

6

1,502E-6

Cúbico ,858 396,165 3 196 ,000 1,071 -,002 6,298E-6

-3,183E-

9

Compuesto ,858 1191,516 1 198 ,000 ,555 1,001

Potencia ,822 915,483 1 198 ,000 ,021 ,640

S ,743 572,087 1 198 ,000 ,669 -272,589

Crecimiento ,858 1191,516 1 198 ,000 -,589 ,001

Exponencial ,858 1191,516 1 198 ,000 ,555 ,001

Logística ,858 1191,516 1 198 ,000 1,802 ,999



10. ANEXOS 274

Análisis del modelo lineal

Resumen del modelo


,918 ,842 ,842 ,068


ANOVA

Suma de cuadrados

gl Media cuadrática F Sig.

Regresión 4,851 1 4,851 1057,634 ,000

Residual ,908 198 ,005

Total 5,760 199


Coeficientes


t Sig.


MSI ,001524 ,000 ,918 32,521 ,000

(Constante) ,342310 ,026 13,392 ,000


10. ANEXOS 275



Error de EMSI con

MSI

N 200




Absoluta ,088

Positiva ,088

Negativa -,052

Z de Kolmogorov-Smirnov 1,249




10. ANEXOS 276

PROCEDIMIENTO ESTIMACIÓN CURVILÍNEA

Índice energético EMSI en función MSI


N

Total de casos 200 Casos excluidosa 0 Casos pronosticados 0 Casos creados nuevos 0



Variables


EMRI MRI





0 0




Ecuación

Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros

R cuadrado


Lineal ,826 939,905 1 198 ,000 -,059 ,005

Logarítmica ,800 792,037 1 198 ,000 -15,350 2,872

Inversa ,746 583,052 1 198 ,000 5,585 -

1527,169

Cuadrático ,829 478,449 2 197 ,000 ,845 ,002 2,647E-

6

Cúbico ,831 483,936 2 197 ,000 1,098 ,000 7,092E-

6

-3,062E-

9

Compuesto ,825 936,349 1 198 ,000 1,044 1,002

Potencia ,813 860,727 1 198 ,000 ,005 ,991

S ,772 671,494 1 198 ,000 1,989 -531,551

Crecimiento ,825 936,349 1 198 ,000 ,043 ,002

Exponencial ,825 936,349 1 198 ,000 1,044 ,002

Logística ,825 936,349 1 198 ,000 ,958 ,998



10. ANEXOS 277

Análisis modelo lineal

Resumen del modelo


estimación

,909 ,826 ,825 ,170


ANOVA

Suma de


Regresión 27,200 1 27,200 939,905 ,000

Residual 5,730 198 ,029

Total 32,929 199


Coeficientes




MRI ,005096 ,000 ,909 30,658 ,000

(Constante) -,058865 ,100 -,587 ,558


10. ANEXOS 278



Error de EMRI con MRI

N 200 Parámetros normalesa,b Media ,0000000

Desviación típica ,16968545 Diferencias más extremas Absoluta ,068

Positiva ,048 Negativa -,068

Z de Kolmogorov-Smirnov ,956 Sig. asintót. (bilateral) ,321



10. ANEXOS 279

ANEXO VI GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA

MEZCLAS CON PORCENTAJES DE HUECOS

OBJETIVO SIMILARES


10. ANEXOS 280

ANÁLISIS DESCRIPTIVO DE LOS DATOS

Estadísticos

MSI MRI EMSI EMRI

N Válidos 260 260 260 260

Perdidos 0 0 0 0

Media 525,28 594,50 1,10683 2,93867

Mediana 542,50 599,00 1,15450 3,01000

Moda 13a 609 ,999a 3,105

Desv. típ. 257,107 213,146 ,443585 1,194581

Varianza 66103,909 45431,069 ,197 1,427

Rango 1610 1295 2,669 7,603

Mínimo 12 84 ,010 ,190

Máximo 1622 1379 2,679 7,793

a. Existen varias modas. Se mostrará el menor de los valores.


EMSI EMRI

N 260 260

Parámetros normalesa,b Media 1,10683 2,93867

Desviación típica ,443585 1,194581


Absoluta ,166 ,167

Positiva ,125 ,167

Negativa -,166 -,164

Z de Kolmogorov-Smirnov 2,680 2,694

Sig. asintót. (bilateral) ,000 ,000



10. ANEXOS 281

ANÁLISIS EXPLORATORIO DE LOS DATOS


10. ANEXOS 282

Puntos eliminados del estudio

Puntos eliminados

Mezclas Betún % Betún % Cantos MSI MRI EMSI EMRI

199

Arena rio

B-60/70 4,9 15 159 346 0,483 1,623

200 B-60/70 4,9 15 157 334 0,477 1,615

201 B-60/70 4,9 17,5 142 317 0,449 1,509

202 B-60/70 4,9 17,5 138 315 0,433 1,495

203 B-60/70 4,9 20 123 299 0,399 1,402

204 B-60/70 4,9 20 117 291 0,393 1,400

207

93% CANTOS

B-60/70 4,6 93 30 178 0,120 0,590

208 B-60/70 4,6 93 31 182 0,140 0,630

209 B-60/70 4,6 93 33 188 0,160 0,690

210 B-60/70 4,9 93 17 150 0,044 0,394

211 B-60/70 4,9 93 18 155 0,050 0,440

212 B-60/70 4,9 93 20 161 0,060 0,510

213 B-60/70 5,2 93 13 113 0,012 0,295

214 B-60/70 5,2 93 14 119 0,011 0,330

215 B-60/70 5,2 93 13 113 0,016 0,410

216 B-60/70 5,6 93 12 85 0,000 0,221

217 B-60/70 5,6 93 12 88 0,000 0,330

218 B-60/70 5,6 93 13 84 0,010 0,290

219 B-13/22 4,6 93 34 211 0,151 0,691

220 B-13/22 4,6 93 33 200 0,180 0,720

221 B-13/22 4,6 93 31 206 0,120 0,710

222 B-13/22 4,9 93 29 205 0,150 0,590

223 B-13/22 4,9 93 28 209 0,160 0,660

224 B-13/22 4,9 93 26 203 0,140 0,550

225 B-13/22 5,2 93 18 151 0,075 0,468

226 B-13/22 5,2 93 16 145 0,060 0,440

227 B-13/22 5,2 93 17 148 0,090 0,460

228 B-13/22 5,6 93 14 121 0,015 0,287

229 B-13/22 5,6 93 14 125 0,010 0,350

230 B-13/22 5,6 93 13 129 0,010 0,390

237

BBTM 11B

B-60/70 4,99 0 1402 1139 2,255 5,717

238 B-60/70 4,99 0 1392 1127 2,243 5,697

239 B-40/50 4,99 0 1508 1215 2,490 6,396

240 B-40/50 4,99 0 1518 1237 2,506 6,404

241 B-13/22 4,99 0 1622 1325 2,679 6,977

242 B-13/22 4,99 0 1612 1309 2,665 6,969


10. ANEXOS 283

255

PA 16

B-60/70 4,5 0 533 1010 1,42 5,469

256 B-60/70 4,5 0 523 988 1,41 5,43

257 B-40/50 4,5 0 696 1233 1,781 6,930

258 B-40/50 4,5 0 704 1247 1,795 6,94

259 B-13/22 4,5 0 791 1379 2,003 7,793

260 B-13/22 4,5 0 781 1367 1,971 7,779

Una vez seleccionadas las mezclas que se van a incluir en el estudio, se comprobó de

nuevo que las variables respuesta se ajustasen a una distribución normal.


EMSI EMRI

N 218 218

Parámetros normalesa,b Media 1,18303 3,04722

Desviación típica ,189510 ,474840


Absoluta ,038 ,075

Positiva ,038 ,075

Negativa -,022 -,048

Z de Kolmogorov-Smirnov ,562 1,113

Sig. asintót. (bilateral) ,910 ,168



10. ANEXOS 284

PROCEDIMIENTO ESTIMACIONES CURVILÍNEAS

Estimación EMSI a partir de MSI


Variables


EMSI MSI





0 0




Ecuación

Estimaciones de los parámetros

R cuadrado

F gl1 gl2 Sig. Constante

b1 Resumen

del modelo

b2 b3

Lineal ,831 1065,820 1 216 ,000 ,455 ,001

Logarítmica ,816 955,283 1 216 ,000 -3,275 ,708

Inversa ,721 558,272 1 216 ,000 1,795 -323,135

Cuadrático ,838 555,909 2 215 ,000 ,295 ,002 -

4,592E-7

Cúbico ,842 378,854 3 214 ,000 ,629 4,216E-5 2,597E-

6

-1,597E-

9

Compuesto ,816 959,593 1 216 ,000 ,633 1,001

Potencia ,835 1092,007 1 216 ,000 ,025 ,607

S ,768 713,326 1 216 ,000 ,691 -282,821

Crecimiento ,816 959,593 1 216 ,000 -,457 ,001

Exponencial ,816 959,593 1 216 ,000 ,633 ,001

Logística ,816 959,593 1 216 ,000 1,579 ,999



10. ANEXOS 285

ANÁLISIS MODELO LINEAL


N

Total de casos 218

Casos excluidosa 0





Variables


EMSI MSI





0 0


Resumen del modelo


estimación

,912 ,831 ,831 ,078


10. ANEXOS 286


ANOVA

Suma de cuadrados

gl Media cuadrática F Sig.

Regresión 6,480 1 6,480 1065,820 ,000

Residual 1,313 216 ,006

Total 7,793 217


Coeficientes




MSI ,0013 ,000 ,912 32,647 ,000

(Constante) ,4550 ,023 19,854 ,000



Error de EMSI con

MSI

N 218




Absoluta ,059

Positiva ,059

Negativa -,040





10. ANEXOS 287

Estimación EMRI a partir de MRI


N

Total de casos 218

Casos excluidosa 0





Variables


EMRI MRI





0 0



10. ANEXOS 288




R cuadrado


Lineal ,834 1083,095 1 216 ,000 ,291 ,004

Logarítmica ,826 1025,092 1 216 ,000 -15,192 2,846

Inversa ,771 727,461 1 216 ,000 5,775 -

1638,537

Cuadrático ,837 553,426 2 215 ,000 -,343 ,006 -

1,442E-6

Cúbico ,839 371,309 3 214 ,000 1,067 ,000 8,649E-

6

-4,905E-

9

Compuesto ,801 867,718 1 216 ,000 1,258 1,001

Potencia ,823 1006,387 1 216 ,000 ,008 ,918

S ,797 847,285 1 216 ,000 1,998 -538,124

Crecimiento ,801 867,718 1 216 ,000 ,230 ,001

Exponencial ,801 867,718 1 216 ,000 1,258 ,001

Logística ,801 867,718 1 216 ,000 ,795 ,999



10. ANEXOS 289

ANÁLISIS DEL MODELO LINEAL

Descripción del modelo

Nombre del modelo MOD_5

Variable dependiente 1 EMRI

Ecuación 1 Lineal

Variable independiente MRI

Constante Incluidos

Variable cuyos valores etiquetan las observaciones en los gráficos

Sin especificar


N

Total de casos 218

Casos excluidosa 0





Variables


EMRI MRI





0 0


Resumen del modelo


estimación

,913 ,834 ,833 ,194

La variable independiente es MRI


10. ANEXOS 290

ANOVA

Suma de


Regresión 40,793 1 40,793 1083,095 ,000

Residual 8,135 216 ,038

Total 48,928 217


Coeficientes




MRI ,00445 ,000 ,913 32,910 ,000

(Constante) ,29086 ,085 3,431 ,001



Error de EMRI con MRI

N 218



Diferencias más extremas Absoluta ,056

Positiva ,056

Negativa -,054




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