Tesi 23 gennaioaaa

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Tesi 23 gennaioaaa

Università Politecnica delle Marche
Scuola di Dottorato di Ricerca in Scienze dell’Ingegneria
Curriculum in Ingegneria delle Strutture ed Infrastrutture
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Il fenomeno della fatica nei leganti
bituminosi: approccio reologico per la
valutazione dei processi di
danneggiamento e autoriparazione.
Tesi di Dottorato di:
Lucia Tsantilis
Tutor:
Prof. Francesco Canestrari
Supervisore del Curriculum:
X edizione - nuova serie
Scuola di Dottorato di Ricerca in Scienze dell’Ingegneria
Curriculum in Ingegneria delle Strutture ed Infrastrutture
----------------------------------------------------------------------------------------
Il fenomeno della fatica nei leganti
bituminosi: approccio reologico per la
valutazione dei processi di
danneggiamento e autoriparazione.
Tesi di Dottorato di:
Lucia Tsantilis
Tutor:
Supervisore del Curriculum:
X edizione - nuova serie
Dipartimento di Ingegneria Civile Edile e Architettura
Via Brecce Bianche — 60131 - Ancona, Italy
Abstract
Una delle più comuni tipologie di degrado che si esplica nelle pavimentazioni in
conglomerato bituminoso è la fessurazione per fatica, fenomeno posto alla base dei criteri
adottati per la progettazione e la selezione dei materiali nelle pavimentazioni flessibili. Lo
sviluppo dello stato fessurativo, che si genera e propaga nella fase legante della miscela
bituminosa, è il risultato di due manifestazioni contrastanti: il danneggiamento per fatica,
causato dall’applicazione di carichi ripetuti, e l’autoriparazione, che può palesarsi durante
i periodi di riposo. Risulta quindi essenziale comprendere a fondo entrambi i meccanismi
al fine di definire prove di laboratorio atte a garantire una caratterizzazione dei leganti di
tipo prestazionale.
Nel presente lavoro di tesi sono esposti i risultati di un’approfondita indagine
sperimentale, finalizzata allo studio dei processi di danneggiamento e di autoriparazione
di una vasta gamma di leganti bituminosi ad uso stradale. Specifici protocolli sono stati
sviluppati con lo scopo di mettere in luce l’influenza di diversi fattori sulla risposta a fatica,
quali la tipologia di bitume, l’invecchiamento e la presenza di agenti modificanti di tipo
tradizionale (stirene-butadiene-stirene) ed innovativo (polverino di gomma di pneumatico,
melme di verniciatura industriale, nanotubi di carbonio).
I leganti modificati con materiali di natura polimerica hanno esibito le migliori
prestazioni in termini di resistenza e duttilità a fatica, oltre che nel recupero delle
proprietà meccaniche che si manifesta durante i periodi di riposo.
I trattamenti di invecchiamento hanno determinato un miglioramento della resistenza
dei bitumi testati senza indurre variazioni significative nel meccanismo di dissipazione
energetica che definisce il processo di accumulo del danno; mentre gli effetti sui fenomeni
di autoriparazione sono parsi ampiamente dipendenti dalla tipologia di legante impiegato.
i
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Indice
1. Introduzione ................................................................................................................ 1
2. I leganti bituminosi ...................................................................................................... 5
2.1. Nomenclatura dei leganti idrocarburici ........................................................... 5
2.2. I leganti idrocarburici nell’antichità ................................................................. 7
2.3. Origine e produzione del bitume ..................................................................... 8
2.4. Struttura chimica del bitume ......................................................................... 11
2.5. I fenomeni di invecchiamento nel bitume ..................................................... 14
2.6. La modifica del bitume ................................................................................... 17
2.6.1. Polimeri per applicazioni stradali ............................................................ 18
2.6.1.1. Elastomeri .......................................................................................... 19
2.6.1.2. Plastomeri .......................................................................................... 21
2.6.1.3. Compatibilità ed interazione tra bitume e polimero ......................... 22
2.6.2. Polverino di gomma di pneumatico ........................................................ 23
2.6.2.1. Cenni storici ....................................................................................... 23
2.6.2.2. Processi produttivi ............................................................................ 26
2.6.2.3. Compatibilità ed interazione tra bitume e gomma............................ 27
2.6.3. Melme di verniciatura industriale ........................................................... 30
2.6.4. Nanotubi di carbonio .............................................................................. 32
2.6.4.1. Struttura chimica ............................................................................... 32
2.6.4.2. Processi di sintesi ............................................................................... 36
3. Il fenomeno della fatica ............................................................................................. 39
3.1. L’accumulo del danno .................................................................................... 39
3.1.1. Approccio meccanicistico........................................................................ 40
3.1.2. Approccio fenomenologico ..................................................................... 44
3.1.3. Approccio energetico .............................................................................. 46
iii
3.1.3.1. Principio di corrispondenza della viscoelasticità non lineare............. 48
3.1.3.2. Specifiche SUPERPAVE ....................................................................... 54
3.1.3.3. Dissipated Energy Ratio (DER) ............................................................ 56
3.1.3.4. Ratio of Dissipated Energy Change (RDEC) ........................................ 59
3.1.3.5. Funzione G*N ..................................................................................... 61
3.1.3.6. Dissipated Creep Strain Energy .......................................................... 63
3.1.3.7 Metodo del “Département Génie Civil et Batiment” .......................... 65
3.2. L’autoriparazione............................................................................................ 67
3.2.1. Principio di corrispondenza della viscoelasticità non lineare.................. 68
3.2.2. Funzione di autoriparazione intrinseca ................................................... 70
3.2.3. Ratio of Dissipated Energy Change (RDEC) ............................................. 72
3.2.4. Dissipated Creep Strain Energy (DCSE) ................................................... 73
4. Indagine sperimentale ................................................................................................ 77
4.1. Programma sperimentale ............................................................................... 77
4.2. Protocollo di prova ......................................................................................... 78
4.3. Strumentazione .............................................................................................. 80
4.3.1. Reometro rotazionale (DSR).................................................................... 80
4.3.2. Rolling Thin Film Oven (RTFO) ................................................................. 81
4.3.3. Pressure Ageing Vessel (PAV) .................................................................. 82
4.4. Studio del danneggiamento per fatica ........................................................... 83
4.4.1. Trattamenti di invecchiamento ............................................................... 83
4.4.1.1. Materiali ............................................................................................. 83
4.4.1.2. Analisi dei risultati .............................................................................. 84
4.4.2. Modifica con polimero SBS ..................................................................... 91
4.4.2.1. Materiali ............................................................................................. 91
4.4.3. Modifica con polverino di gomma .......................................................... 96
4.4.3.1. Materiali ............................................................................................. 96
4.4.4. Modifica con melme di verniciatura industriale ................................... 107
iv
4.4.4.1. Materiali ........................................................................................... 107
4.4.4.2. Analisi dei risultati............................................................................ 108
4.4.4.3. Protocollo dell’Università del Minnesota ........................................ 115
4.4.5. Modifica con nanotubi di carbonio ....................................................... 120
4.4.5.1. Materiali ........................................................................................... 120
4.4.5.2. Analisi dei risultati............................................................................ 121
4.5. Studio del fenomeno di autoriparazione ..................................................... 128
4.5.1. Materiali ................................................................................................ 128
4.5.2. Analisi dei risultati ................................................................................. 128
5. Conclusioni .............................................................................................................. 145
Bibliografia ......................................................................................................... 149
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Indice delle figure
Figura 2-1 Principali gruppi funzionali presenti nel bitume [10]. ........................................ 12
Figura 2-2 Effetto di azoto e ossigeno sul processo di invecchiamento [5]......................... 16
Figura 2-3 Fase di verniciatura e smaltimento delle melme. .............................................. 31
Figura 2-4 trasformazione del foglio di grafite. ................................................................... 33
Figura 2-5 Rappresentazione schematica di un nanotubo di carbonio a parete singola..... 33
Figura 2-6 Vista prospettica di un modello di rope formato da SWNTs [62]. ...................... 34
Figura 2-7 Rappresentazione schematica del piano grafitico con il vettore chirale ............ 35
Figura 2-8 Set-up sperimentale utilizzato nella sintesi ad arco elettrico [63]. .................... 36
Figura 2-9 Rappresentazione schematica del processo di ablazione laser [63]. ................. 37
Figura 2-10 Rappresentazione schematica del processo CVD [63]...................................... 38
Figura 3-1 Tensioni in funzione di deformazioni e pseudo deformazioni [73]. ................... 50
Figura 3-2 Parametro G*sinδ e prestazioni a fatica di conglomerati bituminosi [76]. ........ 55
Figura 3-3 Funzione DER in una prova in controllo di tensione [76]. .................................. 57
Figura 3-4 Funzione DER in una prova in controllo di deformazione [76]. .......................... 58
Figura 3-5 Limiti teorici del parametro RCPA [85]. .............................................................. 59
Figura 3-6 Parametro RDEC in funzione del numero di cicli [88]......................................... 61
Figura 3-7 Relazione tra PV e vita a fatica [86]. ................................................................... 61
Figura 3-8 Parametro G*N e G* in funzione del numero di cicli [91]. ................................. 62
Figura 3-9 Deformazione in funzione del tempo in una tipica prova di creep [92]. ............ 64
Figura 3-10 Risposta combinata in regime statico e oscillatorio [93].................................. 65
Figura 3-11 Area di sviluppo del processo di autoriparazione intrinseca [104]. ................. 70
Figura 3-12 Tipologia di carico impulsivo per prove di fatica-autoriparazione [86]. ........... 73
Figura 3-13 Relazione PV-(RP+1) [86]. ................................................................................. 73
Figura 3-14 DCSE associato a prove di fatica seguite da periodi di riposo [93]. .................. 74
Figura 4-1 Reometro Anton-Paar Physica MCR 301. ........................................................... 80
vii
Figura 4-2 Rolling Thin Film Oven (RTFO). ........................................................................... 82
Figura 4-3 Pressure Ageing Vessel (PAV). ............................................................................ 83
Figura 4-4 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (PG64-16). .......................... 84
Figura 4-5 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (PG76-22). .......................... 85
Figura 4-6 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (PG64-16). .................................. 86
Figura 4-7 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (PG76-22). .................................. 86
Figura 4-8 DER in funzione del numero di cicli (PG64-16). .................................................. 87
Figura 4-9 DER in funzione del numero di cicli (PG76-22). .................................................. 88
Figura 4-10 DERmax in funzione di NDERmax (PG64-16; PG76-22). ................................... 89
Figura 4-21 PV in funzione di N50 (PG64-16; PG76-22). ...................................................... 91
Figura 4-12 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22). ........ 92
Figura 4-13 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22). ................ 93
Figura 4-14 DER in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22). ................................ 94
Figura 4-15 Energia dissipata in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22). ............ 95
Figura 4-16 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (Tritogom). ....................... 99
Figura 4-17 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (Tritogom). ............................. 100
Figura 4-18 Parametro N50 in funzione della percentuale di modifica con CR. ................ 102
Figura 4-19 DER in funzione del numero di cicli (Tritogom). ............................................. 104
Figura 4-20 DERmax in funzione di NDERmax (Gomma Amica). ....................................... 104
Figura 4-21 Parametro RCPA in funzione della percentuale di modifica con CR. .............. 106
Figura 4-22 PV in funzione di N50 (bitumi modificati con CR). .......................................... 106
Figura 4-23 Energia dissipata in funzione del numero di cicli (modificati con CR). ........... 107
Figura 4-24 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (base 50/70). .................. 109
Figura 4-25 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (base 70/100). ................ 110
Figura 4-26 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (base 50/70). .......................... 111
Figura 4-27 DER in funzione del numero di cicli (base 50/70). .......................................... 111
Figura 4-28 DERmax in funzione di NDERmax (modifica con melme di verniciatura). ...... 114
Figura 4-29 PV(N50) e PV(NDERmax) in funzione rispettivamente di N50 e NDERmax. ... 115
Figura 4-30 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (base 50/70 e 70/100). ... 116
Figura 4-31 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (base 50/70 e 70/100). .......... 117
viii
Figura 4-32 PV(N50) e PV(NDERmax) in funzione rispettivamente di N50 e NDERmax .... 119
Figura 4-33 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (modifica con CNT). ....... 122
Figura 4-34 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (modifica con CNT). ............... 122
Figura 4-35 DER in funzione del numero di cicli (modifica con CNT)................................. 123
Figura 4-36 DERmax in funzione di NDERmax (modifica con CNT).................................... 126
Figura 4-37 Curve di fatica di Wӧhler (modifica con CNT)................................................. 126
Figura 4-38 PV(N50) e PV(NDERmax) in funzione rispettivamente di N50 e NDERmax.. .. 127
Figura 4-39 Andamento di una tipica prova di autoriparazione. ....................................... 130
Figura 4-40 Parametro G*N in funzione del numero di cicli (PG64-16). ........................... 131
Figura 4-43 Numero di cicli recuperati in funzione del tempo di riposo. .......................... 133
Figura 4-44 Prova di autoriparazione a livello di danneggiamento 50% G0 (PG76-22). .... 135
Figura 4-45 Prova di autoriparazione a livello di danneggiamento DERmax (PG76-22). ... 135
Figura 4-46 Definizione dei parametri Nrec e Nf. .............................................................. 136
Figura 4-47 Andamento di una tipica prova di steric hardening. ...................................... 139
Figura 4-48 Dati sperimentali e funzione interpolatrice del recupero. ............................. 141
Figura 4-49 Recuperi a tempo infinito (PG64-16). ............................................................. 144
Figura 4-50 Recuperi a tempo infinito (PG58-22; PG76-22). ............................................. 144
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Indice delle tabelle
Tabella 4-1 Temperature di equi-rigidezza (PG64-16; PG76-22). ........................................ 84
Tabella 4-2 Parametri N50, Nt e Nf (PG64-16; PG76-22)..................................................... 87
Tabella 4-3 Parametri NDERmax, Np e Np20 (PG64-16; PG76-22)...................................... 88
Tabella 4-4 Parametro RCPA (PG64-16; PG76-22). .............................................................. 90
Tabella 4-5Parametri Nf, Nt e N50 (PG58-22; PG76-22). .................................................... 92
Tabella 4-6 Parametri Np20, NDERmax e Np (PG58-22; PG76-22). ..................................... 94
Tabella 4-7 Parametro RCPA (PG58-22; PG76-22). .............................................................. 94
Tabella 4-8 Pendenze del grafico NDERmax - DERmax (PG58-22; PG76-22). ...................... 94
Tabella 4-9 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (PG58-22; PG76-22). ................................ 95
Tabella 4-10 Curve granulometriche CRM [111]. ................................................................ 96
Tabella 4-11 Superficie specifica CRM [111]. ...................................................................... 97
Tabella 4-12 Composizione chimica CRM [111]. ................................................................. 97
Tabella 4-13 Risultati prove empiriche (bitumi modificati con CR). .................................... 98
Tabella 4-14 Temperature di equi-rigidezza (bitumi modificati con CR). ............................ 98
Tabella 4-15 Parametri Nf, Nt e N50 (bitumi modificati con CR). ...................................... 101
Tabella 4-16 Parametri Np, Np20 e NDERmax (bitumi modificati con CR). ....................... 103
Tabella 4-17 Pendenze del grafico NDERmax - DERmax (bitumi modificati con CR). ........ 105
Tabella 4-18 Analisi elementare eseguita sulle melme di verniciatura [58]. ..................... 108
Tabella 4-19 Parametri Nf, Nt e N50 (modifica con melme di verniciatura). .................... 110
Tabella 4-20 Parametri Np10 e Np20 (modifica con melme di verniciatura). ................... 112
Tabella 4-21Parametri Np e NDERmax (modifica con melme di verniciatura). ................. 113
Tabella 4-22 Parametro RCPA (modifica con melme di verniciatura). .............................. 113
Tabella 4-23 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (melme di verniciatura). ...................... 114
Tabella 4-24 Parametri Nf, Nt e N50 (modifica con melme di verniciatura). .................... 118
Tabella 4-25 Parametri Np10 e Np20 (modifica con melme di verniciatura). ................... 118
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Tabella 4-26 Parametri Np e NDERmax (modifica con melme di verniciatura). ................ 118
Tabella 4-27 Pendenze del grafico NDERmax - DERmax (modifica con melme). ............... 119
Tabella 4-28 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (melme di verniciatura). ...................... 119
Tabella 4-29 Caratteristiche CNT NC700. ........................................................................... 121
Tabella 4-30 Conducibilità elettrica CNT NC7000. ............................................................. 121
Tabella 4-31 Parametri Nf, Nt e N50 (modifica con CNT). ................................................. 123
Tabella 4-32 Parametri Np10 e Np20 (modifica con CNT). ................................................ 124
Tabella 4-33 Parametri Np e NDERmax (modifica con CNT). ............................................. 124
Tabella 4-34 Parametro RCPA (modifica con CNT). ........................................................... 125
Tabella 4-35 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (modifica con CNT). ............................. 127
Tabella 4-36 ΔG ai livelli di danneggiamento analizzati. .................................................... 129
Tabella 4-37 Lunghezza dei periodi di riposo..................................................................... 129
Tabella 4-38 Parametro Relative Healing Index (RHI). ....................................................... 134
Tabella 4-39 Parametro Nrec/Nf........................................................................................ 137
Tabella 4-40 Recupero del modulo complesso ( dati in controllo di tensione). ................ 138
Tabella 4-41 Recupero del modulo complesso (dati in controllo di deformazione). ......... 138
Tabella 4-42 Parametri di interpolazione (PG64-16). ........................................................ 141
Tabella 4-43 Parametri di interpolazione (PG58-22; PG76-22). ........................................ 142
xii
Capitolo 1.
Introduzione
Le prestazioni di una pavimentazione flessibile dipendono dalla capacità della struttura di
resistere a diverse tipologie di dissesti, tra cui i principali sono la fessurazione per fatica, la
fessurazione di origine termica e l’ormaiamento.
Il fenomeno della fatica è governato dall’interazione di peculiarità intrinseche dei
materiali costituenti e da fattori legati alle caratteristiche strutturali, alle condizioni
ambientali e di carico. Nonostante il processo di accumulo del danno, che inizia con
l’instaurarsi di uno stato di micro-fessurazione ed evolve in un completo decadimento
delle proprietà meccaniche del conglomerato, sia stato spesso considerato irreversibile,
negli ultimi decenni è stata accettata dalla comunità scientifica la possibilità che il
materiale possa far regredire parzialmente il danneggiamento subito. Mentre i carichi
dovuti al traffico veicolare inducono ad una progressiva degradazione, nei tempi
intercorrenti tra una sollecitazione e la successiva si rende apprezzabile un recupero delle
proprietà meccaniche, in parte attribuito alla capacità del materiale di autoriparare lo
stato fessurativo originatosi.
L’analisi della risposta a fatica delle pavimentazioni flessibili è contraddistinta dalla
forte eterogeneità strutturale, il cui comportamento è il risultato di una stretta interazione
esistente tra scheletro litico e legante bituminoso. Le pronunciate differenze in termini di
rigidezza tra fase legante e aggregato, oltre che la variabilità degli spessori relativi, implica
una complessa distribuzione tenso-deformativa all’interno del conglomerato. Date le
spiccate proprietà viscoelastiche, il legante governa i processi di dissipazione energetica,
rivestendo quindi un ruolo di rilievo nel meccanismo di accumulo del danno. Al contempo,
la natura chimico-fisica estremamente complessa che caratterizza il bitume, ne determina
la capacità di autoripararazione.
Lo studio della sola fase legante, isolata dalla componente litica, può quindi fornire una
semplificazione del problema e al contempo condurre ad una chiara comprensione dei
meccanismi che si esplicano quando il materiale è assoggettato a carichi ripetuti.
Nel presente lavoro di tesi la valutazione del comportamento a fatica di leganti
bituminosi tal quali e modificati, è stato condotto per mezzo di un reometro rotazionale
(DSR).
1
Il programma sperimentale sviluppato può essere suddiviso in due diverse fasi. In una
prima fase sono stati studiati i processi di danneggiamento che si manifestano in leganti di
tipo tradizionale ed innovativo, senza tenere conto dei fenomeni che si esplicano negli
intervalli di tempo intercorrenti tra un carico ed il successivo. La seconda fase ha previsto
l’introduzione di un periodo di riposo nelle tradizionali prove di caratterizzazione a fatica.
Questa ulteriore indagine, ha permesso una migliore comprensione del comportamento a
fatica che i leganti esibiscono sul campo, che è ampiamente influenzata dalla variazione
delle proprietà meccaniche che hanno luogo quando il materiale non è sollecitato da
carichi esterni.
L’analisi dell’accumulo del danno è stata affrontata confrontando approcci di tipo
empirico, ancora ampiamente riscontrati nella letteratura di settore, con approcci
reologici ed energetici. I materiali coinvolti nella sperimentazione, hanno previsto, oltre ad
una vasta gamma di bitumi tal quali, diversificati per proprietà fisiche, bitumi modificati
con elastomero stirene-butadiene-stirene (SBS), con polverino di gomma proveniente da
pneumatici fuori uso (CR), con melme di verniciatura industriale e con nanotubi di
carbonio (CNT). L’effetto che i trattamenti di invecchiamento a breve e lungo termine,
simulati in laboratorio per mezzo delle procedure Rolling Thin Film Oven (RTFO) e Pressure
Ageing Vessel (PAV), inducono nel legante, sono stati studiati confrontando un bitume tal
quale ed un bitume modificato con polimero a diversi gradi di invecchiamento.
Per quanto concerne la valutazione della capacità di autoriparazione che i leganti
esibiscono quando non sono sottoposti all’azione di carichi esterni, la ricerca si è
focalizzata sull’influenza della lunghezza del periodo di riposo applicato tra due fasi di
carico oscillatorio, sul livello di danneggiamento subito dal materiale al momento
sull’interruzione della sollecitazione esterna, sulla presenza di agenti modificanti e sul
grado di invecchiamento. L’effetto che i periodi di riposo hanno sul comportamento a
fatica è stato analizzato sia in termini di recupero delle proprietà meccaniche che
avvengono durante il periodo di riposo, che in termini di prolungamento del numero di
cicli che il legante è in grado di sostenere durante la propria vita a fatica. È stata inoltre
stimata l’influenza che i fenomeni di indurimento sterico hanno sull’incremento delle
proprietà meccaniche che si registrano durante i periodi di riposo, valutando la quota
parte di recupero che non può quindi essere attribuita a pura autoriparazione dello stato
fessurativo.
La sperimentazione condotta ha messo in luce gli effetti che agenti modificanti di
diversa natura e in differenti dosaggi provocano sul comportamento reologico dei
materiali di base, oltre che permettere di effettuare discriminazioni sulla base delle
procedure adottate nel confezionamento delle miscele.
Lo studio del fenomeno di autoriparazione ha evidenziato come il danneggiamento
subito dal materiale all’atto dell’interruzione del carico esterno, sia determinante nel
definire la capacità di recupero delle proprietà meccaniche e l’allungamento del numero
di cicli che definiscono la vita a fatica del legante. I trattamenti di invecchiamento e la
presenza del polimero SBS, hanno mostrato influenzare sia i processi di “riarrangiamento
molecolare” della matrice, che determinano la variazione delle proprietà meccaniche
2
attribuibili ad indurimento sterico, sia i processi di “interdiffusione molecolare” che
definiscono il processo di pura autoriparazione dello stato fessurativo.
3
4
Capitolo 2.
I leganti bituminosi
2.1. Nomenclatura dei leganti idrocarburici
E’ ormai largamente diffusa l’opinione che l’etimologia del termine ‘bitume’ affondi le sue
radici nel sanscrito, da cui le parole ‘jatu’, che significa pece, e ‘jatu-krit’, che significa
creazione della pece, erano anticamente utilizzate in riferimento alla pece prodotta da
alcuni alberi resinosi, espressione da cui trasse successivamente origine l’equivalente in
latino ‘pixtu-men’, che significa letteralmente ribollimento di pece. Passando poi
attraverso l’evoluzione delle lingue europee, in particolare inglese e francese, il termine
diventò ‘bitumen’, appunto ‘bitume’ in italiano [1].
La moderna nomenclatura che scandisce la classificazione dei leganti idrocarburici in
bitumi, asfalti, catrami e pece è sintetizzata nel seguito al fine di mettere in luce limiti e
sfumature di quanto è riscontrabile nella letteratura di settore.
Secondo l’ASTM (American Society for Testing and Materials), l’AIPCR (Association
Internazionale Permanente des Congrés de la Route) e l’API (American Petreleum
Institute), i bitumi sono “miscele di idrocarburi di origine naturale o pirogenica, o
combinazione di entrambi (frequentemente accompagnati dai loro derivati non metallici)
che possono essere gassosi, liquidi, semisolidi o solidi, e che sono completamente solubili
in solfuro di carbonio”.
Il CNR (Consiglio Nazionale delle Ricerche) ha adottato la seguente concezione di
bitume: “prodotto completamente solubile in solfuro di carbonio, costituito da idrocarburi
o da miscele di idrocarburi di origine naturale o derivati da petroli o da rocce (esclusi i
combustibili fossili) anche se accompagnati dai loro derivati non metallici, con spiccate
proprietà leganti”.
La B.S.I. (British Standards Institution) definisce il bitume come segue: “un liquido
molto viscoso o un solido, consistente essenzialmente di idrocarburi e di loro derivati, che
è solubile in solfuro di carbonio; è sostanzialmente non volatile e rammollisce
gradualmente quando è riscaldato. È di colore nero o bruno e possiede proprietà
impermeabilizzanti e adesive. È ottenuto principalmente da processi di raffinazione del
5
petrolio e si trova anche in depositi naturali oppure, in associazione con sostanze minerali,
come componente dell’asfalto naturale”.
La definizione fornita dall’AIPCR per il bitume asfaltico è molto simile alla definizione
sopraccitata dalla B.S.I: “bitume naturale, oppure preparato da idrocarburi naturali o da
derivati di idrocarburi naturali mediante distillazione, ossidazione, o cracking, solidi o
viscosi, contenenti una percentuale di prodotti volatili, che possiedono proprietà
agglomeranti caratteristiche e che sono sostanzialmente solubili nel solfuro di carbonio”.
Secondo l’API e l’ASTM l’asfalto è: “un materiale di colore da bruno scuro a nero, di
consistenza solida o semisolida, nel quale i costituenti predominanti sono bitumi (in
natura come tali o ottenuti come residui della raffinazione del petrolio)”.
In base al ventaglio di definizioni presentate è possibile dedurre che una
discriminazione basata sul processo di formazione o sul contenuto di sostanze minerali
presenti naturalmente o aggiunte risulta di difficile attuazione. In Europa è comunemente
adottata la definizione di asfalto dettata dall’AIPCR: “miscela naturale o meccanica nella
quale il bitume asfaltico è associato con materiale inerte. La parola asfalto deve essere
qualificata da un’altra, che indica l’origine del prodotto”.
In base al processo di formazione il bitume può quindi essere definito naturale o
artificiale. L’impiego del bitume nella sua concezione attuale è una stretta conseguenza
dello sviluppo delle tecniche di produzione dei bitumi artificiali, ossia quelli ottenuti
tramite tecniche di raffinazione, che hanno permesso di sfruttare le capacità agglomeranti
e impermeabilizzanti grazie ai bassi costi di produzione.
Il bitume naturale esiste sotto forma di materiale impregnante nelle rocce asfaltiche
oppure è immagazzinato in vene e sacche nel sottosuolo conseguenti ai processi di
ossidazione, polimerizzazione ed evaporazione degli idrocarburi più leggeri per mezzo di
processi di alterazione naturali. Essi hanno un’incidenza modesta se non trascurabile nelle
applicazioni infrastrutturali, i giacimenti di maggiore interesse sono ubicati nell’isola di
Trinidad, a Salenitza, nella valle della Vojussa in Albania, in Messico, in Venezuela, a Cuba
e in Colorado.
I materiali ottenuti dalla frantumazione delle rocce impregnate naturalmente di
bitume sono comunemente nominati asfalti. L’alta variabilità di questi prodotti è dettata
dalla mineralogia della fase legata e dalle caratteristiche del bitume, che differisce
notevolmente in base alla localizzazione del giacimento.
L’AIPCR definisce catrame “un prodotto bituminoso viscoso o liquido, che risulta dalla
distillazione distruttiva dei materiali carboniosi. La parola catrame si deve sempre far
precedere al nome della sostanza dalla quale è prodotto: carbone, torba, sostanze
vegetali, e così via. È necessario indicare anche il processo di produzione”.
L’ASTM definisce il catrame come “un prodotto bituminoso di colore bruno o nero, di
consistenza liquida o semisolida nel quale i costituenti predominanti sono i bitumi ottenuti
come condensati nella distillazione distruttiva del carbone, del petrolio, dello scisto
bituminoso, del legno o di altre sostanze organiche e che dà quantità copiose di pece
quando distillato”.
6
I catrami possono quindi essere ottenuti per distillazione distruttiva, pirogenazione di
qualunque sostanza organica o per ricostruzione a partire dalla pece. Nonostante la
generalità della definizione, commercialmente si intende con tale denominazione il
prodotto della distillazione del carbon fossile. La distinzione principale rispetto al bitume
deriva quindi dall’origine del prodotto, che ne determina una composizione chimica
altamente aromatica e assai più ricca di composti ossigenati, azotati e solforati. Dal punto
di vista applicativo queste sue caratteristiche si ripercuotono principalmente sull’elevata
suscettività termica, sulla minore stabilità, sulle spiccate proprietà adesive e sulle
problematiche legate alla tossicità.
La definizione adottata dall’AIPCR e dall’ASTM per le peci è la seguente: “materiali
solidi, leganti, di colore nero o bruno scuro, che gradualmente fondono, quando riscaldati,
e che vengono ottenuti come residui nella evaporazione parziale o nella distillazione
frazionata dei catrami” [2-5].
2.2. I leganti idrocarburici nell’antichità
Per più di 5000 anni, il bitume è stato impiegato come materiale impermeabilizzante e
come elemento legante; le prime applicazioni di sostanze bituminose risalgono alle
antiche civiltà sumere, indù, egiziane, babilonesi e assire. La conoscenza delle proprietà
legate alle sostanze bituminose in ere remote, trova giustificazione nella presenza di
affioramenti naturali presenti soprattutto in Asia Minore, fra i corsi del Nilo e dell’Eufrate
e nelle aree che si estendono fino all’Indo. Il graduale spostamento della culla della civiltà
verso territori privi di depositi petroliferi, non ha offuscato le conoscenze maturate dalle
culture del passato, tanto che sono numerose le citazioni di scrittori greci e romani circa i
giacimenti di sostanze bituminose e le loro proprietà.
Il primo utilizzo di tale sostanza, è riconducibile alla civiltà sumerica intorno al 3800
a.C.. A Mohenjo Daro, nella Indus Valley, si trova una cisterna d’acqua particolarmente
ben conservata che risale al 3000 a.C.. A prova dell’utilizzo come agente
impermeabilizzante, sulle pareti della cisterna, non vi sono solo blocchi di pietra legati da
un’applicazione di bitume naturale, ma nel centro della parete si trova anche il nucleo ad
estensione verticale, completamente in bitume. Oggi viene sfruttato questo stesso
principio, nella progettazione di moderni sbarramenti. Si pensa che Nebuchadnezzar fosse
un’importante esponente dell’utilizzo del bitume come impermeabilizzante, poiché vi
sono tracce di tale materiale nei resti delle pareti del suo palazzo e come legante per le
pietre utilizzate nelle pavimentazioni. Nel mondo egizio, l’utilizzo che si faceva del bitume
nel processo di mummificazione, testimonia le proprietà conservative del bitume, sebbene
non sia sempre immediato distinguere tra i casi in cui siano state impiegate le resine e
quelli in cui invece è stato applicato il bitume stesso.
Sebbene ci siano dei dati che indichino l’utilizzo di bitume naturale nella realizzazione
delle strade già intorno al 600 a.C. in Babilonia, fu solo nel diciannovesimo secolo, con la
riscoperta di alcuni depositi naturali, che tale materiale trovò un ampio impiego, in termini
7
moderni, nelle applicazioni stradali. La prima applicazione dell’uso del bitume in una
pavimentazione stradale risale al 1876, anno in cui fu realizzata la Pennsylvania Avenue di
Washington D.C. utilizzando un bitume naturale del lago di Trinidad, la cui scoperta è
attribuibile a Sir Walter Raleigh nel 1595 [1, 2].
2.3. Origine e produzione del bitume
Il bitume utilizzato come legante nelle pavimentazioni flessibili è, oggigiorno, quasi
esclusivamente originato dalla raffinazione del greggio di petrolio e ne rappresenta il 95%
dalla produzione mondiale annuale; il restante 5% è utilizzato per applicazioni industriali,
per impermeabilizzazione dei tetti e per altri impieghi di nicchia. Il bitume naturale,
sebbene sia ancora impiegato nel settore delle pavimentazioni, principalmente come
additivo, non riveste più un ruolo rilevante come in passato.
La struttura chimico-fisica dei bitumi varia notevolmente in funzione del metodo di
distillazione e della provenienza del greggio, a sua volta influenzato dall’ambiente
primordiale, dalla materia organica di origine, dall’azione della radioattività, dalla
temperatura e dalla pressione geostatica.
Il processo di distillazione è basato sulla spiccata differenziazione dei pesi molecolari, e
quindi dei punti di ebollizione, che contraddistinguono le molecole costituenti il greggio di
petrolio. Tale processo è condotto in colonne di distillazione, all’interno delle quali sono
ubicati separatori orizzontali caratterizzati da forature che permettono l’accesso ai vapori
in ogni sezione della colonna. Sopra ogni foratura è posizionato un vassoio avente forma
cupolare che devia i vapori verso il basso in modo tale da intensificare i processi di
condensazione e limitare le altezze delle colonne necessarie all’esplicazione della
separazione.
La raffinazione del greggio è scandita da una prima fase che prende il nome di topping,
seguita da una seconda distillazione in colonna vacuum. Il greggio, preliminarmente
scaldato all’interno di una fornace a temperature comprese tra i 300°C e i 350°C, è
condotto sul fondello di una colonna operante ad una pressione leggermente superiore a
quella atmosferica. Il materiale introdotto in colonna è una miscela composta da una fase
liquida, ed una fase gassosa, in cui sono contenute le frazioni rispettivamente a più alto e
più basso peso molecolare.
I vapori, sotto l’azione del calore, risalgono lungo l’altezza della colonna di distillazione,
fino al raggiungimento di temperature leggermente inferiori al loro punto di ebollizione.
Quando questo avviene, il materiale, detto di riflusso, condensa e viene condotto al di
fuori dalla colonna di distillazione.
Le frazioni più leggere, che rimangono allo stato gassoso a pressione atmosferica e
sono quindi rimosse dalla zona di top della colonna includono il propano ed il butano. I
principali prodotti di reflusso separati nella fase di topping sono la nafta, che trova
principale applicazione nell’industria chimica; il cherosene, usato principalmente nel
settore dei carburanti per aviazione e in misura minore per uso domestico; combustibili
8
per riscaldamento e gasolio per motori diesel. La frazione più pesante è rappresentata dal
residuo, costituito da una complessa miscela di idrocarburi ad alto peso molecolare, che
richiedono una ulteriore lavorazione prima di poter essere impiegati nella produzione del
bitume. Il residuo è quindi ulteriormente distillato in colonna vacuum, a pressioni
comprese tra 10 mm e 100 mm Hg a temperature che possono variare tra i 350°C e i
400°C, per permettere la produzione di ulteriori prodotti di raffinazione.
Se la distillazione sotto pressione atmosferica è condotta aumentando la temperatura
di processo, si determinano nel prodotto finale fenomeni di cracking o decomposizione
termica. L’ulteriore residuo ottenuto è quello utilizzato nella produzione di bitumi di
differenti classi commerciali; la viscosità del residuo risulta infatti funzione dell’origine del
greggio e delle condizioni di temperatura e pressione adottate in colonna di distillazione.
Le proprietà reologiche del residuo della distillazione possono essere variate per mezzo
di un trattamento di soffiatura con aria. Tale processo provoca una minore suscettività
termica ed un comportamento più elastico del bitume. Le principali applicazioni di bitumi
soggetti a processi di soffiatura con aria sono nel settore delle impermeabilizzazioni di
coperture o opere idrauliche, nelle coibentazioni termiche o elettriche, nella preparazione
di giunti o mastici.
La carica è scaldata nel forno sino ad una temperatura di 200-220°C, una volta
introdotta l’aria si ha l’inizio delle reazioni che, essendo esotermiche, provocano un
repentino innalzamento della temperatura. L’aria, introdotta nel sistema per mezzo di un
impianto posto al fondo della colonna, svolge una doppia funzione di reagente nel
processo di ossidazione e mezzo agitante che permette un aumento della superficie
specifica. Acqua e vapore sono spruzzati sopra il livello del bitume per raffreddare olktre
che confinare l’ossigeno nella zona di reazione.
L’obiettivo del processo di soffiatura è la formazione di asfalteni, in particolare tre
fenomeni possono essere identificati: reazioni durante le quali la dimensione delle
agglomerazioni molecolari aumenta, rimane invariata o diminuisce.
La tipologia di reazioni più diffuse nel processo di soffiaggio sono quelle che producono
un aumento delle dimensioni molecolari. Uno dei processi con maggior peso è
rappresentato dalla formazione di esteri, che, oltre a rappresentare il 60% delle molecole
contenenti ossigeno nel bitume sottoposto a soffiatura, permettono di fare da ponte tra
due molecole separate. Questo meccanismo conduce in un aumento del contenuto di
asfalteni che produce un cambiamento dell’equilibrio colloidale che si ripercuote sulle
proprietà reologiche. Il processo di soffiatura può anche indurre, in misura minore, a
reazioni accompagnate da invariabilità o diminuzione della dimensione molecolare. Le
prime sono attribuibili alla formazione di idrocarburi ciclici per mezzo di deidrogenazione,
con acqua come prodotto in uscita; le seconde derivano da processi di scissione
molecolare.
Una seconda tipologia di trattamento che può essere effettuata al residuo della
distillazione è il visbreaking. Si fonda su un processo blando di cracking termico, è stato
introdotto negli anni ’30 per ridurre la viscosità dei residui della distillazione atmosferica o
sottovuoto e poterli usare direttamente come oli combustibili. Attualmente è
9
principalmente utilizzato per la resa in distillati medi, di cui si può ottenerne una
conversione che si aggira intorno al 30% dei residui vacuum. Il principio di funzionamento
che è alla base del trattamento consta nel sottoporre il materiale a temperature che
possono spaziare tra i 420 e i 480°C e pressioni comprese tra 3 e 20 atm. La severità del
processo a cui è sottoposto un bitume visbreaking rispetto ad uno stright run, si
ripercuote in una tendenza al comportamento fragile, ad una minore suscettività alla
temperatura e in una diversa risposta all’ossidazione. Esso è particolarmente apprezzato
nella produzione di membrane impermeabilizzanti o, se proveniente da processi poco
spinti, può essere adoperato per applicazioni stradali.
Gli impianti possono appartenere a due diversi schemi progettuali. Una prima tipologia
prevede che, dopo il forno di riscaldamento, la carica sosti in un reattore e venga
successivamente mandata alla colonna di distillazione; l’alternativa consiste nel riscaldare
la carica ad una temperatura maggiore nei tubi del forno. Quest’ultima soluzione prevede
costi maggiori per il riscaldamento ma si traducono in una resa dal punto di vista della
stabilità del prodotto.
I processi termici determinano, nei residui della distillazione, cambiamenti strutturali
di tipo chimico, variabili a seconda delle condizioni in cui il trattamento è condotto. I
principali effetti sono la dealchilazione delle catene laterali in cicloparaffine; la rottura
delle paraffine in paraffine più leggere e olefine; la condensazione di aromatici e olefine a
formare asfalteni.
Un terzo processo largamente diffuso è la deasfaltazione, che permette di concentrare
le sostanze asfaltiche per solubilizzazione preferenziale di una frazione in un determinato
solvente; non consiste quindi in una trasformazione chimica, che rappresenta il principio
guida dell’ossidazione; bensì è raffrontabile alla distillazione frazionata, la quale concentra
le sostanze asfaltiche in base alla volatilità relativa.
I bitumi così ottenuti possono essere miscelati con altri bitumi dando luogo a bitumi
sintetici o impiegati direttamente. In quest’ultimo caso presentano generalmente indici di
penetrazione molto bassi, conseguentemente è comune l’aggiunta di estratti aromatici
provenienti dalla distillazione selettiva dei lubrificanti. Le peculiarità di tali prodotti sono lo
scarso contenuto in paraffine, le spiccate proprietà emulsionanti dovute alla maggiore
concentrazione di acidi organici e la superiore duttilità.
I solventi che sono usualmente impiegati in questo genere di applicazioni sono
propano liquefatto o miscele di propano-butano, che provocano la precipitazione dei
composti aromatici e polari quali asfalteni e resine, parallelamente alla solubilizzazione
delle paraffine solide. Le sostanze d’origine che sono tradizionalmente impiegate sono i
residui del frazionamento di grezzi paraffinici a basso tenore di sostanze asfaltiche, in cui
la separazione dei prodotti più leggeri dalle sostanze bituminose a mezzo di distillazione
necessiterebbe il raggiungimento di temperature non giustificabili economicamente. Dalla
fase insolubile, derivante dal processo di precipitazione il bitume è ottenuto come
sottoprodotto per evaporazione del propano, mentre la fase paraffinica ricca in solvente è
generalmente destinata alla produzione di lubrificanti.
10
Raramente un impianto di deasfaltazione lavora in condizioni da produrre
direttamente bitumi di tipo stradale; comunemente i prodotti principali sono lubrificanti o
cariche per cracking catalitici [1, 2, 6-8].
2.4. Struttura chimica del bitume
Nonostante il bitume sia stato oggetto di numerosi studi, non si è ancora raggiunta una
totale concordanza di opinioni sulla sua effettiva struttura interna e sull’influenza che essa
esercita sulle proprietà reologiche. Le prime indagini sulla composizione chimica e sulla
struttura del bitume risalgono, rispettivamente, al diciannovesimo secolo e agli inizi del
ventesimo; nel corso degli anni successivi, le ricerche in tale campo non si sono arrestate
data la sempre più spiccata necessità di ottenere una migliore comprensione del
comportamento di questo materiale. Nonostante gli enormi progressi ottenuti anche
recentemente grazie all’applicazione di tecniche analitiche strumentali, il bitume continua
tuttora a soffrire di una certa generalità. Le sue caratteristiche risultano essere molto
eterogenee, infatti dipendono dalla complessità del petrolio greggio di origine, dai
processi (di raffinazione e non) coinvolti nella sua produzione e dalle procedure applicate
durante il suo utilizzo. Di conseguenza, generalmente si ritiene che non possano esistere
due bitumi chimicamente identici e che non sia possibile, a causa della sua complessità,
definire per il bitume un’esatta composizione chimica.
Da un’analisi elementare si riscontra che il carbonio (C) e l’idrogeno (H) sono presenti
in percentuali in peso che variano rispettivamente tra 80%-88% e 8%-12%, fissando un
contenuto in idrocarburi stimabile intorno al 90% in peso. Il rapporto molare medio tra
idrogeno e carbonio risulta mediamente pari ad 1.5, che rappresenta un valore intermedio
tra quello degli alcani e quello delle strutture aromatiche. Sono inoltre presenti un’ampia
varietà di eteroatomi, tra cui i principali sono lo zolfo (S), l’azoto (N), l’ossigeno (O); oltre
che tracce di metalli pesanti, tra cui vanadio (V), nichel (Ni) e ferro (Fe).
Lo zolfo, presente in percentuali in peso che possono anche sfiorare il 9%, compare
principalmente sotto forma di solfuri, mercaptani e, in quantitativi minori, di sulfossidi.
L’ossigeno è particolarmente presente sotto forma di chetoni, fenoli e di acidi carbossilici.
L’azoto è forma gruppi funzionali di pirroli e piridine, oltre che specie anfotere come i 2chinoloni; i metalli, invece, tendono a partecipare a strutture complesse come metalloporfirine (fig. 2-1) [9].
Gli anfoteri, in particolare, rappresentano la frazione polare dominante data la
polifunzionalità che li contraddistingue. Nonostante il loro contenuto si mantenga in
percentuali generalmente al di sotto del 30%, essi sono responsabili di circa il 70% delle
interazioni polari che si riscontrano all’interno del legante. A questo proposito è
interessante osservare come i valori medi dei pesi molecolari ritrovati in letteratura
cadano tipicamente in un range compreso tra 600 e 1500 g/mol, ma diano risultati molto
dipendenti dalla configurazione di prova. Se il peso molecolare è misurato con tecniche
che indagano a livello molecolare si ottengono valori che non possono giustificare i
11
risultati di misure reologiche effettuate alle temperature di esercizio. L’ipotesi più
avvalorata è che le molecole siano coinvolte in associazioni sufficientemente forti da far
esibire al mezzo caratteristiche fisiche tipiche dei materiali che presentano realmente pesi
molecolari elevati, con la peculiarità però di essere particolarmente assoggettati a
condizioni termiche e tensionali. La presenza dei gruppi funzionali riveste quindi
un’importanza fondamentale nel definire la polarità delle singole molecole in base al
livello di acidità, basicità o entrambi, se si considerano le molecole anfotere. Le molecole
caratterizzate invece da un numero limitato di gruppi funzionali sono interessate da
legami apolari estremamente deboli che le rende più inerti ai processi associativi, esse
rivestono quindi una funzione principalmente disperdente.
Il ruolo predominante nel definire le caratteristiche reologiche di un legante
bituminoso è infatti solo in minima parte da ricercare ad un livello molecolare, data
l’importanza assunta dall’interazione tra le specie molecolari esistenti, responsabili di
valori di viscosità e modulo elastico altrimenti non raggiungibili. Le proprietà meccaniche
dei bitumi in determinate condizioni di esercizio sono influenzate dai pesi molecolari delle
strutture collegate, e, oltre che da legami primari, da legami deboli quali quelli di Van der
Waals, legami π-π o legami a idrogeno intermolecolari, che sono responsabili di un
sensibile aumento delle temperature di ebollizione delle frazioni molecolari.
Figura 2-1 Principali gruppi funzionali presenti nel bitume [10].
La complessità chimica che caratterizza il bitume e l’influenza rivestita dalle
associazioni inter-molecolari, conduce all’adozione di approcci legati allo studio delle
famiglie molecolari, individuate sulla base della dimensione molecolare e dei parametri di
solubilità [10].
Numerose tecniche di frazionamento sono state introdotte al fine di fornire una
descrizione della struttura chimica del bitume, raggruppabili principalmente in procedure
basate sull’uso di solventi selettivi, procedure di precipitazione chimica o tecniche
cromatografiche. Nel primo caso le diverse frazioni componenti il materiale sono fatte
12
precipitare in solventi a polarità crescente, che permettono la sequenziale precipitazione
di frazioni poco diversificate. Le tradizionali tecniche di precipitazione chimica prevedono
una prima precipitazione in n-eptano e la soluzione rimanente è successivamente trattata
con solventi a concentrazioni crescenti di acido solforico. Le tecniche di separazione si
differenziano molto per tipologia di solventi impiegati, di supporto e tecnica di
quantificazione delle frazioni separate. L’approccio oggigiorno più impiegato è quello
basato sull’analisi SARA, in cui si possono individuare le famiglie di Saturi, Aromatici,
Resine ed Asfalteni [11].
La struttura chimica del bitume è spesso associata in letteratura a quella di un sistema
colloidale, nonostante le numerose argomentazioni che sono state avanzate dal mondo
scientifico circa l’inapplicabilità formale di tale modello. Esso idealizza la presenza di
micelle disperse stabilmente in un mezzo oleoso; si assume in particolare che le micelle
siano costituite da asfalteni sulla cui superficie sono parzialmente adsorbite resine
aromatiche ad alto peso molecolare. Distanziandosi dal centro della micella le resine
presentano una graduale transizione verso minori pesi molecolari e code alifatiche che
penetrano nel mezzo oleoso disperdente rappresentato dalla fase maltenica.
Quando la combinazione tra potere solvente e quantitativo di resine e aromatici è
sufficiente da garantire una frazione asfaltenica completamente peptizata, si assiste ad
una elevata mobilità delle micelle all’interno del bitume, che, in queste condizioni limite, è
identificato da una struttura interna di tipo SOL. Ad una situazione opposta si assiste
quando si instaura una forte agglomerazione degli asfalteni, che determina una tipologia
di bitume a struttura GEL, principalmente riscontrabile in bitumi ottenuti per soffiatura.
Nella pratica, la maggior parte dei leganti per uso stradale presentano una situazione
intermedia.
Sintetizzando, si può quindi assumere che gli asfalteni rappresentino la componente
strutturante, i saturi gli agenti flocculanti, mentre gli aromatici e le resine gli agenti
peptizzanti [12].
Gli asfalteni, che costituiscono dal 5% al 25% della totalità del bitume, sono solidi
amorfi di colore nero o marrone scuro, insolubili in n–eptano. Sono materiali aromatici
complessi altamente polari che contengono, oltre ad atomi di carbonio ed idrogeno,
azoto, zolfo, ossigeno e metalli pesanti. Il rapporto molare medio idrogeno-carbonio è di
circa 1.1. L’uso di differenti metodi per la determinazione del peso molecolare ha portato
a risultati che variano tra 600 e 300000, in funzione della tecnica di separazione impiegata;
mentre le dimensioni sono state stimate tra i 5 nm e i 30 nm.
Le resine si presentano allo stato solido o semi-solido, sono di colore marrone scuro e,
a differenza degli asfalteni sono solubili in n-eptano. Sono composti molto polari che
contengono, oltre ad atomi di idrogeno e carbonio in rapporti molari compresi tra 1.3 e
1.4, piccoli quantitativi di ossigeno, zolfo e azoto. Le resine separate nel bitume hanno
mostrato pesi molecolari compresi tra 500 e 50000, e dimensione che variano tra 1 nm e 5
nm.
Gli aromatici sono liquidi viscosi di colore bruno scuro e costituiscono il 40%-65% della
totalità del bitume. Sono composi dai naftenici a più basso peso molecolare (300 - 2000)
13
presenti all’interno del bitume, capaci di garantire un forte potere solvente nei confronti
degli idrocarburi ad alto peso molecolare.
I saturi sono oli viscosi non polari di colore chiaro (beige o ocra), presenti all’interno
del bitume in percentuali comprese tra il 5% ed il 20%. Sono costituiti da idrocarburi
alifatici di tipo lineare o ramificato, insieme a poche strutture alchil-nafteniche o alchilaromatiche. I range di peso molecolare sono simili a quelli della frazione aromatica.
Una descrizione di tipo qualitativo comunemente impiegata per i leganti bituminosi,
consiste nel nominarli bitumi di tipo paraffinico, naftenico o aromatico, in base alla
prevalente presenza di strutture sature, cicliche o aromatiche [1, 13].
2.5. I fenomeni di invecchiamento nel bitume
Il bitume è interessato da un progressivo indurimento, che può essere ricondotto
principalmente a tre fenomeni distinti, noti in letteratura con i termini:
• steric hardening ;
• physical hardening;
• chemical hardening o ageing.
I fenomeni di steric e physical hardening sono accomunati dalla particolarità di essere
entrambi termo-reversibili e tempo-dipendenti. Il primo, che si manifesta a temperatura
ambiente, è dovuto ad un riarrangiamento molecolare, mentre il secondo è governato
dallo spostamento dell’equilibrio termodinamico legato al volume libero e ai processi di
cristallizzazione delle paraffine [14-16].
L’indurimento chimico o ageing è irreversibile ed è usualmente assunto come la
somma di fenomeni di ossidazione, polimerizzazione e, in misura minore, di
volatilizzazione. La suscettività di un bitume ai processi di invecchiamento deriva
ampiamente dal processo di raffinazione e dalla provenienza del greggio di origine,
essendo direttamente dipendente dalla strutturazione e composizione chimica del
materiale.
Molti sono gli approcci allo studio dell’invecchiamento che si riscontrano in letteratura,
generalizzabili in due orientamenti fondamentali. Il primo percorso dagli ingegneri
operanti nel settore delle pavimentazioni, che hanno forgiato test simulativi della storia
fisico-chimica a cui il bitume è assoggettato nel corso della sua esistenza, al fine di
analizzare per mezzo di prove fisiche la variazione della risposta reologica. L’altro
approccio è affrontato dai chimici specializzati in materiali bituminosi, che hanno messo a
punto tecniche per la comprensione dei processi che si esplicano nel materiale a livello
molecolare [17].
Se si analizzano le fasi di lavorazione ed esercizio di un legante bituminoso appare
chiaro che le circostanze in cui l’indurimento chimico si può manifestare sono svariate.
Durante lo stoccaggio il bitume è tenuto per un periodo variabile a temperature
relativamente alte; le fasi di miscelazione, trasporto e posa in opera coinvolgono alte
14
temperature per brevi periodi di tempo, mentre nell’esercizio il bitume si presenta sotto
forma di una sottile pellicola assoggettata per lunghi periodi alle condizioni ambientali.
L’influenza dello stoccaggio ad alta temperatura è usualmente trascurato nella
valutazione dei processi di invecchiamento, data la limitata superficie a contatto con
l’ossigeno in relazione al notevole volume di materiale coinvolto.
Il Rolling Thin Film Oven Test permette di simulare l’indurimento che occorre nel
legante durante le fasi di miscelazione e posa in opera del conglomerato, usualmente
chiamato come invecchiamento a breve tempo. L’indurimento è accelerato durante lo
svolgimento del test sottoponendo sottili strati di bitume, continuamente rinnovati per
effetto di una rotazione imposta, ad alte temperature e ad un getto d’aria che promuove i
processi di volatilizzazione e ossidazione.
Il Pressure Ageing Vessel Test permette di accelerare gli effetti che si manifestano nel
bitume come conseguenza dell’esposizione prolungata alle condizioni ambientali. Il
trattamento di invecchiamento a lungo termine si basa sull’applicazione di elevate
temperature, che aumentano le velocità di reazione, ed elevate pressioni, capaci di
aumentare l’ossigeno disponibile affinché le reazioni con le molecole del bitume abbiano
luogo. La bontà di questa simulazione è estremamente influenzata dalle condizioni
climatiche, dalla posizione che il legante assume all’interno della pavimentazione e dalle
caratteristiche della miscela, che determinano lo spessore del film di bitume e la porosità
del conglomerato bituminoso [18].
Lo studio dell’indurimento chimico ad un livello molecolare si è sviluppato per mezzo
di numerose sperimentazioni a carattere ampiamente variabile, che, nonostante non
abbia condotto alla definizione di protocolli standard comunemente accettati e applicati
dalla comunità scientifica, ha permesso di mettere in luce i principali meccanismi con cui
l’invecchiamento evolve nel bitume.
La ricerca si è particolarmente incentrata sull’influenza rivestita dalle condizioni fisicochimiche ambientali e sui differenti costituenti del bitume, indagando a più livelli di
analisi: molecolare, di classi di idrocarburi o ancora a livello di frazioni relative nell’ottica di
un approccio colloidale.
Dagli studi condotti a livello inter-molecolare, si deduce che l’invecchiamento induce
ad una riduzione della frazione aromatica con conseguente aumento del contenuto di
resine e asfalteni. È correntemente accettato il meccanismo che prevede che gli aromatici
generino resine che a loro volta evolvono in strutture asfalteniche. Si ritiene, invece, che la
frazione satura rimanga sostanzialmente invariata, per via della bassa reattività. È stato
inoltre osservato che la suscettività all’invecchiamento è fortemente governata dall’indice
colloidale del legante, che rappresenta il rapporto tra le frazioni strutturanti e flocculanti e
le frazioni solventi e peptizzanti.
Lo studio isolato di asfalteni e resine, hanno messo in luce, rispettivamente una
riduzione ed un aumento del rapporto molare idrogeno-carbonio, associabile al processo
di trasformazione chimica delle resine in asfalteni. In entrambi i casi, si è osservata una
sostanziale riduzione dei rapporti molari azoto-carbonio e zolfo-carbonio,
contestualmente ad un aumento del rapporto molare ossigeno-carbonio; risultato che
15
indica un rilascio di zolfo e azoto e un assorbimento di ossigeno. In figura 2-2 sono
presentati i risultati di una sperimentazione atta ad indagare sui meccanismi che
coinvolgono le quattro frazioni del bitume nei processi di ossidazione, se esposti ad azoto
o ossigeno. È possibile notare che nel caso di prove eseguite in presenza di azoto una
perdita di peso ha sempre luogo, mentre in caso di ossigeno le resine e gli asfalteni
manifestano un incremento di massa.
Figura 2-2 Effetto di azoto e ossigeno sul processo di invecchiamento [5].
Dalle analisi eseguite a livello molecolare si deduce che l’invecchiamento è
responsabile della formazione di sulfossidi e, a velocità di reazioni più contenute, chetoni,
che producono successivamente anidridi e acidi carbossilici. I sulfossidi, nonostante si
generino velocemente, sono termicamente instabili, a differenza di Chetoni e acidi
carbossilici che godono di una stabilità superiore. I sulfossidi raggiungono quindi un livello
di stazionarietà, che dipende dal contenuto iniziale di zolfo nel bitume. Le anidridi, che si
formano dopo che un significativo quantitativo di chetoni si è formato, si pensa che
derivino dall’ossidazione di atomi di carbonio benzenico. Tutto ciò produce una crescita
dei gruppi funzionali dopo invecchiamento anche superiore ad 1 mol/l.
La cinetica del fenomeno di invecchiamento, sulla base dei processi di diffusione e
assorbimento di ossigeno, è inizialmente lineare e tende poi ad una riduzione del
gradiente con cui le reazioni procedono.
Un fattore ampiamente studiato è rappresentato dall’influenza della luce ultravioletta,
che aumenta il processo chimico attivando reazioni di foto-ossidazione, che portano a
16
fenomeni chimici di polimerizzazione anche nelle frazioni a più basso peso molecolare [9,
13, 19-21].
2.6. La modifica del bitume
Sebbene l’idea di modificare le prestazioni del bitume per mezzo di polimeri di tipo
naturale o sintetico risalga al 1843, è solo dagli anni ’70 che tale processo ha ottenuto un
significativo interesse commerciale [22].
I bitumi modificati più diffusi sono quelli che prevedono l’uso di polimeri, ottenuti
miscelando un bitume tradizionale ed uno o più polimeri, che solitamente sono aggiunti in
percentuali che variano dal 3% al 7% in peso rispetto alla base bituminosa. È interessante
sottolineare che si parla di bitume modificato, e non di bitume additivato, in quanto
l’aggiunta del polimero influenza notevolmente il comportamento reologico e la
suscettività termica del bitume, arrivando addirittura ad avere un legante con
caratteristiche più prossime all’agente modificante piuttosto che al bitume di base.
Quindi, la componente modificante, benché aggiunta in piccole percentuali, è in grado di
modificare sostanzialmente il carattere reo-meccanico del bitume, migliorandone
notevolmente alcune importanti caratteristiche prestazionali. Tuttavia, non tutti i polimeri
possono essere utilizzati come agenti modificanti del bitume. Infatti la viscosità del
legante alle alte temperature non deve subire un eccessivo incremento dopo l’aggiunta
della componente polimerica, in modo che possano essere utilizzati i macchinari di
lavorazione della usuale filiera produttiva. In pratica, l’unico cambiamento richiesto per la
produzione di PMB consiste nella presenza di un’unità di miscelazione polimero-bitume.
Nonostante ciò, la richiesta più importante e più restrittiva è la compatibilità tra il
polimero e la base bituminosa, in modo da ottenere bitumi modificati con una certa
stabilità anche durante il periodo di stoccaggio [23, 24].
Il principale compito dell’agente modificante consiste nella riduzione dei dissesti
tipicamente riscontrati nelle pavimentazioni flessibili, determinando così un incremento
della durabilità e una diminuzione degli interventi di manutenzione e dei relativi costi. Il
legante ideale dovrebbe quindi esibire una maggiore coesione, adesione agli aggregati
lapidei, una limitata suscettività termica nell’intervallo di temperature di esercizio, pur
mantenendo una bassa viscosità alle temperatura di posa in opera.
Attualmente vengono prodotti diversi leganti impiegando molte tipologie di bitumi e di
agenti modificanti e destinando il prodotto ad un’ampia gamma di applicazioni. Ad
esempio, le poliolefine e i loro copolimeri sono particolarmente adatti alla produzione di
membrane impermeabilizzanti, perché aumentano la durezza e la consistenza del bitume;
invece, gli elastomeri termoplastici come i copolimeri stirenici a blocchi, grazie alle loro
proprietà elastiche trovano ampia applicazione in campo stradale, perché aumentano il
recupero elastico e la viscosità alle alte temperature.
Tuttavia, l’uso degli agenti modificanti deve essere economicamente proponibile, in
modo che il maggior investimento iniziale sia compensato dalla possibilità di ottenere
17
prestazioni migliori della pavimentazione. E’ infatti evidente che l’introduzione di questi
modificanti nella formulazione del legante comporta un sensibile incremento dei costi;
però, a fronte di una maggiore spesa iniziale (mediamente quantificata intorno al 35-50%),
i conglomerati realizzati impiegando PMB garantiscono una vita utile superiore e quindi
minori spese di manutenzione rispetto ai leganti non modificati. Considerando, inoltre, le
minori spese e disagi all'utenza (per la riduzione degli interventi di manutenzione e di
rifacimento della sovrastruttura), il maggiore rispetto per l'ambiente (riduzione dei
consumi energetici e minore sfruttamento delle cave) e soprattutto la maggiore sicurezza,
il piatto della bilancia tende a spostarsi, almeno per manti stradali sollecitati da condizioni
ambientali e di traffico gravose, a favore dei PMB [24].
Nella presente sezione si intende fornire una panoramica degli agenti modificanti
tradizionalmente adottati per le applicazioni stradali, quali i polimeri termoplastici
elastomerici o plastomerici, di quelli in fase di recente diffusione, quali quelli modificati
con polverino di gomma, e di materiali completamente innovativi che sono tutt’ora ad un
livello embrionale di studio, quali le melme di verniciatura industriale e i nanotubi di
carbonio.
2.6.1. Polimeri per applicazioni stradali
All’inizio del 1900 i primi tentativi di modificare il bitume con polimeri si basavano
sull’impiego di gomma naturale sotto forma di lattice. Tuttavia, l’applicazione di agenti
modificanti trovò diffusione in modo sistematico solo a partire dagli anni ’70, grazie
soprattutto all’ampia gamma di polimeri sintetici sviluppati e resi disponibili dall’industria
petrolchimica [22, 24].
Attualmente i polimeri sono impiegati per le più svariate applicazioni in ragione delle
peculiarità che li contraddistinguono. In particolare, questi materiali possono mostrare
una struttura prevalentemente amorfa, per cui sono caratterizzati da una dipendenza
dello stato fisico dalla temperatura simile a quella dei bitumi. Si identifica, allora, una
temperatura di transizione vetrosa, alla quale si ha il passaggio da un comportamento di
tipo rigido e fragile ad uno prevalentemente plastico. I polimeri più comunemente
impiegati nelle modifiche dei bitumi sono caratterizzati da temperature di transizione
vetrosa molto inferiori a quelle di esercizio della pavimentazione, ragione per cui sono si
trovano allo stato “gommoso”.
I principali polimeri d’interesse per le modifiche dei bitumi si differenziano in due
macroclassi: i termoindurenti ed i termoplastici. I primi hanno la peculiarità di indurire in
modo irreversibile se portati a specifiche temperature, in questo caso l’effetto è di
osservare elevatissimi valori di rigidezza. In genere, proprio per questa caratteristica, sono
sconsigliati e raramente utilizzati nelle modifiche di bitumi. I polimeri termoplastici
possiedono invece una consistenza variabile al variare della temperatura e, a differenza
dei termoindurenti, a termine dei processi termici non sono caratterizzati dall’instaurarsi
di strutture tridimensionali rigide e irreversibili, ma rammolliscono quando vengono
riscaldati e possono essere sottoposti nuovamente allo stesso ciclo termico un numero
18
indefinito di volte. Volendo dunque considerare questi ultimi, distingueremo tra
elastomeri e plastomeri. I primi appartengono alla classe delle gomme sintetiche e, come
suggerisce il nome stesso, apportano caratteristiche di elasticità al bitume. I secondi
appartengono a quella delle materie plastiche e tendono pertanto a conferire alla miscela
un irrigidimento senza che vi sia un incremento delle componenti elastiche [25, 26].
Successivi requisiti che identificano i criteri per la selezione dei polimeri ai fini
dell’utilizzo come modificanti dei bitumi stradali si ritrovano nella resistenza al degrado
riguardo alle alte temperature richieste per la miscelazione fra bitume e inerti e
nell’affinità chimico-fisica col bitume stesso, caratteristica dalla quale dipende pressoché
interamente il livello di miglioramento prestazionale raggiunto dalla miscela bitumepolimero. Altri aspetti di ordine generale da cui non può prescindere la selezione dei
materiali polimerici per la modifica del bitume sono la stabilità allo stoccaggio e il
mantenimento di proprietà di flusso idonee alla formazione dei conglomerati bituminosi e
alle operazioni di stesa e compattazione in cantiere [23].
2.6.1.1. Elastomeri
Tra gli elastomeri, i termoplastici sono, per loro natura, caratterizzati da una risposta
meccanica prevalentemente elastica che sono in grado di manifestare anche quando
interagiscono con altri materiali [22].
La tipologia più utilizzata nel settore delle pavimentazioni è quella a blocchi stirenici. In
generale, i copolimeri a blocchi sono prodotti dall’unione di due, tre o più blocchi di
polimeri con caratteristiche chimiche differenti ma composti da serie lineari di monomeri
identici. Tra i più noti in campo stradale vi sono il copolimero stirene-butadiene-stirene
(SBS), lo stirene-isoprene-stirene (SIS) e, in maniera minore, lo stirene-butadiene-rubber
(SBR). Gli elastomeri stirenici derivano le loro caratteristiche di robustezza ed elasticità
dall’incrocio fisico delle molecole in un reticolo tridimensionale. In particolare i domini
rigidi polistirenici, interconnessi dalle catene flessibili butadieniche, costituiscono i nodi
della struttura reticolare elastomerica che deve essere mantenuta anche dopo i processi
di miscelazione con il legante di base.
Nel caso del copolimero stirene-butadiene-stirene (SBS), ciascuna macromolecola
presenta nelle parti terminali dei blocchi polistirenici, mentre il segmento centrale risulta
essere polibutadienico. Poiché i due blocchi non sono compatibili, si ottiene una struttura
bifasica in cui, a temperatura ambiente, i domini stirenici rigidi sono dispersi nella matrice
gommosa di natura polibutadienica. Questi materiali sono caratterizzati su scala
molecolare da un disordine simile a quello dei fluidi, mentre presentano un’elevata
regolarità su lunghe distanze [23].
I bitumi modificati con elastomeri a blocchi sono miscelati ad alte temperature per
applicando sforzi di taglio per mezzo di opportune giranti. Durante questa fase i livelli
termici superano notevolmente il punto di transizione vetrosa del polistirene, che si trova
a circa 100 °C, condizione che provoca un indebolimento delle associazioni di blocchi
stirenici che giungono anche a scissione in presenza di carico. Questo comportamento
risulta essere vantaggioso in quanto consente una riduzione della viscosità della miscela
19
alle alte temperature essenziale per una agevole lavorazione del bitume e una buona
dispersione del copolimero [22, 23, 26].
Dopo il raffreddamento a temperature ambiente, i blocchi stirenici si riaggregano per
formare nuovamente i domini rigidi all’interno della fase disperdente gommosa
butadienica rigonfiata dalle molecole malteniche. In questo modo, il reticolo fisico viene
ristabilito, infatti, a differenza degli elastomeri termoindurenti, i copolimeri termoplastici
sono caratterizzati da una struttura reticolare reversibile per cui anche dopo ripetuti cicli
termici le loro proprietà fisiche e meccaniche non variano. Tale caratteristica, così come le
altre proprietà tipiche della fase elastomerica, vengono trasferite all’intera miscela,
consentendo un miglioramento degli standard prestazionali rispetto al bitume
tradizionale.
In generale, per ottenere una migliore stabilità ed evitare la conseguente separazione
tra le fasi durante il periodo di stoccaggio e trasporto, nella produzione industriale
l’operazione di miscelazione viene suddivisa in più fasi in cui quantità diverse di bitume
vengono successivamente introdotte e premiscelate [23].
Quando l’SBS viene a contatto ad alta temperatura con il bitume, quest’ultimo
“rigonfia” il polimero e si diffonde al suo interno. Inizialmente le interazioni tra bitume ed
SBS si manifestano coinvolgendo preferenzialmente la fase flessibile del polimero, sia
perché questa ne rappresenta la matrice, sia per il suo maggior volume libero. Tuttavia,
non è da escludere che anche i domini polistirenici possano risultare in parte rigonfiati,
soprattutto per diffusione al loro interno delle componenti aromatiche di minor peso
molecolare presenti nel bitume. Quindi, si può affermare che il processo di miscelazione
coinvolge prevalentemente la fase più flessibile, butadienica, del polimero, con i domini
stirenici solo parzialmente rigonfiati e quindi ancora segregati ed in grado di esplicare la
loro funzione di nodi di un reticolo tridimensionale. In tal modo il polimero, anche se
aggiunto in quantità modeste, riesce a conferire proprietà elastomeriche all’intero
sistema. E’ pertanto importante che le modifiche siano prodotte in condizioni di stress
termomeccanici non eccessivi, in maniera tale che la parte polimerica conservi “memoria”
della sua struttura originale. Al tempo stesso, le miscele devono essere sufficientemente
“intime” da conservare la propria struttura durante lo stoccaggio in condizioni “statiche”.
In altri termini, il fatto di dover realizzare una miscelazione parziale porta ad uno stato
termodinamicamente instabile (o metastabile) che non corrisponde ad un minimo di
energia e che tende spontaneamente ad evolvere verso la separazione di fase [24]. Questa
deve essere evitata basandosi sull’ottimizzazione dei parametri che entrano in gioco, ossia
la composizione e quantità del modificante, composizione del bitume, profilo termico e
entità dello sforzo di taglio nel processo di miscelazione. In particolare, il bitume idoneo
per miscele con SBS deve avere un alto contenuto di aromatici e basso contenuto di
asfalteni, infatti questi ultimi competono con il polimero per il potere solvente della fase
maltenica e se la quantità di malteni è insufficiente si può creare una separazione di fase
[1].
Gli elastomeri a blocchi stirenici sono presenti in varie morfologie, che si possono
differenziare per lunghezza e configurazione delle catene molecolari, principalmente
20
classificabili in strutture lineari o radiali. Tali parametri sono capaci di influenzare
notevolmente l’interazione tra polimero e bitume che si instaura durante i processi di
miscelazione e quindi le prestazioni di esercizio.
I vantaggi derivanti dall’uso di elastomeri termoplastici a blocchi stirenici si ripercuote
su prestazioni migliori sui dissesti di ormaiamento, fessurazione per fatica e fessurazione
alle basse temperature, data la spiccata elasticità e la minore suscettività termica alle
temperature tipiche si esercizio.
La principale limitazione ad una loro vasta diffusione sono invece da ricercare nei costi
non irrisori, dalla scarsa resistenza al calore che possono deteriorare la fase polimerica e
quindi comprometterne il riciclaggio [23].
2.6.1.2. Plastomeri
I plastomeri sono in grado di conferire al legante principalmente un’elevata rigidezza e
resistenza alle deformazioni provocate dai carichi del traffico. Sebbene gli elastomeri
termoplastici mostrino una maggiore capacità di recupero elastico e un’elevata resistenza
alle deformazioni permanenti, i copolimeri stirenici, come affermato precedentemente,
risultano abbastanza costosi e, quando sono presenti con formulazioni insature, sono
soggetti a fenomeni di degrado che ne limitano la durata e la possibilità di riciclaggio.
Questi due problemi possono essere ridotti in modo significativo utilizzando i plastomeri
come modifica dei bitumi stradali [30, 31].
La variazione delle caratteristiche reologiche che scaturiscono dalla modifica con i
polimeri termoplastici sono da ricercare nella formazione di un reticolo tridimensionale in
cui i nodi che conferiscono rigidezza alla catena sono rappresentati dai cristalli a base
etilenica. Il grado di cristallinità gioca quindi un ruolo di primo piano nel definire le
proprietà del polimero. Una cristallinità moderata favorisce la polarità e quindi la
compatibilità del bitume, ma infragilisce il reticolo. Una alta cristallinità, al contrario,
garantisce la formazione di domini rigidi, ma limita la polarità compromettendo la stabilità
della miscela [23].
Il plastomero più diffuso in campo stradale è rappresentato dall’etilene-vinil-acetato,
EVA, le cui caratteristiche si trovano tra quelle di un prodotto di polietilene a bassa
densità, semi-rigido, traslucido, e un materiale gommoso simile al poli-vinil-cloruro (PVC)
plasticizzato [27]. Grazie alla presenza del gruppo estere che determina un’adeguata
polarità e ne riduce la tendenza alla cristallizzazione, l’EVA gode di una buona
compatibilità con il bitume che rende la dispersione del polimero soddisfacente anche nel
caso di miscelazione a bassi livelli di sforzo di taglio. Un secondo polimero a base etilenica
utilizzato, seppur in misura minore, in campo stradale, è l’etilene-butil-acrilato, l’EBA,
contraddistinto da un superiore disordine reticolare rispetto all’EVA.
Nonostante le numerose esperienze di laboratorio condotte per valutare l’utilizzo del
polietilene (PE) e del polipropilene (PP), le applicazioni reali hanno trovato riscontri in
settori diversi da quello dei materiali per pavimentazioni stradali. le motivazioni sono da
ricercare nella natura non polare, che li rende incompatibili con il bitume [28].
21
2.6.1.3. Compatibilità ed interazione tra bitume e polimero
Durante la fase di miscelazione tra bitume e polimeri possono instaurarsi dei meccanismi
di interazione complessi che rendono difficoltoso il raggiungimento di una chiara
comprensione di questa nuova tipologia di leganti. Più precisamente tali fenomeni
risultano essere fortemente influenzati dalle caratteristiche del bitume di base e dei
polimeri utilizzati, ma anche dalle quantità relative delle due fasi e dalle condizioni di
miscelazione.
La ricerca delle condizioni ottimali di miscelazione è stato affrontato sia variando le
apparecchiature di miscelazione o l’ordine di aggiunta dei componenti, sia mediante
l’impiego di agenti compatibilizzanti o di polimeri funzionalizzati in grado di stabilire un
legame chimico con alcuni componenti del bitume [24].
Durante la miscelazione il bitume viene gradualmente inglobato nella fase polimerica
che lentamente rigonfia, assorbendo alcuni dei composti presenti nella miscela di
idrocarburi formante il bitume e quindi aumentando di volume. In base alla quantità di
polimero aggiunto alla base bituminosa le miscele ottenute possono avere morfologie
differenti. Infatti il processo di rigonfiamento può essere spinto sino alla cosiddetta
“inversione di fase” che si verifica quando la fase polimerica diviene la fase continua e il
bitume “libero”, ossia gli asfalteni, la fase dispersa. Una tecnica che consente di
visualizzare facilmente il grado di miscelazione raggiunto fra bitume e polimero e stabilire
se è avvenuta o meno l’inversione di fase è la microscopia in fluorescenza. A seconda delle
condizioni di compatibilità e rigonfiamento, la fase polimerica può occupare una frazione
volumetrica molto più grande di quella corrispondente alla massa di polimero presente
nella miscela. In pratica, nonostante la percentuale in peso di polimero sia piuttosto
modesta, la fase polimerica (ovvero polimero+bitume adsorbito) diviene quella che
predomina volumetricamente, nonché quella che determina le proprietà chimico-fisiche
della miscela. Ecco perché il bitume cambia completamente comportamento reomeccanico, giustificando così il termine "bitume modificato". E’ possibile, quindi,
realizzare l’inversione di fase quando, a parità delle altre condizioni, il tenore di polimero
supera un valore, detto di soglia, che dipende dalla sua natura, dal suo peso molecolare e,
non ultimo, dal tipo di bitume impiegato.
Inoltre, per ottenere una miscela con prestazioni migliori e un cambiamento delle
proprietà reologiche rispetto alla base bituminosa, è necessario che vi sia solo una parziale
solubilità e compatibilità tra le fasi che permettono al polimero di mantenere la sua
struttura morfologica di base e, quindi, le sue caratteristiche fisiche. Questo concetto può
essere chiarito facendo riferimento ai due casi limite di solubilità, perfetta o totalmente
assente, del polimero nel bitume. Nel primo caso, ossia nella situazione di solubilità totale,
le macromolecole del modificante sarebbero completamente disperse nella base
bituminosa, perdendo così ogni possibilità di formare domini cristallini e vetrosi.
Sarebbero probabilmente assenti anche la maggior parte dei reticoli intermolecolari, i
quali influenzano fortemente le proprietà reologiche. Si otterrebbe, quindi, in questo caso,
un sistema omogeneo, ossia una soluzione di polimero in bitume, in cui non sarebbe più
possibile distinguere la presenza di due fasi distinte. Per cui ne risulterebbe un materiale
22
monofasico con perfetta stabilità allo stoccaggio, ma con prestazioni praticamente
identiche a quelle del bitume originale; infatti l’effetto di aggiunta del polimero sarebbe
essenzialmente ridotto ad un aumento del peso molecolare medio con piccolissime
variazioni delle proprietà reologiche di base. Invece, nel caso di totale insolubilità, non si
avrebbe rigonfiamento e la fase polimerica occuperebbe una frazione volumetrica molto
ridotta. Inoltre, fornendo una sufficiente energia di miscelazione, il polimero si
presenterebbe sottoforma di micro-domini sferici dispersi nella matrice continua di
bitume e il suo compito si ridurrebbe semplicemente a quello di un filler. Quindi nessuno
di questi due casi sembra essere la condizione ideale, infatti l’obiettivo di miscelare
bitume-polimero è rappresentato dal raggiungimento di una condizione intermedia in cui
il polimero è rigonfiato dal bitume, formando così un reticolo in cui la struttura originaria
del modificante è preservata
Al fine di valutare in maniera rigorosa la compatibilità tra bitume e polimero è
necessario fare riferimento ai parametri di solubilità del polimero e delle frazioni
costituenti il bitume. Per il raggiungimento di un equilibrio termodinamico, le differenze
tra le componenti coinvolte devono essere sufficientemente contenute per ottenere una
miscela stabile. In base a quanto detto, è possibile dedurre che la fase maltenica è
direttamente coinvolta nei processi di rigonfiamento del bitume e svolge una doppia
azione solvente nei confronti degli asfalteni e del polimero inglobato, che si trovano a
concorrere per mantenere o raggiungere le condizioni di equilibrio all’interno della
miscela [23, 24, 29].
2.6.2. Polverino di gomma di pneumatico
In accordo con la definizione proposta dalla ASTM (ASTM D8-88) l’Asphalt Rubber (AR) è
“una miscela di legante bituminoso, polverino di gomma di pneumatico riciclata ed
eventuali additivi, nella quale il contenuto di polverino è almeno il 15% sul peso totale
della miscela e che ha reagito sufficientemente nel bitume caldo per portare
all’assorbimento delle particelle di gomma.” Per definizione l’AR viene prodotto usando la
tecnologia wet e le proprietà richieste sono specificate nella norma ASTM D-6114 [32].
2.6.2.1. Cenni storici
L’idea di impiegare il polverino di gomma di pneumatico riciclata nel settore delle
pavimentazioni stradali risale agli anni ’50, ma il suo impiego fu ritardato per difficoltà
tecniche ed economiche nel miscelare la gomma con il bitume. Solo nel 1964 venne
impiegata per la prima volta una miscela composta da bitume e polverino di gomma su
una pavimentazione esistente. L’intento originale non fu quello di porre rimedio ad un
problema ambientale, ma bensì di migliorare le proprietà elastiche e flessibili del bitume.
Nel 1964 Charles McDonald, ingegnere dei materiali che lavorava per la città di Phoenix in
Arizona, insieme alle compagnie Atlos Rubber, Arizona Departement of Transportation
(ADOT), Sahuaro Petroleum and Asphalt Company, sviluppò un metodo economico per
aggiungere piccoli pezzi di gomma di pneumatico triturati al bitume che chiamò Asphalt
23
Rubber. La miscela così prodotta venne stesa manualmente su una sezione sperimentale
come trattamento superficiale in grado di sigillare le fessure esistenti e formare uno strato
impermeabile all’acqua. Durante i primi tre anni si osservarono prestazioni soddisfacenti,
così dal 1967 in poi altri interventi furono realizzati.
Nel 1968 la ADOT realizzò un microtappeto SAM (Stress Absorbing Membrane)
utilizzando uno spanditore di bitume e una slurry seal machine, per stendere l’Asphalt
Rubber e ricoprirlo con pietrisco. L’impiego delle macchine aumentò notevolmente la
produzione e la qualità finale dell’applicazione riducendo significativamente i costi.
Dal 1971 in poi, per ovviare al problema della perdita degli aggregati, i microtappeti
SAM furono ricoperti con uno strato di usura tradizionale, dando così origine ai SAMI
(Stress Absorbing Membrane Interlayer).
Data l’elevata viscosità dell’Asphalt Rubber e le elevate temperature richieste per la
stesa, nel 1972 venne aggiunto del kerosene per migliorarne la lavorabilità.
Viste le elevate proprietà elastiche e flessibili del materiale e le eccellenti prestazioni in
opera, nel 1974 l’Asphalt Rubber venne impiegato come sigillante per le fessure e trovò
grande successo negli anni successivi nel mercato americano.
La Arizona Refinery Company (ARCO) entrò nel mercato con un suo Asphalt Rubber,
impiegando il 20% di polverino di gomma, di cui il 40% devulcanizzato, l’80% di bitume e
un olio aromatico al posto del kerosene.
Nel 1985 le due tecnologie, Sahuaro e ARCO, si fusero diventando quella che oggi è
conosciuta come tecnologia McDonald.
Il processo dry, che ricordiamo consistere nell’impiegare il CRM come parte degli
aggregati nei conglomerati bituminosi, fu sviluppato verso la fine degli anni ’60 in Svezia e
brevettato per l’uso negli Stati Uniti nel 1978 col nome commerciale PlusRide. Tale
tecnologia fu impiegata in Alaska già dal 1976, successivamente in Minnesota,
Washington, Oregon, Arizona e California. Verso la metà degli anni ’80 venne perfezionato
il mix-design portando alla definizione della curva granulometrica ottimale oggi
comunemente impiegata.
Lo stato della California (Caltrans) iniziò i primi esperimenti con il polverino di gomma
nel 1975 realizzando nel 1978 una pavimentazione col metodo dry: i risultati furono
ritenuti buoni. Il processo wet invece venne impiegato per effettuare delle riparazioni con
conglomerati dense-graded nel 1980 in zone molto innevate, osservando come tale
materiale offrisse una buona resistenza contro l’abrasione da parte delle catene dei
veicoli. Dal 1983 in poi realizzò numerose sezioni di prova impiegando entrambe le
tecnologie, con lo scopo di ricercare soluzioni economicamente più vantaggiose riducendo
gli spessori degli strati. Nel 1992 Caltrans pubblicò “Design Guide for Asphalt Rubber HotMix-Gap Graded” in sono presentate le migliori prestazioni per interventi di ripristino dei
conglomerati AR con spessori ridotti del 50% rispetto ai conglomerati tradizionali.
La ADOT realizzò i primi conglomerati Asphalt Rubber dal 1988 in poi, osservando
come i conglomerati AR open-graded stesi su pavimentazioni rigide ammalorate, fossero
nettamente superiori nel resistere alla propagazione delle fessure rispetto ai conglomerati
tradizionali stesi in spessori molto più elevati.
24
Nel 1986 Dr. B. Takallou, presso la Oregon State University, sviluppò la prima
tecnologia dry generica nota come RUMAK o sistema TAK. Tale metodo deriva dal dry con
la differenza che può essere considerata una qualunque distribuzione granulometrica,
cercando di andare incontro alle differenti realtà locali.
Nel 1988 in Florida, ai fini di ovviare al brevetto, fu sviluppato un tipo di bitume
modificato caratterizzato da percentuali di gomma inferiori rispetto a quelle utilizzate per
la preparazione di Asphalt Rubber, aggiunte direttamente in impianto. Tale esperienza fu il
primo esempio della tecnologia nota oggi come Terminal Blend o Continuous-Blending
Thecnology.
Nel 1989, Larry Scofield documentò in uno studio la storia dello sviluppo e delle
prestazioni dell’Asphalt Rubber nell’ambito della ADOT. Tale relazione documenta come
l’Asphalt Rubber sia stato utilizzato con successo come membrana per controllare la
deformazione delle pavimentazioni e per ridurre la propagazione della fessurazione in
strati di pavimentazione sia rigide che flessibili. Sempre in questo studio si è giunti alla
conclusione che l’Asphalt Rubber poteva essere utilizzato anche per la produzione di
conglomerati, mettendo in evidenza come tale bitume porterebbe il conglomerato stesso
ad avere caratteristiche adatte per la realizzazione di strati di usura per riabilitare
pavimentazioni fessurate.
Lo scadere del brevetto dell’Asphalt Rubber nel 1992 portò ad una sua rapida
diffusione nel mondo. In Europa i primi paesi ad impiegare questa tecnologia sono stati
Portogallo, Spagna, Germania e Austria.
I risultati delle applicazioni pratiche ottenuti nel tempo hanno consentito di
perfezionare le tecniche di produzione e le prestazioni dell’Asphalt Rubber, portando nel
1998 la American Society for Testing and Materials (ASTM D8-88) a definire l’Asphalt
Rubber come “una miscela di legante bituminoso, polverino di gomma di pneumatico
riciclata e certi additivi, nella quale il contenuto di polverino è almeno il 15% sul peso
totale della miscela e che ha reagito sufficientemente nel bitume caldo per portare
all’assorbimento delle particelle di gomma.” È quindi importante precisare che il termine
Asphalt Rubber si riferisce al processo wet con l’aggiunta di una percentuale di polverino
di gomma compresa tra il 15 e il 22%, d’accordo con quanto specificato dalla norma ASTM
D-6114.
Recentemente, ad Alberta, Canada, è stato implementato un programma di
pavimentazione con Asphalt Rubber in una zona caratterizzata da temperature
estremamente fredde. Nella Columbia Britannica, sempre in Canada, è stato sviluppato un
apposito piano per dimostrare l’applicabilità di questo bitume agli ingegneri più scettici. Il
Messico ha utilizzato AR in centinaia di chilometri di pavimentazione e in trattamenti
superficiali come strategia per ridurre l'emissione di polvere nelle strade non asfaltate che
confinano con gli Stati Uniti.
In Puerto Rico, in seguito alla recente inaugurazione di un nuovo impianto per il
riciclaggio di pneumatici, è stato messo a punto un progetto di dimostrazione e
monitoraggio dell'utilizzo di AR.
25
In Europa, il Portogallo continua a guidare l'aumento dell'utilizzo di Asphalt Rubber,
che rientra ora nei capitolati della seconda maggior concessionaria di autostrade, la AutoEstradas do Atlantico S.A. Spagna, Germania, e Austria hanno recentemente adottato
progetti sperimentali di riabilitazione di pavimentazioni autostradali rigide e flessibili
utilizzando Asphalt Rubber. Tutti questi progetti hanno finora mostrato prestazioni al di
sopra delle aspettative, anche nelle condizioni più estreme.
Le prime vere applicazioni di pavimentazioni Asphalt Rubber in Italia sono state
realizzate a Imola, Pistoia e Firenze nel 2007, ed hanno immediatamente ottenuto
consensi da parte dei residenti, che hanno percepito la riduzione del rumore da esse
apportata. In particolare, fino ad Agosto 2007 sono state applicate circa 2000 t di
conglomerato Asphalt Rubber “gap graded” e 500 t di Asphalt Rubber “open graded”,
realizzati mediante l’impiego di circa 200 t di Rubbit®. Tale produzione ha inoltre
permesso di smaltire 40 t di polverino di gomma pari alla lavorazione di 400000 kg di
pneumatico fuori uso altrimenti destinati alla discarica [33-38].
2.6.2.2. Processi produttivi
Il polverino di gomma di pneumatico ottenuto dalla macinazione di pneumatici fuori uso,
comunemente noto con il nome di Crumb Rubber Modifier (CRM), può essere impiegato
coma agente modificante nei materiali usati nella realizzazione delle pavimentazioni
stradali attraverso differenti tecnologie di produzione (CRM technology), migliorandone le
proprietà.
In generale le differenti tecnologie possono essere suddivise in due categorie che
definiscono il processo di base usato per addizionare il polverino di gomma ai materiali
stradali: il processo wet ed il processo dry. Il processo wet definisce ogni metodo in cui si
mescola il CRM con il bitume prima di aggiungere gli aggregati, mentre il processo dry
definisce ogni metodo che miscela il CRM con gli aggregati prima di aggiungere il bitume.
La prima tecnologia che applica il processo wet è nota come Processo McDonald,
mentre la prima applicazione del processo dry è chiamata Processo PlusRide. Le altre
tecnologie sviluppate successivamente sono: il Processo Dry Generico, il Chunk Rubber ed
il Continuous Blending. In Fig.1: sono rappresentate e raggruppate gerarchicamente le
differenti tecnologie.
Le tecnologie dry sono limitate alla produzione di conglomerati bituminosi, mentre
quelle wet sono anche impiegate per realizzare sigillanti e trattamenti superficiali.
Nella tecnologia McDonald il CRM viene miscelato con il bitume ed eventuali oli
flussanti in una cisterna di miscelazione per poi passare in un’altra cisterna per fare
avvenire la reazione di rigonfiamento, prima di essere aggiunto agli aggregati. La cisterna
di reazione deve essere in grado di mantenere il materiale uniforme miscelandolo a bassa
energia e ad una temperatura costante (175-200°C) per un certo tempo di reazione
generalmente compreso tra i quarantacinque minuti e un’ora. Il prodotto che si ottiene è
un materiale molto elastico che prende il nome di Asphalt Rubber (AR). Tale materiale è
caratterizzato da un contenuto di CRM compreso tra il 15 e il 22%, molto fine e
completamente passante al setaccio da 2,36 mm (ASTM D-6114).
26
L’AR dopo essere stato prodotto deve essere subito impiegato o essere stoccato per
tempi molto brevi, onde evitare fenomeni di segregazione.
Nella tecnologia Continuous Blending, il CRM ed il bitume sono miscelati e aggiunti
immediatamente agli aggregati, oppure possono essere stoccati per essere impiegati
successivamente. Rispetto al metodo McDonald, non si lascia reagire il materiale e si
impiega un CRM molto più fine, in quantità variabili tra il 5-20%. L’idea è quella che
impiegando un CRM più fine, si aumenti la superficie specifica reagente accorciando
notevolmente i tempi di reazione, rendendo così la fase di maturazione inutile.
Nella tecnologia PlusRide il CRM è aggiunto direttamente agli aggregati lapidei
caratterizzati da una distribuzione granulometrica non continua di tipo gap-graded (basso
contenuto di fini) prima di essere miscelato col bitume. Il CRM si comporta come
aggregato elastico in grado di deformarsi. Nel 1980 il mix-design venne affinato ed oggi è
commercialmente denominato PlusRide II.
Il quantitativo di CRM impiegato può variare tra l’1 ed il 6% in peso sul totale della
miscela ed il 3% è comunemente usato. Il PlusRide II considera una distribuzione
granulometrica di tipo gap-graded che lascia lo spazio al CRM. Se lo spazio non è
sufficiente si perviene ad un materiale difficile da compattare, con bassa densità ed
elevato contenuto di vuoti. Il quantitativo di bitume risulta compreso tra il 7.5 e 9% (in
genere il 2% in più di un conglomerato tradizionale) con un contenuto di vuoti finale pari
al 2-4%.
Modalità e temperature di miscelazione, nonché stesa e compattazione, sono simili a
quelle impiegate per i conglomerati bituminosi tradizionali. In questa tecnologia la
reazione di rigonfiamento del polverino a contatto con il bitume avviene solo in parte,
interessando solo la frazione più fine del CRM e senza svilupparsi completamente. Il CRM
di pezzatura maggiore agisce invece come aggregato elastico, in grado di deformarsi
notevolmente.
Nella tecnologia dry generica (RUMAC o TEK System) il quantitativo di CRM rispetto al
PlusRide è leggermente ridotto (1-3%) e di pezzatura minore. La distribuzione
granulometrica del CRM viene corretta per poter essere aggiunta a quella degli aggregati.
In virtù del fatto che avviene la reazione di rigonfiamento la dimensione del CRM va
considerata più piccola (ad esempio un setaccio in meno).
La tecnologia Chunk Rubber, pensata dalla Cold Regions Research and Engineering
Laboratory (CREEL), risulta molto simile al processo PlusRide, ma impiega del CRM di
dimensioni maggiori ed in quantità più elevate. L’idea è quella di poter risparmiare
notevolmente sull’acquisto del CRM di più grossa pezzatura, evitando costosi processi di
macinazione. La miscela così prodotta genera conglomerati bituminosi non di elevatissime
prestazioni che possono essere impiegati per strade di minore importanza [39-48].
2.6.2.3. Compatibilità ed interazione tra bitume e gomma
L’utilizzo del polverino di pneumatico nel settore delle applicazioni stradali, sia che sia
impiegato secondo la metodologia wet o dry, deve prevedere una chiara razionalizzazione
27
di tutti quei fattori che nella fase di confezionamento della miscela possono influire sulle
prestazioni finali del prodotto.
Nel metodo dry si assume usualmente che le particelle di gomma costituiscano
semplicemente parte dell’aliquota totale degli aggregati e che l’interazione con il bitume
sia trascurabile per via dei ridotti tempi a cui essi sono mantenuti ad alte temperature. Nel
metodo wet, invece, questa interazione risulta di fondamentale importanza per la
determinazione delle caratteristiche fisico-chimiche della miscela. Tuttavia, in entrambi i
casi seppur in entità differenti, cambiamenti di carattere fisico e composizionale sono
usualmente riscontrati sui materiali di base. Se le condizioni di compatibilità sono
soddisfatte, un processo di diffusione di alcune delle frazioni più leggere del bitume si
instaura attraverso la superficie della particella di gomma, determinandone un
progressivo rigonfiamento.
La tendenza a rigonfiare è una proprietà posseduta da una vasta gamma di polimeri,
sia naturali che sintetici. In generale, i polimeri possono essere distinti in quelli solubili in
acqua (idrofili) o solubili in solventi organici (idrofobi), categoria quest’ultima a cui
appartengono sia la gomma naturale che sintetica.
Quando la struttura polimerica è esposta a liquidi a basso peso molecolare, le
molecole del liquido diffondono e sono adsorbite dal reticolo, prendendo posizioni
precedentemente occupate da catene polimeriche. Esse, costrette quindi ad allontanarsi
le une dalle altre, sono responsabili di un sensibile aumento volumetrico.
Il processo si evolve in due distinte fasi. La prima, che interessa tutti i polimeri amorfi
lineari, ramificati o poco reticolati, di imbibimento con relativa espansione del gel
rigonfiato formatosi. La seconda, consiste, invece, nel disfacimento della struttura di gel
che dà luogo ad una soluzione di molecole polimeriche nel solvente. Il processo di
rigonfiamento persiste fino a quando le condizioni di equilibrio non sono raggiunte,
corrispondenti a concentrazioni di liquido uniformi. I polimeri non reticolati possono
quindi essere soggetti a completa dissoluzione, contrariamente a quelli in cui la
reticolazione pone un limite al processo di diffusione parzializzandone la
depolimerizzazione.
In generale, i migliori solventi (o agenti rigonfianti) sono quelli aventi struttura chimica
il più possibile affine a quella del polimero. Per una valutazione quantitativa della
compatibilità, informazioni possono essere ricavate dai parametri di solubilità delle due
sostanze, che devono essere pressoché equivalenti affinché la reazione abbia luogo. Essi
derivano dalle densità di energia di coesione, che esprime l’energia necessaria a
vaporizzare una certa quantità di sostanza ed è funzione dell’entità delle forze coesive tra
le molecole. Se le forze adesive tra solvente e polimero devono essere simili a quelle
coesive tra solvente-solvente e polimero-polimero, è necessario che le densità di energia
di coesione del solvente e del polimero siano prossime.
Il grado e gradiente di diffusione dipendono da molteplici fattori, tra cui temperatura,
tempo, energia di miscelazione oltre che dalle caratteristiche fisico-chimiche dei materiali
di partenza.
28
Le caratteristiche del bitume influiscono sulla natura dell’interazione da un punto di
vista fisico, in particolare in termini di viscosità, ma principalmente per gli aspetti chimici
legati alle frazioni a più basso peso molecolare.
La viscosità del solvente determina la velocità di diffusione, che aumenta al diminuire
della stessa. A parità di viscosità, però, bitumi ad alto contenuto asfaltenico diffondono
meno. Valori medi dei parametri di solubilità disponibili in letteratura indicano, infatti, che
quelli delle frazioni più polari ed a più alto peso molecolare del bitume, quali asfalteni e
resine, differiscono notevolmente da quelli della gomma di pneumatico, decisamente più
affini agli oli maltenici delle frazioni di saturi ed aromatici.
La gomma di pneumatico è derivata da una miscela di gomma naturale e sintetica a cui
sono aggiunti diversi elementi, quali nerofumo (carbon black), pigmenti, agenti
vulcanizzanti e altri additivi. La variabilità con cui essi sono introdotti nel processo
produttivo dello pneumatico si esplica nelle differenze in termini di reazione all’atto della
miscelazione con conseguente ripercussione sulle proprietà fisiche del prodotto finale. La
differenza più palese è quella esistente tra la composizione della miscela degli pneumatici
da autocarro e da autoveicolo, i primi caratterizzati da maggiori quantità di gomma
naturale. La natura chimica della gomma di pneumatico determina l’ammontare totale del
liquido adsorbito dalla particella di polimero. In particolare, quella derivante da
pneumatici di autocarro sembra interagire maggiormente rispetto a quella derivante da
autoveicoli, evidenziando energie di attivazione del processo di diffusione minori per la
gomma naturale che per quella sintetica.
È inoltre importante tenere conto che lo pneumatico è composto solamente per circa
una metà da effettivi idrocarburi polimerici capaci di rigonfiare nel bitume, elemento da
prendere in considerazione nella definizione del protocollo di miscelazione per il
raggiungimento delle condizioni di interazione ideali.
La superficie specifica delle particelle è uno dei parametri che agisce sulla cinetica del
processo di diffusione. Essa può, in prima approssimazione, essere controllata per mezzo
della scelta della distribuzione granulometrica e del processo di triturazione.
Per quanto concerne la distribuzione granulometrica, pezzature fini accelerano il
fenomeno di diffusione per via della maggiore superficie specifica. Esse generano, a parità
di fattori concomitanti, miscele a più alta viscosità rispetto a quelle ottenute con
pezzature più grossolane se le condizioni di miscelazione sono tali da mantenere il
processo di diffusione nel primo stadio di rigonfiamento, in caso contrario si otterranno
miscele a più bassa viscosità testimonianti l’avvento di fenomeni di depolimerizzazione e
devulcanizzazione. Il processo di triturazione influenza la forma e le caratteristiche
superficiale della particella. I materiali ottenuti da macinazione meccanica producono un
granulo caratterizzato da una superficie più porosa ed irregolare rispetto alle particelle
prodotte criogenicamente, che mostrano superfici più squadrate e lisce, quindi a minore
superficie specifica. L’utilizzo di polverino di gomma derivante da processi criogenici ha
mostrato gradienti di variazione della viscosità nel tempo decisamente minori, sintomo
della maggiore inerzia esibita nel processo di adsorbimento delle frazioni a più basso peso
molecolare del bitume.
29
Per quanto concerne l’elaborazione del protocollo di confezionamento della miscela,
temperatura, tempo ed energia di miscelazione sono le incognite fondamentali da
definire.
A parità di materiali utilizzati essi determinano l’evoluzione della reazione tra polimero
e oli maltenici, che, generalmente, esibiscono un primo stadio di rigonfiamento
caratterizzato dall’aumento della viscosità della miscela seguito da uno stadio di
devulcanizzazione e depolimerizzazione in cui la viscosità presenta un decremento.
L’attrezzatura e l’intensità di miscelazione possono esercitare un effetto di taglio tale
da provocare un’ulteriore rottura meccanica delle particelle di polverino ammorbidite
dall’effetto di adsorbimento in corso, fino a semplicemente mantenerle in sospensione
non generando nuove superfici di diffusione.
Tempo e temperatura godono del principio di sovrapposizione degli effetti
nell’evoluzione dell’interazione tra bitume e polverino di gomma da pneumatico.
Temperature tipiche di miscelazione sono comprese tra i 160 e i 200°C. Alte temperature
determinano maggiori velocità di reazione e possono condurre ad un maggiore grado di
diffusione o ad un rapido inizio dello stadio di depolimerizzazione e devulcanizzazione
senza rendere apprezzabile la fase di rigonfiamento.
Additivi flussanti di tipo aromatico o naftenico sono frequentemente aggiunti alla
miscela. In base alle caratteristiche del bitume, essi possono essere preferenzialmente
adsorbiti dalla gomma. Alti contenuti di oli flussanti sono in alcuni casi adottati per
applicazioni specifiche in concomitanza ad alte temperature e ad alte energie di
miscelazione per favorire la depolimerizzazione delle particelle di gomma in miscele ad
alto contenuto di polverino.
Alcune lavorazioni prevedono l’introduzione di una frazione di gomme non derivanti
dal recupero degli pneumatici fuori uso. Una prassi talvolta adottata consiste
nell’addizionare una frazione di prodotti ad alto contenuto di gomma naturale capace di
depolimerizzare nel bitume a più basse temperature rispetto a quelle necessarie per la
gomma derivante da pneumatico.
La frequente presenza di sostanze minerali o metalliche, di umidità, fibre o altri
materiali estranei non partecipanti al processo di interazione, devono essere presi
singolarmente in conto per la valutazione degli effetti prodotti sulla miscela finale, nelle
fasi di lavorazione e sulle proprietà meccaniche esibite durante la vita utile dell’opera [4955].
2.6.3. Melme di verniciatura industriale
Da molti anni l’industria automobilistica utilizza materiali particolari per eseguire la
verniciatura delle autovetture. Questi prodotti non sono comuni vernici poiché, oltre che
conferire specifiche colorazioni, devono provvedere a proteggere la qualità e l’integrità
della scocca. Essi sono costituiti principalmente da quattro componenti base: resine,
solventi, pigmenti e oli.
30
Diverse indagini hanno dimostrato che durante le fasi della verniciatura circa il 40%
delle vernici non si fissa al veicolo ma rimane sospeso nell’aria. Un film d’acqua che scorre
in regime continuo raccoglie questa quota parte di vernice e la deposita in un ambiente
separato dalla camera di verniciatura in cui si miscela con l’acqua (fig. 2-3).
Figura 2-3 Fase di verniciatura e smaltimento delle melme.
Questa miscela di acqua e vernice viene successivamente separata tramite un processo
flocculante che permette di estrarre i residui della verniciatura. I residui, genericamente
indicati con il nome di melme o morchie di verniciatura, sono considerate residui da
smaltire secondo specifiche particolari a causa della tossicità e potenziale infiammabilità
dei suoi componenti. Un’analisi chimica di queste melme infatti evidenzia la presenza di
metalli come alluminio, titanio, calcio, bario, boro, rame, mercurio, piombo, nichel,
arsenico e zinco nonché di sostanze organiche volatili.
I regolamenti ufficiali in materia di sicurezza ambientale prevedono che le melme di
verniciatura e tutti i prodotti di scarto connessi alle vernici industriali vengano depositati
in siti autorizzati; ciò comporta un costo notevole per le industrie. Gli oneri sostenuti per
lo smaltimento e la gestione delle melme hanno fatto portato alla ricerca di un possibile
31
reimpiego delle melme. I settori di maggiore interesse mirano ad utilizzare le melme nella
realizzazione di nuovi prodotti o come additivo modificante di prodotti già presenti sul
mercato; ulteriori ricerche mirano a sviluppare un innovativo processo di riciclaggio [5658].
2.6.4. Nanotubi di carbonio
I nanotubi di carbonio sono stati studiati per la prima volta da un ricercatore giapponese,
Sumio Ijima, che nel 1991 ne scoprì l’esistenza analizzando i prodotti di scarto dal
processo di sintesi dei fullereni [59].
2.6.4.1. Struttura chimica
È possibile dividere i nanotubi di carbonio in due famiglie: i nanotubi a parete singola, noti
con l’acronimo SWNT, e quelli a parete multipla, MWNT. I primi, per conformazione e
struttura, possono essere considerati come una particolare ibridazione del carbonio,
derivante direttamente da quella dei fullereni; mentre i secondi si avvicinano molto di più
ai nano-filamenti di carbonio.
I nano-filamenti, anche detti nanofibre, sono strutture fibrose il cui diametro è
compreso tra qualche decina e qualche centinaio di nanometri. Tali elementi si possono
trovare sotto diverse configurazioni ma, in generale, le due strutture che si trovano
principalmente sono i graphite whiskers, costitiuti da uno strato di grafite arrotolato su se
stesso, e la fibra platelet, un filamento composto da più strati di grafite sovrapposti tra
loro.
A seconda dell’angolo α che forma l’asse del filamento con gli strati di grafite, si
distinguono tre grandi famiglie di nano fibre:
•
•
•
Herringbone (α = 90°)
Platelet (0°< α<90°)
Tubolari (α = 0°)
I ricercatori Smalley e Kroto, nel 1985, scoprirono una terza struttura ordinata del
carbonio, quella dei fullereni. Quest’ultima andava ad aggiungersi alla struttura tipica del
3
2
diamante, con ibridazione sp e a quella della grafite, con ibridazione sp . La struttura
cristallina dei fullereni è tipicamente formata da un reticolo sferico, risultato dell’unione di
anelli esagonali e pentagonali di atomi di carbonio. La forma e le dimensioni del singolo
fullerene dipendono dunque dalla quantità e dalla relativa proporzione dei diversi
poligoni. Il nome di tali elementi deriva proprio dalla loro forma che ricorda in modo
inequivocabile le cupole geodesiche ideate dall’architetto Richard Buckminster-Fuller.
I fullereni vengono prodotti artificialmente con un sistema di vaporizzazione del
carbonio ad alta temperatura.
I nanotubi a parete singola sono stati osservati per la prima volta tra i prodotti di scarto
del processo di sintesi dei fullereni. I SWNTs appartengono infatti a tale famiglia e sono
caratterizzati da una particolare struttura simil-sferica del carbonio, che si colloca, come
già accennato in precedenza, tra le due tipiche ibridazioni del carbonio: la grafite, con
32
2
3
ibridazione sp , e il diamante con ibridazione sp . Il reticolo cristallino è dunque costituito
da atomi di carbonio organizzati in forme esagonali mediante legami covalenti. Tali
poligoni formano a loro volta un reticolo che costituisce il piano grafitico. Quest’ultimo
arrotolato su se stesso e chiuso all’estremità da due calotte semisferiche forma la
struttura del nanotubo a parete singola (fig. 2-4).
Figura 2-4 trasformazione del foglio di grafite.
Le dimensioni del diametro di tale cilindro restano comprese tra 0.7 nm e 10 nm,
anche se generalmente quelli che vengono maggiormente prodotti hanno un diametro
che non supera i 2 nm. Per quanto riguarda l’aspect ratio (rapporto tra la dimensione
4
5
massima e minima), il valore è molto elevato poiché si arriva a circa 10 -10 , questa
caratteristica ci consente di considerarli come delle nanostrutture in sostanza
monodimensionali. Un esempio di SWNT è riportato nella figura 2-5.
Figura 2-5 Rappresentazione schematica di un nanotubo di carbonio a parete singola.
I nanotubi a parete multipla (MWNTs) sono formati da più SWNTs concentrici e,
rispetto a questi, possiedono un diametro maggiore. Tra le varie pareti che costituiscono
il nanotubo sono presenti dei legami chiamati lip-lip interactions, che hanno l’effetto di
stabilizzare la crescita del nanotubo. Tali legami, tra le numerose proprietà, hanno
l’effetto di facilitare la chiusura del tubo, mediando il trasferimento degli atomi dagli strati
più interni fino alla superficie esterna [60]. Il limite tra i MWNT e le nanofibre è molto
33
sottile, tanto che MWNT di grandi dimensioni possono anche essere considerati come casi
particolari di nanofibre. Da un punto di vista del processo di produzione, inoltre, si osserva
che entrambi possono essere prodotti mediante la tecnica vapor-grown, tecnica di sintesi
di fibre di carbonio che accenneremo in seguito. Se tale processo di crescita viene
interrotto prima dell’inizio della fase di ispessimento del materiale, si ottengono i MWNTs
[61].
A causa delle forze attrattive che si sviluppano tramite i legami di Van der Waals tra le
pareti più esterne di nanotubi differenti, i MWNTs hanno la tendenza ad agglomerarsi in
raggruppamenti di nanotubi chiamati ropes (fig. 2.6). In genere il numero di nanotubi in
tali raggruppamenti è compreso tra 20 e 100 elementi. Tale comportamento è stato
osservato anche nel caso dei SWNTs [62].
Figura 2-6 Vista prospettica di un modello di rope formato da SWNTs [62].
I nanotubi possono essere caratterizzati univocamente dal vettore chirale Ch che
connette siti cristallografici equivalenti sul foglio di grafite. Ogni atomo di carbonio occupa
una certa posizione reticolare che è contraddistinta dalle coordinate nel sistema di
riferimento, costituito dalle direzioni equivalenti a1 e a2. Il vettore chirale Ch (fig. 2-7)
caratterizza ogni atomo e può essere definito mediante la relazione che segue:
C = na + ma 2. 1
Dove con n e m si intendono dei generici scalari. Oltre al vettore chirale, il singolo
atomo all’interno del reticolo è caratterizzato dall’angolo chirale ϴ, formato tra Ch e a1.
In relazione al valore assunto dagli scalari n e m, il nanotubo assumerà tre diverse
configurazioni:
• n=m≠0: l’angolo chirale sarà ϴ=30° e il nanotubo è di tipo armchair, vale a
dire che la successione degli atomi lungo la circonferenza descrive un
semiesagono.
• n≠0 e m=0: l’angolo chirale è ϴ=0° e il vettore è sovrapposto ad a1, in questo
caso il nanotubo è detto a zig-zag poiché, lungo la circonferenza, gli atomi si
susseguono secondo tale sequenza.
34
•
n≠0 e m≠0: l’angolo chirale varierà secondo l’intervallo 0° ϴ<30° e il nanotubo
è definito chiral tube.
Si ritiene importante specificare tali differenze a livello nano-scalare poiché a strutture
diverse corrispondono spesso proprietà diverse dei nanotubi che si utilizzano per le
miscele.
Figura 2-7 Rappresentazione schematica del piano grafitico con il vettore chirale
I difetti che si possono incontrare in tale reticolo cristallino sono principalmente tre:
• Trasformazione di Stone-Wales: tale trasformazione comporta la modifica
di quattro esagoni in due pentagoni e due eptagoni ed è provocata da uno
sforzo meccanico. Costituisce, inoltre, il principale meccanismo di
deformazione plastica dei nanotubi ed è parzialmente reversibile.
• Presenza di vuoti: i vuoti si trovano nel reticolo a causa del posto vacante
lasciato da alcuni atomi.
• Ibridazioni differenti: nel reticolo vi possono essere atomi con ibridazioni
tipiche del carbonio, ma differenti da quella caratteristica dei nanotubi. In
3
particolare si incontrano spesso atomi con ibridazione sp .
I difetti costituiscono siti reattivi ed espongono maggiormente il nanotubo alla
possibilità di reazioni chimiche, oltre a influenzarne l’aspetto. Inoltre, essendo i nanotubi
delle strutture a sviluppo prevalentemente longitudinale, essi possono risentire della
presenza di un difetto locale a grandi distanze dal punto in cui è presente il difetto stesso
[62].
35
2.6.4.2. Processi di sintesi
Nel campo delle tecniche di sintesi permangono ancora delle sfide non indifferenti:
innanzi tutto è mancante un approccio di sviluppo strutturale dei nanotubi su larga scala;
in secondo luogo continuano non poche difficoltà nel limitare la presenza di difetti a livello
di reticolo cristallino dei nanotubi, nel momento in cui questi raggiungono lunghezze
importanti; infine bisogna ancora acquisire un miglior controllo della sintesi dei nanotubi a
livello della loro superficie più esterna in modo da avere sul prodotto finito una struttura
che sia il più possibile ordinata [63].
La sintesi mediante arco elettrico (fig. 2-8) è la stessa tecnica con la quale sono
prodotti i fullereni. Una corrente continua e variabile è generata nell’intervallo tra 50 e
200 A, tra due elettrodi di carbonio posti a 1 mm di distanza e a una differenza di
potenziale pari a 20/25 V. Il passaggio della corrente è finalizzato a rendere reattivo un gas
di elio, all’interno del quale vengono vaporizzati gli atomi di carbonio. Durante tale
processo vengono raggiunte temperature molto elevate, dell’ordine di 3000-4000°C, utili
alla vaporizzazione degli atomi di carbonio. Chiudendo il circuito si produce la riduzione
dell’anodo con deposizione di carbonio sul catodo. In tale materiale depositato sono
contenuti i nanotubi.
Figura 2-8 Set-up sperimentale utilizzato nella sintesi ad arco elettrico [63].
Con tale tecnica è possibile produrre sia nanotubi a parete singola, sia a parete
multipla di elevatissima qualità, vale a dire con una presenza minima di difetti. Tale livello
di qualità viene raggiunto grazie alle elevate temperature di processo. Lo svantaggio
risiede nella presenza, a processo terminato, di prodotti indesiderati come fullereni,
carbone amorfo o particolato, che sono spesso difficili da rimuovere.
La sintesi mediante ablazione laser (fig. 2-9) sfrutta intense pulsazioni di un laser che
colpisce un bersaglio di grafite contenente piccole quantità di nickel e cobalto, che
fungono da catalizzatori. Questo processo avviene in un forno a 1200°C. Durante questo
processo di ablazione laser, un gas inerte trasporta i vapori dalla zona ad alta temperatura
36
verso una zona a temperatura inferiore, dove avviene un processo di condensazione con la
formazione del prodotto.
Figura 2-9 Rappresentazione
Rappre
schematica del processo di ablazione laser [63].
Con questo procedimento si riescono ad ottenere elevate percentuali di nanotubi,
anche se non sempre tale produzione è accompagnata da un’elevata qualità dei nanotubi
stessi. Per questo, da Smalley
Smalley e altri collaboratori, sono state definite delle tecniche di
purificazione attualmente molto usati in diversi studi di ricerca [63].
La sintesi mediante CVD (Chemical Vapor Deposition),
Deposition), una cui schematizzazione è
riportata in figura 2-10
10, è il processo migliore
igliore da un punto di vista industriale, poiché
garantisce un’elevata continuità nella produzione. Il metodo consiste nella
decomposizione a temperature elevate di un idrocarburo su un catalizzatore che permette
la riorganizzazione del carbonio in una struttura
struttura tubolare. I materiali che si sviluppano così
sul catalizzatore, vengono raccolti da un sistema di raffreddamento che riporta il materiale
a temperatura ambiente. Il meccanismo di crescita dei nanotubi con tale metodo,
coinvolge la dissociazione delle
delle molecole di idrocarburo, catalizzate da un metallo di
transizione e la dissoluzione seguita da una saturazione degli atomi di carbonio nelle nanonano
2
particelle del metallo. I solidi di carbonio di forma tubolare, con ibridazione sp , si
originano proprio dalla
lla precipitazione del carbonio dalle particelle di metallo saturate. Il
catalizzatore utilizzato normalmente consiste in un materiale che può essere l’acciaio, il
nichel o il cobalto e la temperatura a cui avviene il processo di crescita dei nanotubi sul
catalizzatore è pari a 550-570°C
550
[63]. Gli stessi catalizzatori vengono impiegati anche negli
altri due metodi descritti nei paragrafi precedenti.
37
Figura 2-10 Rappresentazione
appresentazione schematica del processo CVD [63].
Un interesse crescente nei confronti di tale
tale metodo di sviluppo dei nanotubi, risiede
anche nel fatto che possono essere sviluppate strutture allineate e ordinate di nanotubi,
su una superficie di supporto. Questa caratteristica non è ottenibile con gli altri due
metodi [63].
piegato soprattutto per la realizzazione di MWNT e fibre di
Tale metodo viene impiegato
carbonio. Il principale svantaggio risiede in una qualità del prodotto finale non sempre
alta,, in quanto caratterizzato da numerosi difetti a livello di reticolo cristallino. La buona
riuscita del processo inoltre è molto dipendente dalle condizioni al contorno che sono
rappresentate quindi dal flusso del gas precursore, dal tipo e dalla concentrazione del
catalizzatore, dalla temperatura e dal tempo di crescita dei nanotubi sulla superficie del
catalizzatore stesso.
Si osserva che tramite questo metodo è possibile ottenere anche dei SWNT, a patto di
innalzare la temperatura del processo a 1200°C
1200° [63].
38
Capitolo 3.
Il fenomeno della fatica
3.1. L’accumulo del danno
La fatica studia la resistenza dei materiali quando questi sono sottoposti a carichi variabili
nel tempo. Il primo studioso ad affrontale tali problematiche è stato McConnel che già nel
1847 aveva messo in evidenza che le rotture improvvise degli assali dei carri ferroviari
avvenivano dopo lunghi periodo di esercizio, ma sotto carichi usuali e senza apparenti
segni di deterioramento. In seguito si fece sempre più acuto l’interesse per questo tipo di
problema da parte di costruttori ed ingegneri, messi in allarme per il moltiplicarsi dei casi
di rotture presentate da strutture e costruzioni soggette ad azioni ripetute.
Si fece così strada la percezione che il comportamento dei materiali potesse essere
diverso a seconda che essi fossero sottoposti a singole sollecitazioni di tipo statico o a
sollecitazioni oscillatorie ripetute. Tale fenomeno fu chiamato da Poncelet “fatica” per la
suggestione dell’immagine evocata, e fu confermato che per giungere alle condizioni di
rottura di un qualunque materiale, bastasse soltanto insistere nel ripetere gli sforzi, o
aumentare il numero di questi affinché la resistenza tendesse a scomparire.
In ragione della natura dei fenomeni descritti, nei casi in cui si prevede che una
struttura verrà sottoposta alla ripetitiva applicazione di sollecitazioni è importante
effettuare un’analisi del comportamento a fatica. Tale studio ha come obiettivo quello di
stabilire se una struttura qualsiasi, soggetta ad un certo ciclo di carichi, resista a tempo
infinito, oppure dopo quanti cicli di carico avvenga il suo collasso. Per fare ciò la meccanica
del continuo non è sufficiente, occorre quindi fare ricorso a prove sperimentali, anche se
lunghe e delicate, per le quali è lecito attendersi una notevole dispersione dei risultati
essendo numerosi i parametri che su di esse hanno notevole peso [64].
La rottura per fatica è una delle più significative forme di degrado nelle pavimentazioni
bituminose, e come tale ha richiesto nel corso degli anni lo sviluppo di continue ricerche di
campo e rappresentativi metodi di prova. La classica teoria della rottura per fatica
considera il caso di una ruota che si muove sulla superficie di una pavimentazione
bituminosa. Questa sviluppa delle tensioni di trazione sul fondo dello strato bituminoso e
anche in un anello della superficie dello strato attorno alla ruota. L’applicazione ripetitiva
39
di questi carichi causa la formazione di micro rotture che portano dapprima a fessurazioni
localizzate, ed infine al collasso totale della pavimentazione. Sebbene questo sia vero in
una situazione idealizzata, vi è anche il caso in cui nello strato di pavimentazione preso in
esame ci siano delle fessure che si siano formate durante la costruzione. A causa di questo
e della presenza di imperfezioni negli strati inferiori, risulta che la posizione delle fessure e
quindi il tempo che esse impiegano ad apparire in superficie sia imprevedibile.
Nel descrivere ed illustrare i vari tipi di dissesti che si possono presentare nelle
pavimentazioni, Vallerga nel 1955 mise in evidenza che il tipo di fessurazione chiamata
“alligator cracking” o “chicken wire cracking” era tipica di situazioni in cui si era raggiunta
la rottura per fatica [65, 66].
3.1.1. Approccio meccanicistico
Il concetto della rottura per fatica è associato al concetto di danneggiamento che consiste
nell’accumulo di cambiamenti nei materiali che conducono alla formazione di rotture
microscopiche ad alla susseguente instabilità strutturale.
L’evento della rottura per fatica è il risultato di due processi distinti: l’inizio del danno e
la sua crescita. L’accadere di questi due processi in un sistema materiale crea un graduale
indebolimento delle componenti strutturali, mentre la rottura non è raggiunta fino a che il
danno non arriva ad un livello critico. Infatti, la crescita del danno in un corpo può essere
arrestata durante il ciclo di carichi ripetuti prima di arrivare alle soglie di instabilità.
L’arresto del danneggiamento può verificarsi o perché il carico applicato non può fornire
energia per la crescita della rottura o perché altri cambiamenti nel corpo e nelle condizioni
al contorno alterano lo stato delle tensioni nelle componenti strutturali.
I processi di inizio e crescita della rottura differiscono a seconda del materiale. A causa
dei difetti presenti all’interno del materiale, è ragionevole aspettarsi che, per certe leghe,
per le materie plastiche e per materiali a composizione eterogenea come i materiali
bituminosi, avvenga una rottura dopo l’applicazione di pochi cicli di carico. La
distribuzione statistica di tali discontinuità interne può inoltre determinare, a parità di
ogni altra condizione, sensibili variazioni nella vita a fatica.
Il processo della crescita della rottura è stato discusso in diverse teorie, ma
fondamentalmente esso può essere messo in relazione con la deformazione che si crea nei
punti di discontinuità ed è associato con il bilancio energetico in quelle regioni. Il lavoro
delle forze esterne nelle regioni di discontinuità si trasforma in energia elastica
immagazzinata, energia richiesta per cambiamenti irreversibili come scorrimento viscoso e
plastico, energia di superficie necessaria per creare una rottura.
Durante il processo di deformazione ciclica, l’estremo della zona di discontinuità si
assottiglia, creando una crescita della rottura attraverso il corpo. Tale processo continua
fino a che una rottura di misura critica non è stata raggiunta e lo stato di tensione indotto
crea una instabilità strutturale o l’evento finale della frattura.
40
Sebbene la crescita della rottura sia discontinua, essa è assunta come continua per
giustificare l’uso della meccanica del continuo. Il problema dell’inizio della crescita della
rottura e susseguente frattura appartiene al dominio della meccanica della frattura.
La moderna meccanica della frattura deve il suo sviluppo ad Irwin, che propose il
concetto del fattore di intensità degli sforzi. Nel 1957 egli osservò che tutti i
comportamenti di rottura possono essere distinti in relazione a che lo spostamento creato
contribuisca all’apertura (modo 1), scorrimento (modo 2) o strappo del materiale (modo
3).
I tre tipi di movimenti sono necessari e sufficienti per descrivere comportamenti di
rottura nel più generale stato di tensione elastica. Da ciò segue naturalmente che ciascuno
dei movimenti di rottura sia associato con un campo di tensione nell’immediata vicinanza
del punto di rottura. Per deformazioni di piccola entità, le tensioni nelle vicinanze del
punto di rottura possono essere espresse nel seguente modo 1:
σ =
σ =
k
θ
θ
3θ
cos 1 + sen sen 2
2
2
√2πr
3.1
k
3.2
θ
θ
3θ
cos 1 − sen sen 2
2
2
√2πr
σ =
k
θ
θ
3θ
sen cos cos 2
2
2
√2πr
3.3
In cui r rappresenta la distanza dal fronte della rottura, θ l’angolo formato tra le
direzioni del punto e del piano di rottura, k1 la variazione dell’intensità di tensione al
variare dell’intensità di carico nel tempo per il modo 1.
Ci sono simili espressioni per gli altri due comportamenti di rottura coinvolgenti k11 e
k111. I parametri k1, k11, k111 sono chiamati fattori di intensità degli sforzi e chiaramente
governano il valore delle tensioni nelle vicinanze dell’estremo di rottura.
La validità di tali espressioni per il calcolo delle tensioni è limitata ad una zona anulare
attorno al fronte principale della rottura. Limitando inoltre l’analisi delle tensioni ai soli
casi di comportamento elastico è possibile assumere che le predette espressioni siano
valide nell’intorno del punto di rottura per tutte le configurazioni con lo stesso fattore k.
È stato dimostrato inoltre che il fattore k è correlato con il tasso di energia di
deformazione G in base alle seguenti espressioni, la prima per deformazioni piane e la
seconda per deformazioni assiali.
k =
GE
1 − ν
3.4
41
k = GE
3.5
Il parametro G rappresenta il tasso di energia di deformazione rilasciata e può essere
considerato come una misura della forza d’estensione della rottura. Ne deriva che il
fattore k può essere considerato così un parametro potente in quanto esso non solo
governa la misura delle tensioni nelle vicinanze della rottura, ma è anche proporzionale
alla forza che causa l’estensione della rottura.
Dopo il lavoro fondamentale di Irwin si dovette aspettare il 1963 perché Paris ed
Erdogan per primi introducessero l’applicazione del fattore intensità di tensione ai tassi di
crescita della rottura per fatica. Questi due ricercatori trovarono che per un certo numero
di materiali il tasso di propagazione della rottura dc/dN, era proporzionale alla quarta
potenza di Δk (variazione del fattore di intensità degli sforzi da un punto di minimo ad un
punto di massimo). Questa legge di intensità della rottura è espressa come:
dc
= Ak #
dN
3.6
Dove A ed n possono essere considerate come costanti in specifiche condizioni al
contorno. È chiaro perciò che il fattore k è il parametro dominante che controlla la crescita
della rottura e perciò è importante che il suo valore venga determinato sia teoricamente
che sperimentalmente per tutti i tipi di rottura.
Con quest’approccio, quindi, la durata a fatica sotto una certa tensione è definita come
il periodo durante il quale i danni aumentano secondo una legge di rottura per
propagazione, da uno stato iniziale ad un livello finale. Questo metodo prende in conto i
cambiamenti di stato delle tensioni, dei parametri geometrici, delle condizioni di
confinamento, delle caratteristiche dei materiali e della loro variabilità statistica.
Una valutazione della vita a fatica di un conglomerato bituminoso può essere ottenuta
sia da test in controllo di tensione, sia da quelli a controllo di deformazione. In particolare
lo stato iniziale dei danni può essere rappresentato da quelle superfici che presentano dei
difetti interni e da micro rotture, le quali variano statisticamente secondo il tipo di
materiale. I difetti sono diversi: particelle di polvere, vuoti, rigonfiamenti irregolarità
superficiali, difetti interni, i quali sono tutti responsabili per l’inizio della rottura. A
seconda della loro distribuzione e dimensione i difetti hanno un grande effetto sulle micro
e macrostrutture e sul periodo di propagazione delle rotture.
Per fornire una misura della dimensione e distribuzione dei difetti si può fare
riferimento ad un difetto iniziale c0. Questo parametro non può essere misurato
direttamente, ma deve essere calcolato per via sperimentale: si ritiene che esso sia il
principale responsabile della variazione della vita ultima del conglomerato.
La fase finale dei danni può essere descritta da una o più rotture di dimensioni critiche.
Nei campioni bidimensionali, la fase finale dei danni può essere tradotta da un parametro
cf, in corrispondenza del quale i campioni raggiungono lo stato d’instabilità e la
42
propagazione della frattura avviene spontaneamente. In assenza di una rottura
catastrofica invece, il cf è misurato in base ad una profondità della crepa che dipende dalla
lunghezza del campione. Per sistemi tridimensionali, quali le superfici di pavimentazioni
stradali, la fase critica dei danni è determinata dalla quantità di rotture che appaiono.
Tuttavia, valutazioni circa il raggiungimento dello stato critico di una pavimentazione
vengono nella pratica legate a considerazioni sulla sicurezza della strada e sull’economia
degli interventi da effettuarsi.
Per avere un quadro completo circa il comportamento a fatica non è sufficiente però
conoscere l’inizio e la fine della rottura, ma è necessario stabilire le leggi che governano la
crescita della rottura dall’inizio alla fine, e, nonostante in letteratura siano state proposte
un’ampia varietà di leggi di propagazione, quella derivata da Paris è la più adottata.
Tale equazione mette in rapporto l’intensità della propagazione della rottura dc/dN,
alle costanti del materiale A ed n e all’intensità degli sforzi k. Il fattore k di intensità degli
sforzi tiene conto in maniera unitaria degli effetti della configurazione del campione, delle
condizioni di confinamento e di quelle di carico. Utilizzando tale legge di propagazione
della rottura, la vita a fatica può essere espressa come:
N$ = %
&'
&(
1
dc
Ak
3.7
ed essa è applicabile sia quando il campione si è rotto, sia quando la frattura ha
raggiunto un certo punto.
Per applicare tale equazione è necessario perciò che i parametri A, n, K, c0 e cf siano
conosciuti.
A basse temperature è stato trovato che n=4 ed A è una costante del materiale.
Mentre alle alte temperature, dove si accentua l’effetto di creep nei campioni, i parametri
A e n non possono essere considerati come costanti. Per eliminare quindi l’influenza del
danno introdotto dal creep sulla relazione di crescita della rottura si possono poggiare i
campioni su fondazioni elastiche. Questo sistema oltre a ridurre l’effetto creep è anche
rappresentativo di ciò che avviene nella realtà.
Prima di trovare i parametri A ed n si deve determinare la lunghezza effettiva della
rottura durante la prova di fatica. questa determinazione può essere fatta sia usando il
metodo diretto con raggi X, sia usando un metodo indiretto il quale permette di ricavare la
lunghezza della frattura dalla misurazione della cedevolezza dei campioni.
La cedevolezza L è definita come l’inverso della pendenza del diagramma caricoinflessione per ogni ciclo di carico. questo metodo si basa sul fatto che la presenza della
frattura indebolisce il campione e determina un aumento della sua cedevolezza.
L’incremento della cedevolezza è unicamente collegato all’aumento della profondità della
frattura purché il materiale si comporti elasticamente ed i cambiamenti nelle proprietà del
materiale siano irrilevanti. La relazione che esprime ciò è quella che segue:
43
L&
= 1 + f,cL*
3.8
Dove Lc ed L0 sono rispettivamente la cedevolezza del corpo fratturato e del corpo
senza frattura, f(c) è una funzione dipendente da misura, numero e distribuzione delle
rotture. La relazione di cedevolezza ((L/L0)/c) può essere determinata sperimentalmente,
sottoponendo a prova campioni con varie profondità dell’incavo e ottenendo cedevolezze
per varie misure di fratture. Conoscendo il cambiamento di cedevolezza durante il carico a
fatica ((L/L0)/N), si può ricavare la relazione lunghezza della frattura / numero dei cicli
(c/N).
Il fattore k di intensità degli sforzi, invece, può essere determinato usando la relazione
((L/L0)/c) e le equazioni di Irwin nelle quali l’incremento di cedevolezza è rappresentato
da:
∂L 2,1 − ν -k =
∂c
EP 3.9
dove L è la cedevolezza, c la profondità della frattura, P il carico, k il fattore di intensità
degli sforzi e ν il coefficiente di Poisson.
La presente espressione permette di ricavare la relazione ((k/P)/c), che unita alla
relazione (c/N), consente di determinare il tasso di crescita della frattura/intensità di
tensione ((dc/dN)/k), la quale non rappresenta latro che la formula generale della crescita
della frattura di Paris [67, 68].
3.1.2. Approccio fenomenologico
Quando lo studio della resistenza a fatica del materiale è condotto seguendo un approccio
di tipo fenomenologico, le leggi di fatica, che legano il livello di danno espresso come
perdita di rigidezza alle caratteristiche del materiale e alle condizioni di prova, si basano
sulla combinazione di osservazioni effettuate sul campo e sull’analisi di dati ottenuti in
laboratorio.
Sperimentalmente, lo studio della fatica è visto come un processo atto a legare il
cambiamento delle proprietà meccaniche del materiale con il numero di applicazioni del
carico. La vita a fatica può quindi essere definita come il valore dell’ampiezza di
sollecitazione imposta per cui il criterio di rottura è soddisfatto all’N-esimo ciclo. Lo studio
tradizionale del comportamento a fatica di un conglomerato bituminoso, fondato su
un’estensione dei concetti alla base della curva di Wöhler originariamente creata per i
materiali metallici, prevede la realizzazione di una serie di prova con ampiezza di
sollecitazione variabile. È così possibile ottenere una curva che esprime l’ampiezza di
sollecitazione (tensione o deformazione) in funzione del numero di cicli.
44
La legge che ne deriva è rappresentata dal cosiddetto “criterio di deformazione”,
esprimibile tramite la formula:
1 1
N$ = a ε*
3.10
In cui Nf rappresenta la vita a fatica del materiale, ossia il numero totale di cicli a cui un
provino può essere sottoposto senza raggiungere la rottura per fatica, ε0 rappresenta la
deformazione iniziale mentre a,b sono coefficienti determinati per via sperimentale.
Tale modello venne successivamente revisionato sulla base dei risultati sperimentali
ottenuti: si notò infatti come la rigidezza comportasse effetti assolutamente non
trascurabili sulla vita a fatica di provini analoghi, sia che questi fossero testati in controllo
di tensione o di deformazione. Infatti, per prove in controllo di tensione, maggiore è la
rigidezza, più lunga risulta essere la vita a fatica del provino; viceversa, i risultati cambiano
se le prove sono effettuate in controllo di deformazione. Queste differenze sono dovute
alle differenti modalità con cui nascono e si propagano le fessurazioni nel provino durante
i test: nel caso di prove in controllo di tensione, si osserva una rapida propagazione della
fessurazione a causa dell’elevata concentrazione delle tensioni applicate, mentre in caso
di prove in controllo di deformazione lo sviluppo della fessurazione è ridotto a causa delle
ridotte tensioni applicate. In sostanza, se il tempo di propagazione della fessurazione
risulta essere significativo, è possibile affermare che la vita a fatica analizzata attraverso il
metodo tradizionale-fenomenologico perde di significato poiché risulta basata sull’innesco
della frattura per deformazione impressa. Pertanto, dall’analisi di queste considerazioni è
possibile derivarne che agenti modificanti che influenzano, positivamente o meno, la
rigidezza sono a loro volta responsabili della vita a fatica del materiale; osservazioni che
hanno condotto all’integrazione del criterio di deformazione secondo l’espressione
seguente:
1 1 1 &
N$ = a ε*
E*
3.11
In cui E0 è la rigidezza iniziale della miscela e c è un ulteriore coefficiente determinato
sperimentalmente [69, 70].
Per poter prevedere le prestazioni del materiale in opera sulla base delle esperienze di
laboratorio è necessario fare uso di una legge di accumulo del danno, in grado di riflettere
condizioni ambientali e di carico variabili. La legge maggiormente riscontrata in letteratura
è quella di Miner che seppur poco simulativa nel descrivere la progressione del
danneggiamento, ha come principale pregio la semplicità. Essa è rappresentata
dall’espressione:
45
4
2
35
n3
=1
N3
3.12
Dove ni rappresenta il numero di cicli applicati ad un determinato livello di
deformazione εi, Ni è il numero di cicli che inducono la frattura e j il numero dei diversi
livelli di deformazione applicati [71]. I principali limiti di tale espressione sono:
• la linearità, che non rappresenta al meglio la condizione reale agente sulla
pavimentazione, poiché il fenomeno della fatica è fortemente dipendente
dalla storia tenso-deformativa del materiale (visco-elastico);
• il fatto che i livelli di deformazione vengono definiti in fase progettuale
basandosi su criteri previsionali delle condizioni reali e, pertanto, non tengono
in considerazione i reali meccanismi di danneggiamento del conglomerato.
3.1.3. Approccio energetico
Alcuni studi circa il comportamento a fatica nei conglomerati si sono sviluppati intorno alla
fine degli anni ’70 con l’obiettivo comune di ricercare relazioni che caratterizzassero il
comportamento a fatica dei materiali bituminosi eliminando l’effetto ascrivibile al modo di
sollecitazione imposto. Diversi autori avanzarono l’ipotesi che è possibile estrapolare
un’unica relazione tra vita a fatica ed energia totale dissipata durante tipiche prove di
fatica [72]. Il tipico modello sperimentalmente riscontrabile in letteratura è del tipo:
W# = A,N$ -7
3.13
In cui Wn rappresenta il cumulato dell’energia dissipata a fatica, Nf il numero di cicli alla
rottura, A e z sono coefficienti di regressione determinati sperimentalmente.
L’energia di dissipazione ad ogni ciclo (Wi), per materiale visco-elastico, è data dall’area
sottesa alla curva di sforzi-deformazioni, quindi calcolabile mediante la relazione:
W3 = 8 σ,t-dε,t- = 8 σ,t-
dε,td,td,t-
3.14
In cui σ rappresenta la sollecitazione, ε la deformazione e t il tempo.
In prove svolte in regime oscillatorio, dove la sollecitazione ha andamento sinusoidale
e la deformazione corrispondente è sfasata dell’angolo di fase δ, l’energia dissipata per
ciclo viene calcolata nel seguente modo:
W3 = πσ3 ε3 sinδ
46
3.15
La dissipazione energetica è associata alla deformazione viscosa del materiale che
genera una dissipazione termica, oltre che alla formazione di micro-fessure che ne
determinano la rottura. L’entità dell’energia dissipata per ciclo durante la prova varia in
modo differente a seconda che la prova sia eseguita in controllo di deformazione o di
tensione. Coerentemente alle osservazioni riguardanti la riduzione di rigidezza del provino
e alla variazione del ciclo isteretico, nel primo caso, l’energia dissipata diminuisce, mentre
nel secondo aumenta. In quest’ottica, è possibile introdurre una relazione che lega il
numero di cicli di una prova di fatica all’area del ciclo di dissipazione per isteresi, espressa
mediante la formula:
,B7Aψ
N$ = < A
∏ ε* S* sinφ*
3.16
In cui W0 è l’energia dissipata al ciclo iniziale e ψ un fattore di forma, interpretabile
come un moltiplicatore che tiene conto della variazione di tensione, di deformazione e di
sfasamento durante la prova e dipende principalmente dall’evoluzione della rigidezza
nella prova e dal modo di carico: quindi, considera le diversità riscontrabili tra prove
eseguite in controllo di tensione (ψ<1) o di deformazione (ψ>1). I modelli riscontrabili in
letteratura, ottenuti dalle analisi sperimentali condotte seguendo questo approccio sono
del tipo:
N$ = a,ψ-1 ,ε* -& ,S* -C ,sinφ* -D
3.17
Nella quale, sostituendo l’energia dissipata al ciclo iniziale, si ottiene:
N$ = d,ψ-1 ,w* -F
3.18
Come considerazione finale a questo tipo di approccio si evince che l’energia dissipata
al ciclo iniziale può essere legata ala vita a fatica del materiale per mezzo di tre costanti e
di un coefficiente di forma, che considera la variazione di rigidezza in funzione della
modalità di applicazione del carico. Quindi, concludendo, si può affermare che tale
approccio è basato sull’assunzione che il numero di cicli che comportano la rottura per
fatica è correlato principalmente al cumulato dell’energia dissipata, con il vantaggio di
prevedere il comportamento a fatica del materiale sotto un ampio rango di condizioni
mediante semplici test di fatica.
Un altro tipo di approccio energetico è quello proposto da P. Hopman, il quale ha
introdotto il concetto di “Energy Ratio” per definire, soltanto per prove in controllo di
deformazione, il numero di applicazioni di carico necessarie all’innesco della fessurazione.
L’Energy Ratio è definito come il seguente rapporto:
47
Energy Ratio = n w*
πσ* ε* sinφ*
=n
w3
πσ3 ε3 sinφ3
3.19
Dove n rappresenta un ciclo generico; w0 e wi sono l’energia dissipata rispettivamente
al primo e all’i-esimo ciclo. Considerando che le tensioni possono essere espresse in
funzione dei moduli complessi e che ε0 non cambia per prove in controllo di
deformazione, la formula può essere riscritta come:
Energy Ratio = n
πE*∗ ε* sinφ*
πE3∗ ε* sinφ3
3.20
Da cui, considerando che i fattori costanti possono essere raggruppati in un’unica
costante e che la variazione di sinΦ è trascurabile se paragonata a E*, la formula può
essere ridotta alle seguenti espressioni, rispettivamente la prima per prove in controllo di
deformazione e la seconda per prove in controllo di tensione:
RK3 =
n
E3∗
3.21
RL3 =
n
E3∗
3.22
La principale critica avanzata a tale formulazione sostiene che la proporzionalità
diretta tra vita a fatica e modulo di dissipazione non comporti risultati confrontabili con
quelli reali in esercizio, poiché, per materiali perfettamente elastici, tale teoria non
prevede il raggiungimento del punto di rottura per fatica.
3.1.3.1. Principio di corrispondenza della viscoelasticità non lineare
Secondo l’approccio energetico basato sul principio di corrispondenza della viscoelasticità
non lineare, il comportamento isteretico del materiale viene attribuito a tre principali
meccanismi che hanno luogo in tipiche condizioni di traffico: la crescita del danno a fatica,
la dipendenza dal tempo causata dalla natura viscoelastica del materiale, e il fenomeno di
autoriparazione che coinvolge micro e macrofessure [73, 74].
L’innovazione di questo metodo consiste nell’assunzione che l’energia dissipata sotto
condizioni di carico ciclico non sia correlata solo alla crescita del danno, bensì anche alla
dipendenza dal tempo.
Pertanto, a illustrazione di questo fatto, sollecitazioni derivate da una storia di
deformazioni cicliche sono calcolate con un’equazione costitutiva visco-elastica per
condizione di carico uniassiale con la formula:
48
N
σ = % E,t − τ*
dε
dτ
dτ
3.23
Dove E(t) rappresenta il modulo di rilassamento; σ la sollecitazione uniassiale ed ε la
deformazione uniassiale.
La teoria della viscoelasticità permette di trattare il problema come un generico
corrispettivo elastico, con l’artificio di ricondurre tensioni e deformazioni fisiche alle
relative pseudo-tensioni e pseudo-deformazioni. Pertanto, le equazioni costitutive di un
materiale visco-elastico vengono sostituite da quelle di un materiale elastico, con le
seguenti relazioni:
εO34
σO34
N
∂ε34
1
=
% E,t − τdτ
EO
∂τ
3.24
*
N
= EO % D,t − τ*
∂σ34
dτ
∂τ
3.25
R
R
Dove σij, εij sono le sollecitazioni e deformazioni reali; σij e εij le pseudo-sollecitazioni
e pseudo-deformazioni; ER il modulo di riferimento (costante arbitraria); E(t) e D(t) sono
rispettivamente la funzione di rilassamento e la funzione fluage.
Se immaginassimo di sollecitare dei campioni con un livello deformativo sinusoidale
sufficientemente basso da non danneggiare il provino, diagrammando le tensioni in
funzione delle deformazioni, otterremmo un’area isteretica, a dimostrazione del fatto che
esiste una componente viscosa nel materiale. Incrementando la sollecitazione imposta,
aumenterebbe anche l’area sottesa dal diagramma sforzi-deformazioni, con un relativo
abbassamento tensionale ed un incremento di rigidezza. Il ciclo isteretico, pertanto,
rappresenterebbe un’area composta da energia dissipata, sia per effetti viscosi che per il
reale danneggiamento per fatica del materiale. Nei diagrammi riportati nel seguito (fig. 31) sono presentate, a titolo di esempio, le tensioni in funzione delle deformazioni e in
funzioni delle pseudo-deformazioni, da cui è possibile apprezzare l’eliminazione degli
effetti tempo-dipendenti, ossia si assiste ad una depurazione dalla componente viscosa
che permette di esplicitare l’area corrispondente alla sola energia dissipata per
danneggiamento del materiale.
49
Figura 3-1 Tensioni in funzione di deformazioni e pseudo deformazioni [73].
In termini rigorosi, Kim propose una relazione costitutiva per i conglomerati
bituminosi, la quale assume la seguente forma:
50
σ = σ SQ ; εST ; t; T;
dT
dx#
εST = εST ,x# ; t-
3.26
3.27
Dove σij descrive la sollecitazione nel materiale; εkl la deformazione; t il tempo
trascorso dalla prima applicazione del carico; T la temperatura; ∂T/∂xn il gradiente di
temperatura nel materiale e Sm la variabile di stato del processo di danneggiamento.
Assumendo la temperatura costante nel tempo e nello spazio, la pseudo-deformazione
deriva unicamente dalla natura viscoelastica del materiale, cosa che permette di
semplificare la relazione precedente con la seguente (nel caso uniassiale):
σ = σ,εO ; SQ -
3.28
Dall’osservazione dei precedenti diagrammi, in cui l’area isteretica legata al
danneggiamento è trascurabile, si assume che la maggiore pseudo-deformazione nella
R
storia di carico (εL ) è una variabile di stato, la quale viene inglobata nella relazione
costitutiva:
σ = σWεO ; εOX ; SQ Y
3.29
Shapery propose una formulazione per ricercare un parametro di danneggiamento
dipendente dal tempo in grado di descrivere il caso in cui la sollecitazione è
sufficientemente alta da provocare danneggiamento, pervenendo a quanto segue:
*
SZ = [% |εO |Z dt]
^
3.30
N
p = ,1 + N-k
3.31
1
m
3.32
k = 1 +
Dove N dipende dalla relazione tra tensioni e pseudo-deformazioni mentre k dalle
caratteristiche della zona di frattura. Per tali motivi, la formulazione diventa:
σ = σWSQ ; εOX ; S^ Y
3.33
51
Se si analizzano le differenze riscontrabili tra materiali viscoelastici lineari e non-lineari,
è possibile affermare che nel primo caso, la relazione tensioni-deformazioni per carichi
uniassiali, è del tipo:
N
σ = % E,t − τ*
dε
dτ
dτ
3.34
Applicando le definizioni di pseudo-sollecitazione e pseudo-deformazione viste sopra,
tale equazione e può essere riscritta come:
εO =
σ
EO
3.35
Per materiali viscoelastici non-lineari, invece, la forma esplicita dell’equazione
costitutiva tra sollecitazioni e pseudo-deformazioni è dipendente dal tipo di materiale e
dalla geometria di carico. In più, gli studi hanno dimostrato che ci sono motivi importanti
nel considerare la viscoelasticità di tipo non-lineare. I leganti che mostrano
comportamento simile in campo lineare possono mostrare anche elevata variabilità, nel
campo non lineare, richiedendo una valutazione diretta delle proprietà in condizioni di
non linearità. Pavimentazioni flessibili comportano maggiori deformazioni e, pertanto, il
progetto di una struttura rigida le limita a valori minori; se, quindi, il legante lavora nella
regione non lineare, il livello delle deformazioni sarà un fattore determinante nel
comportamento del materiale. La non linearità è indice di danno in molti materiali: viene
considerata come un livello più restrittivo di rottura del materiale, in confronto al campo
lineare. Dagli studi è emerso che materiali che si trovano in campo non lineare, caricati
mediante carichi ciclici, possono accumulare danno più velocemente e, al tempo stesso,
dimostrare caratteristiche adatte al tipo di pavimentazione e, naturalmente, molto diverse
rispetto materiali che lavorano nella regione lineare. I leganti modificati, utilizzati in molte
sovrastrutture ad elevato livello di traffico, sono materiali multi-fase che, notoriamente,
lavorano in campo non lineare;
In conclusione, si è notato che lo studio dei materiali in campo viscoelastico non
lineare può spiegare le differenze che sorgono nello studiare materiali viscoelastici lineari,
poiché questi ultimi non mostrano buone correlazioni tra comportamento del
conglomerato e struttura e volumetria degli aggregati [10].
Le equazioni costitutive possono essere riassunte in questi casi:
• corpo elastico non danneggiato:
σ = EO ε
•
52
corpo elastico danneggiato:
3.36
σ = C,SQ -ε
•
3.37
corpo viscoelastico non danneggiato:
σ = E O εO
•
3.38
corpo viscoelastico danneggiato:
σ = C,SQ -εO
3.39
Gli studi effettuati da Kim hanno portato ad avere una relazione capace di identificare
il comportamento meccanico dei conglomerati bituminosi sottoposti a cicli di carico
monoassiali senza interposizione di periodi di riposo, che è la seguente:
σ = I,εOD -aF + G + Hd
3.40
R
R
R
Dove I rappresenta la pseudo-rigidezza iniziale; εe = ε – εs è la pseudo-deformazione
R
effettiva, in cui εs è il cumulato delle deformazioni permanenti in ogni ciclo tensione pseudo-deformazione in controllo di tensione; F è la funzione di danneggiamento, ossia
rappresenta il cambio di pendenza per ogni ciclo nel diagramma tensioni/pseudodeformazioni; G è la funzione di isteresi, ossia rappresenta la differenza tra i percorsi di
carico e scarico; H è la funzione di autoriparazione del danno.
La funzione di danneggiamento F, come anticipato, rappresenta il cambio di pendenza
per ogni ciclo nel diagramma tensioni – pseudo-deformazioni; ed è caratterizzato dalla
relazione geometrica:
F = [1 +
εOe
] C ,S εOQD #
3.41
εOQD = εOQ − εOe
3.42
C ,S# - = C* − C ,S# -fgh
3.43
Dove C1 è funzione di S1n, parametro di danneggiamento normalizzato; Cxx rappresenta
R
i coefficienti di regressione;
εm è il picco delle pseudo-deformazioni in ogni ciclo
tensione – pseudo-deformazione.
La funzione di isteresi G rappresenta la differenza tra il percorso di carico e
R
scarico ad ogni ciclo, a conseguenza del fatto che per ogni valore di ε corrispondono due
differenti tensioni. Nella fase di carico, la sollecitazione è sola funzione della
53
R
corrispondente ε , mentre durante la fase di scarico la tensione è funzione della relativa ε
e della massima pseudo-deformazione di tutta la storia di carico.
La funzione G assume la forma:
jh WKk
(Y
εO
G = G* + G i O i
εX
G ,εO* - = GO [β* +
β
]
εO*
R
3.44
3.45
R
Dove ε0 è l’ampiezza della pseudo-deformazione; β0 e β 1 coefficienti di regressione. È
interessante sottolineare che la funzione di isteresi G è necessaria per descrivere
accuratamente il comportamento delle tensioni-deformazioni sia per percorsi di carico che
di scarico; comunque, tale funzione può anche essere omessa nello studio del
comportamento a fatica del materiale (il picco della tensione ed i relativi valori di
deformazione sono trascurabili).
In conclusione, analizzando il principio della visco-elasticità nello studio del
comportamento a fatica dei conglomerati bituminosi, si è visto che è stato possibile
ottenere un buon modello di previsione della crescita del danno per materiali sottoposti a
cicli di carico monotoni o ciclici, sia in condizioni di controllo di tensione che di
deformazione.
3.1.3.2. Specifiche SUPERPAVE
Nel protocollo SUPERPAVE il parametro G*sinδ, definito come il prodotto tra il modulo
complesso ed il seno dell’angolo di fase, è ritenuto rappresentativo dell’energia dissipata
ed è quindi assunto come indicatore della resistenza a fatica della pavimentazione. Il
parametro G*sinδ deriva dall’energia totale dissipata (Wi) per ogni ciclo di carico sotto
condizioni di deformazione controllata:
W3 = πγ* G∗ sinδ
3.46
Dove Wi è l’energia totale dissipata nel ciclo i-esimo; γ0 è la deformazione costante
applicata; G* è il modulo complesso e δ è l’angolo di fase.
Per tenere conto del sensibile incremento della componente dissipativa del modulo
complesso dal bitume vergine a quello invecchiato, il protocollo impone che il controllo
della componente non elastica del modulo complesso venga effettuato tramite un
reometro rotazionale (DSR) sui bitumi precedentemente trattati in laboratorio secondo la
metodologia PAV (Pressure Aging Vessel) al fine di simulare l’invecchiamento a lungo
termine che si esplica nel legante sul campo. In particolare il protocollo specifica un valore
limite massimo di tale parametro, misurato a 10 rad/s, pari a 5000 kPa, al fine di
marginare la dissipazione energetica [75].
54
Nonostante le numerose ricerche in cui tale approccio è stato adottato, le
sperimentazioni che hanno indagato sulla rappresentatività del parametro G*sinδ sulle
prestazioni a fatica del conglomerato bituminoso hanno messo in evidenza una grave
mancanza di correlazione, come evidenziato dai dati presentati in figura 3-2. Tale
mancanza di correlazione è razionalizzabile attraverso alcune delle critiche avanzate dal
mondo scientifico. Innanzitutto, tale parametro rispecchia l’energia dissipata ottenuta nel
campo viscoelastico lineare, essendo ottenuto dopo pochi cicli di carico, in condizioni in
cui l’energia dissipata è riconducibile maggiormente agli effetti di tipo viscoso. Se si
considera l’energia dissipata Wi, infatti, essa è composta da due componenti, la
componente viscosa e la componente di danno irreversibile che, durante i primi cicli di
carico, è molto difficile da separare data la sua esiguità rispetto alla componente non
legata al danneggiamento. In base a quanto esposto il parametro G*sinδ non può essere
rappresentativo dell’accumulo del danno e, quindi, della fatica [76-82].
Figura 3-2 Parametro G*sinδ e prestazioni a fatica di conglomerati bituminosi [76].
Una ulteriore critica al parametro è la sua dipendenza dal modo di carico. Esso è infatti
calcolato in condizioni di controllo di deformazione, caratteristica che rende la
sperimentazione ben approssimabile a casi di pavimentazioni poco rigide, ma non rende
l’approccio generalizzabile a prescindere dal contesto strutturale. Una ulteriore critica al
parametro è la sua dipendenza dal modo di carico. Esso è infatti calcolato in condizioni di
controllo di deformazione, caratteristica che rende la sperimentazione ben approssimabile
55
a casi di pavimentazioni poco rigide, ma non rende l’approccio generalizzabile a
prescindere dal contesto strutturale.
3.1.3.3. Dissipated Energy Ratio (DER)
Il Dissipated Energy Ratio (DER), formulato da Pronk e Hopman [83, 84], è stato adottato
nel protocollo NCHRP per descrivere il comportamento a fatica dei leganti bituminosi
come risposta alle critiche avanzate dal parametro G*sinδ. Esso si basa sul concetto che,
finché l’energia dissipata per ogni ciclo di carico si mantiene costante al crescere del
numero di applicazioni del carico, è possibile assumere che il materiale dissipi energia a
causa di soli effetti viscosi. Quando l’energia dissipata inizia ad aumentare al crescere del
numero di cicli, si attribuisce il lavoro supplementare a quello necessario a creare e far
propagare uno stato fessurativo all’interno del materiale.
Il DER assume la seguente espressione:
DER =
∑o
3 W3
W#
3.47
In cui il numeratore indica il cumulato di energia dissipata ed il denominatore l’energia
dissipata al generico ciclo n-esimo.
Se si prende in considerazione l’evoluzione di un tipico grafico ottenuto in controllo di
tensione, è possibile notare come inizialmente il DER segua un andamento analogo a
quello della bisettrice, rappresentante l’asintoto di dissipazione viscosa, per poi
presentare un picco, oltre il quale la funzione diminuisce fino al raggiungimento della
completa rottura per fatica (fig. 3-3). Analogamente, se ci si riferisce ad un tipico grafico
ottenuto in controllo di deformazione, si nota che inizialmente il DER si mantiene
aderente alla bisettrice per poi discostarsi e tendere ad un asintoto, la cui pendenza è
funzione del meccanismo di danneggiamento del materiale studiato (fig. 3-4).
56
Figura 3-3 Funzione DER in una prova in controllo di tensione [76].
Le curve del DER possono essere interpolata per mezzo della funzione Rde, le cui
equazioni rispettivamente per prove in controllo di tensione e deformazione sono
presentate nel seguito.
oBoq
r 3.48
OCDBOq
t
3.49
Rde = R & + a ,N − N& - + S,a − a -ln 1 + e
N = N& + b ,Rde − R & - + T,b − b -ln 1 + e
Rc, a1, a2, Nc, S, b1, b2 e T sono costanti di regressione.
Più nello specifico è possibile associare i diversi stadi della curva del DER in funzione
del numero di cicli di carico, alla successione delle fasi che scandiscono il progredire del
danneggiamento [76]. Un primo punto critico può essere individuato in prossimità dello
scostamento della curva dall’asintoto di dissipazione viscosa, che può essere associato alla
formazione della cricca, mentre il cambio significativo della pendenza della curva è
ricondotto all’inizio della propagazione dello stato fessurativo. Se si considera una prova in
controllo di tensione, il massimo della curva è assimilato al raggiungimento di un
potenziale punto critico di rottura del campione. In base a quanto esposto è quindi
possibile definire dei parametri quantitativi capaci di rappresentare l’evoluzione del
meccanismo di danneggiamento.
57
Figura 3-4 Funzione DER in una prova in controllo di deformazione [76].
ll parametro Np rappresenta, per prove in controllo di tensione, il numero dei cicli di
carico in corrispondenza dell’intersezione tra la tangente alla curva del DER nel punto di
massimo e la bisettrice. Nelle prove in controllo di deformazione è invece individuato dal
numero di cicli corrispondenti all’intersezione tra la bisettrice e l’asintoto a cui la curva
tende ad infinito. Dal punto di vista energetico, esso rappresenta il punto di transizione tra
la fase di innesco della fessurazione e la fase di propagazione della stessa; pertanto, è
riconducibile al numero di cicli in cui si ha l’inizio della fase di propagazione del
danneggiamento.
Il parametro Np20 rappresenta il numero di cicli che si registrano in corrispondenza di
uno scostamento fisso della curva del DER dalla bisettrice, scelto arbitrariamente pari al
20%. Tale parametro riflette l’importanza rivestita dalla variazione dell’energia dissipata
dal legante nella vita a fatica delle pavimentazioni flessibili.
Nonostante Np e Np20 forniscano preziose indicazioni circa l’evoluzione del
danneggiamento, l’analisi isolata di tali parametri può condurre ad una sostanziale perdita
di informazioni circa la risposta dei materiali durante la fase di propagazione delle fessure
[85]. La presa in conto di tale fase può condurre ad una integrale valutazione del
processo di dissipazione energetica che definisce il danneggiamento, dato che
all’aumentare della differenza tra NDERmax e Np (o Np20), la curva del DER tende a
ridurre la curvatura, rivelando quindi un gradiente di danneggiamento più moderato. Sulla
base di queste considerazioni, è stato introdotto in letteratura un parametro
complementare atto a descrivere l’estensione relativa della vita a fatica che fa riferimento
58
alla fase di propagazione del danno. Tale parametro, che prende il nome di Relative Crack
Propagation Amplitude (RCPA), è così definito:
RCPA =
NuvOQw − N^
NuvOQw
3.50
In cui Npx indica l’inizio della fase di propagazione e corrisponde pertanto a Np o
Np20. Esso assume valori compresi tra 0 e 1, rappresentativi dei due possibili
comportamenti limite che il materiale può idealmente presentare. In figura 3-5 sono
schematizzati i due casi limite, che corrispondono a RCPA = 0 quando la rottura risulta
istantanea senza propagazione dello stato fessurativo e RCPA = 1, nei casi in cui il
campione è in grado di dissipare energia all’infinito senza raggiungere mai il collasso.
Figura 3-5 Limiti teorici del parametro RCPA [85].
3.1.3.4. Ratio of Dissipated Energy Change (RDEC)
Il Relative Dissipated Energy Change è un parametro che permette di valutare la vita a
fatica di conglomerati, mastici e leganti. Il concetto teorico sul quale si basa è che l’energia
dissipata per un ciclo n-esimo è direttamente dipendente dall’energia dissipata al ciclo
precedente, ossia è funzione della storia tenso-deformativa del materiale. Lo stato
fessurativo, e, quindi, l’evoluzione del danno cumulato, sono pertanto dovuti
all’incremento relativo di energia dissipata tra i cicli di carico [86-90].
Il parametro RDEC, introdotto da Shen e Carpenter, è definito secondo l’espressione
che segue:
RDEC =
W3x − W3
W3
3.51
In cui sono indicati con i termini Wi+1 e Wi rispettivamente l’energia dissipata al ciclo
i+1 e i. Tale formulazione permette quindi di identificare, in termini relativi, la quota parte
59
di energia dissipata che produce un’estensione del danneggiamento, mettendo a
confronto il gap energetico esistente tra cicli successivi.
Analizzando le curve RDEC in funzione dei cicli di carico, si possono evidenziare tre
stadi distinti: uno stadio iniziale di instabilità, contraddistinto da un forte decremento del
parametro RDEC; un secondo stadio in cui il parametro mantiene un valore costante,
denominato Plateau Value (PV); ed infine, un terzo stadio in cui esso cresce fino a rottura
del campione.
Il parametro chiave nell’analisi del comportamento a fatica è il valore assunto della
funzione RDEC nel secondo stadio individuato dall’analisi del gradiente di dissipazione
energetica, durante il quale l’energia ascrivibile al danneggiamento si mantiene pressoché
costante. In termini pratici il PV è definito come il valore assunto dalla funzione RDEC in
prossimità del dimezzamento della rigidezza iniziale (fig. 3-6). Data la forte dispersione che
caratterizza i dati sperimentali del parametro RDEC si rende però necessaria la stima del
PV per mezzo di una curva di regressione. Per ogni materiale, il PV è funzione della
sollecitazione a cui è assoggettato e, analogamente, per ogni condizione di sollecitazione,
PV è funzione del tipo di materiale. Il Plateau Value, quindi, ingloba le comuni dipendenze
estrinseche, severità e tipologia di prova, e intrinseche, comportamento a fatica del
materiale.
È stato sperimentalmente accertato che il PV rappresenta un indice di
danneggiamento, dato che è caratterizzato da una dipendenza univoca con la vita a fatica,
indipendentemente dal materiale testato, dalla tipologia di prova adottata e dal modo di
carico (fig. 3-7).
Le peculiarità per cui si distingue dagli approcci tradizionali, che correlano la vita a
fatica con il livello iniziale di deformazione o tensione, sono principalmente tre. In primo
luogo, è possibile tenere conto dell’evoluzione del danneggiamento, ragione per cui non è
necessario applicare un modello ad un ristretto set di condizioni; in secondo luogo la
relazione non è dipendente dal tipo di materiale a cui è applicata, dal modo di carico
(controllo di tensione o di sollecitazione) o dal tipo di prova; infine, è possibile investigare
nel campo del limite a fatica del materiale, regione in cui la corrispondenza tra
sollecitazione iniziale e vita a fatica viene meno.
60
Figura 3-6 Parametro RDEC in funzione del numero di cicli [88].
Figura 3-7 Relazione tra PV e vita a fatica [86].
3.1.3.5. Funzione G*N
Il parametro Nt fu proposto da Kim, Little e Lytton per individuare un potenziale punto di
rottura in una tipica prova di fatica. Per comprendere al meglio l’utilità e le basi
energetiche che caratterizzano questo parametro, è necessario analizzare più nello
specifico il comportamento di un bitume sottoposto a cicli di carico in controllo di
61
tensione. La figura 3-8 ne schematizza le fasi principali. Come è possibile notare dal
grafico, ci sono due punti fondamentali: il punto di prima inflessione (FIP) ed il punto di
seconda inflessione (SIP). Il primo è stato associato al decremento nel modulo complesso
che si esplica in seguito ad un certo numero di cicli a causa della formazione di micro
fessure; il secondo deriva dal decadimento del modulo complesso attribuibile alla
formazione di macrofessure. Il punto intermedio tra le due fasi, ossia quello di transizione,
è analiticamente ottenibile attraverso sviluppo in serie di Taylor, nel particolare:
E ∗ = E*∗ + n
dE ∗ n d E ∗ nz dz E ∗
+
+
+⋯
dn
2! dn
3! dnz
E ∗ n = E*∗ n + n
dE ∗ nz d E ∗ n| dz E ∗
+
+
+⋯
dn
2! dn
3! dnz
3.52
3.53
Dove G* è il modulo complesso; G0 è il valore iniziale del modulo complesso ed n è il
numero di cicli di carico.
Figura 3-8 Parametro G*N e G* in funzione del numero di cicli [91].
andamento del modulo complesso e del prodotto modulo complesso-numero cicli
62
Analizzando lo sviluppo è possibile mettere in luce come nella regione di
microfessurazione, la derivata prima del modulo complesso è negativa e decrescente,
mentre la derivata seconda è positiva e decrescente, fino ad annullarsi in corrispondenza
del primo punto di inflessione. Nella fase di transizione, la derivata seconda diventa
negativa e cresce fino a raggiungere un valore massimo in corrispondenza del quale la
derivata terza risulta essere nulla, ossia in corrispondenza del punto di transizione. Nella
regione di macrofessurazione, la derivata seconda decresce fino ad annullarsi nel secondo
punto di inflessione, raggiunto il quale cambia segno ed il modulo complesso tende ad
annullarsi.
Il numero di cicli Nt rappresenta, quindi, il numero di cicli che si hanno in
corrispondenza del punto di transizione. Tuttavia, utilizzando la teoria sopra esposta, è
possibile trarne una corrispondenza utile ai fini pratici, evidente in figura 3-8. In essa, oltre
all’evoluzione del modulo nel numero di cicli è riportato anche l’andamento della funzione
del prodotto G*N in funzione del numero di cicli. Come è possibile vedere dal grafico, tale
curva registra un massimo localizzato in corrispondenza del punto di transizione. Pertanto,
Nt, può essere assunto ai fini pratici come il numero di cicli in corrispondenza del valore
massimo del prodotto G*N [91].
3.1.3.6. Dissipated Creep Strain Energy
Il “Dissipated Creep Strain Energy” (DCSE) è un parametro che permette di fissare una
frontiera tra inizio della microfessurazione e della macrofessurazione [92-93]. Questo
limite energetico è stato indicato come una proprietà intrinseca del materiale, risultando,
quindi, di particolare interesse per la conseguente indipendenza dal modo di carico, che lo
rende applicabile a prove di fatica in regime oscillatorio.
La convenzionale teoria energetica indica che l’area compresa nel ciclo isteretico
tensioni-deformazioni rappresenta l’energia dissipata per ciclo. Kim, Roque e Birgisson
indicano, invece, che essa non è completamente associata ad effetti irreversibili di
viscosità e danneggiamento del materiale, includendo una parte di energia reversibile,
dipendente dalla viscoelasticità. L’adozione del DCSE ha lo scopo di valutare la vera natura
dell’energia individuata dal ciclo isteretico nelle prove a fatica, per conoscere il reale
valore dell’energia viscosa dissipata che precede l’inizio della fase di micro
fessurazione(fig. 3-9 e 3-10). Esiste infatti un limite di energia dissipata che definisce la
tolleranza energetica prima del sopraggiungere della microfessurazione, che è stato
definito come una proprietà fondamentale del materiale, indipendente dal modo e dal
gradiente di carico. La sua determinazione è facilmente ottenibile da prove di creep, da cui
si spiega il nome di “Dissipated Creep Strain Energy” nonostante possa essere applicato a
prove non statiche. Analizzando una generica prova di creep, il comportamento del
materiale in termini di deformazioni può essere separato in tre distinti stadi. Il primo
caratterizzato da una risposta altamente non lineare per la presenza di elasticità
istantanea e differita, il secondo caratterizzato da un comportamento prettamente viscoso
denotato da una velocità di deformazione costante, il terzo in cui si presenta una rapida
crescita nella pendenza della curva delle deformazioni nel tempo, indice del
63
raggiungimento delle condizioni di avvio del danneggiamento a cui succede la fase di
propagazione. Il DCSE in corrispondenza del momento di inizio della fessurazione è quindi
calcolabile conoscendo la velocità di deformazione nella fase prettamente viscosa (dεcr/dt)
e il tempo necessario al raggiungimento dello stadio di innesco della microfessurazione tc,
per mezzo della seguente relazione:
N
DCSE = % σ*
*
dε&}
dt
dt
3.54
Sangpetngam (2003) ha ottenuto una correlazione matematica per descrivere la sola
parte di energia irreversibile dissipata per ciclo nel caso di condizioni di carico sinusoidali:
DCSE =
σ D mt QB T
8
3.55
In cui T è il periodo del ciclo di carico, m e D1 sono coefficienti di regressione derivanti
dalla legge che descrive la funzione di creep D(t) nel tempo t. quest’ultima può essere
esplicitata nella seguente forma:
D,t- = D* + D t Q
3.56
Figura 3-9 Deformazione in funzione del tempo in una tipica prova di creep [92].
64
Figura 3-10 Risposta combinata in regime statico e oscillatorio [93].
3.1.3.7 Metodo del “Département Génie Civil et Batiment”
Di Benedetto, Baaj, e Chaverot [94], presso il “Département Génie Civil et Batiment”
hanno elaborato una metodologia per valutare il gradiente di danneggiamento a fatica
intrinseco di conglomerati bituminosi. Le prove sono state eseguite con carico sinusoidale
sia in controllo di tensione che di deformazione. Il loro principale traguardo è quello di
trovare un parametro che garantisce indipendenza dalla tipologia di carico (in controllo di
tensione o deformazione), che è naturalmente ricercatoa in un approccio razionale. La
procedura consiste nello stimare il danneggiamento corretto da effetti concomitanti come
quelli prodotti dalla temperatura o da fenomeni legati alla tissotropia.
Nel seguito è descritta la metodologia che prevede una linearizzazione della curva di
fatica, con l’adozione di due intervalli, per poi fornire la formulazione non linearizzata.
Applicando una sollecitazione sia in controllo di deformazione che in controllo di
tensione, sono stati ricavati i grafici che descrivono l’evoluzione nel tempo di modulo
complesso, angolo di fase ed energia dissipata. Diagrammando il modulo complesso in
funzione del numero di cicli si possono individuare tre fasi distinguibili in base
all’individuazione dei punti di flesso. La prima di adattamento è caratterizzata da un
brusco decremento della rigidezza. Essa non è attribuita completamente a fenomeni di
fatica, gli autori la interpretano come la manifestazione degli effetti tissotropici, di
temperatura e di effetti locali. Nella seconda fase si presuppone che, se pur gli effetti
concomitanti precedentemente descritti siano decisamente minori che nella prima, essi
debbano essere tenuti in considerazione. In questo stadio il ruolo della fatica è
predominante nella decrescita del modulo. Nella terza fase si assiste ad una rapida caduta
della rigidezza, attribuita alla comparsa delle prime fessure e alla loro propagazione.
Nell’approccio DGCB è presa in considerazione la seconda fase per la caratterizzazione
dell’evoluzione del danneggiamento a fatica del materiale. Si è definito un parametro di
danneggiamento sperimentale (Dexp) nel seguente modo:
65
DD^ = 1 −
E* − Eo
E*
3.57
in cui E0 è la rigidezza al primo ciclo di sollecitazione e EN è la rigidezza al ciclo
ennesimo. Questo valore sperimentale deve essere corretto dagli effetti dei fenomeni
estranei alla fatica pura. La seconda fase è distinta in due intervalli, in cui l’andamento del
modulo può essere assunto lineare. Per ogni intervallo si fa una regressione lineare, la cui
retta interpolatrice interseca l’asse delle ordinate in un punto denominato E00i. Essa
rappresenta una sorta di rigidezza iniziale dell’intervallo. Si determina la pendenza delle
curve di regressione lineare negli intervalli e la si divide per il valore di rigidezza iniziale
E00i. Questa grandezza è chiamata aTi. Data la non linearità del danneggiamento i valori di
aT saranno diversi in base all’intervallo.
A seconda che si lavori in controllo di tensione o in controllo di deformazione, l’energia
dissipata per ciclo aumenta o decresce, rispettivamente. In ogni caso il modulo di rigidezza
decresce per l’effetto di fatica, ma in funzione della variazione di dissipazione energetica.
Di Benedetto afferma che in caso di controllo di deformazione si assiste ad un fenomeno
di raffreddamento del materiale, mentre in controllo di tensione l’incremento di
dissipazione energetica genera un fenomeno di riscaldamento, effetti che provocano una
sovrastima o sottostima, rispettivamente, del modulo di rigidezza misurato. La correzione
è effettuata considerando che il parametro aT sia dovuto alla combinazione dell’effetto di
fatica (aF) e di fenomeni estranei ad essa (aB). La sola componente di fatica è:
a = a t + a C3
E* − E**3
E**3
3.58
Il parametro aW è derivato dal grafico che rappresenta la curva dell’energia dissipata in
funzione del numero di cicli. Come precedentemente fatto per la curva del modulo di
rigidezza si divide in due intervalli, e aW rappresenta la pendenza dell’intervallo
linearizzato diviso il valore ottenuto dall’intersezione della retta di regressione con l’asse
delle ordinate (W00i). Ci è un coefficiente che tiene conto della non linearità del
danneggiamento del materiale.
Valutando la deformazione εi di ogni intervallo, corrispondente alla reali deformazione
nel punto medio si ottengono per ogni prova di fatica due coppie di valori: (ε1, aF1) e (ε2,
aF2). Analizzando i risultati di prove differenti eseguite su uno stesso materiale e
diagrammando aFi in funzione di εi per i due intervalli si ottengono due rette distinte per il
primo ed il secondo intervallo. Per ogni intervallo si può ottenere una regressione del tipo:
a 3 = A3 ε3 + B3
3.59
La valutazione a fatica è fatta in modo analogo a quanto tradizionalmente si fa con il
parametro ε6. Esso rappresenta la deformazione che determina una durata a fatica di un
66
milione di cicli, ricavabile da un diagramma deformazioni-numero di cicli a rottura in scala
bilogaritmica. In questo specifico caso si determinano i parametri ε61 e ε62, che
mantengono una proporzionalità reciproca. Per ogni intervallo, ε6i è definito come la
deformazione che porta ad un danneggiamento, prefissato in base al concetto di rottura
assunto, dopo un milione di cicli e può essere determinato dall’equazione esprimente aFi
imponendo il gradiente di danneggiamento e conoscendo dalla regressione Ai e Bi. I due
valori di ε6i sono utilizzati per confrontare la resistenza a fatica di un materiale a
prescindere che esso sia sollecitato in controllo di tensione o di deformazione.
La metodologia sviluppata può essere applicata tenendo conto della non linearità del
problema, interpolando per mezzo di una regressione la seconda fase della curva di fatica
e della curva che rappresenta l’energia dissipata in funzione del numero di cicli. Il
gradiente di danneggiamento aF assume quindi la forma:
a =
1 dE
1 dW E* − E**
+
C
E** dN W* dN
E**
3.60
In cui i parametri aT e aW sono stati stimati per derivazione rispetto al numero di cicli
delle equazioni di regressione.
3.2. L’autoriparazione
Uno dei fattori chiave nel definire il comportamento a fatica di una pavimentazione
flessibile è rappresentato dalla potenzialità che il legante impiegato ha di autoriparare; un
materiale in grado di autoriparare, infatti, possiede la capacità di invertire parzialmente il
processo di danneggiamento. Il fenomeno di autoriparazione, in questo contesto, può
quindi essere definito come il processo che si esplica durante i periodi di riposo
intercorrenti tra il passaggio di un asse ed il successivo, che determina un parziale
recupero del danno subito in termini di fessurazione indotta dai carichi ripetuti. In base a
quanto affermato, risulta chiaro che la comprensione dei meccanismi con cui
l’autoriparazione si esplica può condurre ad una ottimizzazione in termini economici nella
scelta dei leganti.
I parametri che entrano in gioco nel definire la capacità di autoriparazione di un
legante bituminoso sono di natura intrinseca, quali la struttura chimica, e di natura
estrinseca, quali la temperatura, la lunghezza del periodo di riposo o la presenza di agenti
modificanti [95-96].
La struttura chimica è sicuramente l’aspetto di maggior rilievo nello studio dei
fenomeni di autoriparazione. Lo stesso modello fluido polare disperso proposto da SHRP
fornisce implicitamente una descrizione di tale fenomeno; esso infatti riconduce le
complesse proprietà viscoelastiche del bitume ai movimenti relativi tra molecole e alla
permanente formazione e rottura dei legami che si instaurano tra molecole polari. Gli
studi che si sono focalizzati nel ricercare correlazioni tra struttura chimica e capacità di
67
autoriparazione hanno messo in evidenza l’influenza che, nel processo di autoriparazione,
assumono, in particolar modo, le catene alifatiche e la densità di energia superficiale delle
molecole polari [10].
Il ruolo fondamentale rivestito dalle catene alifatiche può essere ricondotto ai moti di
serpeggiamento che esse descrivono e che si rivelano fondamentali nelle reciproche
interazioni molecolari. La capacità di autoriparazione è stata infatti correlata
sperimentalmente ad un parametro atto a descrivere la lunghezza delle catene alifatiche,
espresso come il rapporto tra gli atomi di idrogeno ed il numero di atomi di carbonio dei
gruppi metilici e metilenici di catene alifatiche isolate, di diramazioni di molecole
aromatiche o ancora di siti asfaltenici [97]. Una seconda correlazione è stata definita con il
rapporto tra frazione satura e aromatica determinata per mezzo di tecniche di
frazionamento di Corbett [98].
L’energia superficiale ha mostrato influenzare la quota parte coesiva
dell’autoriparazione. Essa può essere scomposta in una componente di Lifshitz-Van der
Waals e in una seconda di Acidi-Basi di Lewis. Gli effetti Lifshitz-Van der Waals risultano
oltre che dai legami secondari tra molecole apolari, delle interazioni derivanti da effetti
sterici tra orbitali di molecole vicine, mentre le interazioni di tipo acido-base si instaurano
tra le molecole polari costituenti il legante [99].
Nello studio del fenomeno di autoriparazione risulta fondamentale distinguere tra
incremento delle proprietà meccaniche attribuibile ad autoriparazione dello stato
fessurativo o a fenomeni estranei ad esso, quale il fenomeno di steric hardening.
Quest’ultimo è definito come un indurimento, termicamente reversibile, che si sviluppa in
maniera progressiva in condizioni isoterme, dovuto al riarrangiamento molecolare della
matrice bituminosa. A differenza del fenomeno di physical hardening che si manifesta alle
basse temperature, lo steric hardening si sviluppa a temperature intermedie.
L’incremento di rigidezza esibito durante i periodi di riposo può quindi condurre ad una
sovrastima della potenzialità del legante ad invertire il processo di fessurazione per mezzo
della pura autoriparazione [100, 101].
Negli ultimi decenni si è sviluppato nel mondo scientifico un crescente interesse per il
tema, dando vita a numerose indagini di laboratorio caratterizzate dagli approcci più
diversificati, i più innovativi dei quali sono descritti nel seguito.
3.2.1. Principio di corrispondenza della viscoelasticità non lineare
Il fenomeno di autoriparazione che si esplica tra i periodi di riposo intercorrenti tra carichi
successivi è stato largamente studiato facendo uso del principio di corrispondenza della
viscoelasticità non lineare [73, 74].
L’indice di autoriparazione (HI) [102], parametro sviluppato da Kim e Little, permette di
esprimere il guadagno in termini meccanici che il materiale esibisce in seguito ad un
periodo di riposo, stimando il ciclo isteretico opportunamente trasformato per mezzo del
principio di corrispondenza della viscoelasticità non lineare. Esso è definito
dall’espressione che segue:
68
HI =
ϕZrt − ϕZOv
ϕZrt
3.61
In cui ϕPRE è la pseudo energia dissipata prima dell’applicazione del periodo di riposo e
ϕPOST quella dissipata successivamente.
Diagrammando infatti l’evoluzione dei cicli esteretici in termini di pseudo
deformazioni/tensioni prima e dopo l’applicazione di un periodo di riposo, si assisterà ad
un andamento lineare in mancanza di danneggiamento, mentre nel caso di avvenuto
danneggiamento si assisterà ad un incremento del ciclo isteretico attribuibile al guadagno
delle proprietà meccaniche, depurato dagli effetti di non linearità del materiale.
Come precedentemente esposto [73] (3.1.3.1.), il modello sviluppato da Kim nel
contesto del principio di corrispondenza della viscoelasticità non lineare, è costituito da
tre funzioni: F che rappresenta la funzione di danneggiamento e tiene conto del cambio di
pendenza per ogni ciclo nel diagramma tensioni/pseudo-deformazioni; G è la funzione di
isteresi e tiene conto della differenza tra i percorsi di carico e scarico; mentre H è la
funzione introdotta al fine di prendere in considerazione gli effetti di autoriparazione del
danno. La relazione assume la forma seguente:
σ = I,εOD -aF + G + Hd
3.62
Le espressioni matematiche che descrivono il fenomeno si distinguono nel caso in cui
R
R
S è maggiore di S B,i (3.63) o viceversa (3.64):
H=
O
S,3
3B
O
O
+ C ,S -Cz ,Sz - − C ,S# - − 2WS4
− S&4
Y
3.63
45
3
O
O
H = 2WS4
− S&4
Y
3.64
45
R
R
R
S B,i è la pseudo-rigidezza (S ) i-esima prima del periodo di riposo, S C,i è la pseudorigidezza senza periodo di riposo, C2(S2) è la funzione che rappresenta la crescita della
pseudo-rigidezza durante il periodo di riposo dovuto al fenomeno dell’autoriparazione,
C3(S3) è la funzione che rappresenta la riduzione della pseudo-rigidezza dopo il periodo di
riposo dovuta all’evoluzione del danneggiamento e C1(S1n) rappresenta l’effetto
R
dell’evolversi del danneggiamento su S .
R
È quindi possibile osservare che l’equazione che si riferisce al caso in cui S è maggiore
R
di S B,i rappresenta l’andamento della porzione di curva immediatamente successiva al
ricarico, in cui si assiste al danneggiamento delle proprietà meccaniche recuperate
69
R
durante il periodo di riposo. Al contrario, l’equazione che si riferisce al caso in cui S è
R
minore di S B,i descrive la porzione di curva in cui gli effetti benefici del periodo di riposo si
sono esauriti ed il processo di accumulo del danno prosegue portando con sé come unico
effetto del fenomeno di autoriparazione che ha avuto luogo una traslazione sull’asse delle
rigidezze.
3.2.2. Funzione di autoriparazione intrinseca
Bhasin, Little et al. svilupparono un modello basato sul precedente lavoro svolto da Wool
e O’Connor e Shapery, i quali descrissero matematicamente la convoluzione dei processi
di wetting e autoriparazione intrinseca che occorrono tra le due facce di una fessura in
materiali polimerici [103].
Secondo tale approccio il meccanismo di autoriparazione può essere scomposto in tre
stadi consecutivi: in una prima fase le due facce di una fessura vengono in contatto
(wetting) per le proprietà viscose del materiale; successivamente si assiste ad un
incremento istantaneo della resistenza tra le due facce, attribuibile al lavoro di coesione
all’interfaccia; ed infine si esplica nel tempo un guadagno nelle proprietà meccaniche
dovuto alla diffusione e randomizzazione delle molecole all’interfaccia.
Figura 3-11 Area di sviluppo del processo di autoriparazione intrinseca [104].
Wool e O’Connor descrissero matematicamente il recupero R di un materiale per
mezzo di un integrale di convoluzione trala funzione di autoriparazione intrinseca Rh(t), e
la funzione di wetting ϕ nel seguente modo:
5N
R = % R ,t − τ5B
70
dϕ,τdτ
dτ
3.65
L’integrale di convoluzione implica che il gradiente con il quale la zona fessurata
riguadagna la capacità di sopportare carichi per mezzo del processo di autoriparazione sia
funzione sia della velocità con cui le due facce della fessura vengono in contatto che della
velocità alla quale le due superfici riavvicinate guadagnano le proprietà meccaniche per
via di coesione ed interdiffusione molecolare.
La funzione di wetting ϕ(t, X) descrive il processo di chiusura della fessura, quindi il
gradiente di wetting può essere ottenuto valutando la velocità ti tale meccanismo.
Shapery sviluppò una realzione che lega la velocità di chiusura della cricca alle proprietà
del materiale, quali il lavoro di coesione e i parametri di cedevolezza, espressa dalla
seguente formulazione:
dϕ,t, X1
πW&
= å1 = β <

D A
dt
D k Q 4,1 − ν -σ1 β *
B
Q
3.66
dove Wc è il lavoro di coesione; ν è il coefficiente di Poisson; σb rappresenta la tensione
sulla superficie della cricca; åb è la velocità di chiusura della fessura; β è la zona di processo
autoriparativo; D0, D1 e m sono parametri ricavati da funzioni di creep e km è una costante
del materiale che può essere derivata da m (fig. 3-11).
Il secondo e terzo passo del processo di autoriparazione, in cui la rigidezza è
guadagnata per via di coesione interfacciale ed interdiffusione molecolare tra le superfici a
contatto, è presentata dalla funzione di autoriparazione intrinseca Rh(t), come descritto
dall’integrale di convoluzione. Wool e O’Connor, basandosi sulla relazione di Einstein
sviluppata per descrivere il moto unidimensionale random in un cilindro, svilupparono la
seguente espressione:
R ,t- = R * + k *.
∙ ζ,tN
3.67
in cui t è il tempo; ζ(t) è usato per descrivere l’effetto di riarrangiamento molecolare
superficiale; il simbolo ∙ rappresenta il processo di convoluzione. Questo modello,
originariamente sviluppato per molecole polimeriche semplici sottoposte a brevi periodo
di autoriparazione, non si è mostrato adeguato nel rappresentare il fenomeno nei
materiali bituminosi. Per questo motivo tale espressione è stata sostituita da una forma
modificata della formula di Avrami, comunemente usata per descrivere processi annessi
alla cinetica di trasformazione di fase nei solidi o gradienti di reazioni chimiche.
R ,t- = R * + pW1 − eN Y

3.68
Nell’equazione di Avrami si identifica un primo termine R0 che identifica l’effetto
istantaneo di autoriparazione attribuibile al lavoro di coesione, seguito da una
componente tempo-dipendente che descrive gli effetti a lungo termine ascrivibili
71
all’interdiffusione molecolare a cavallo delle superfici della fessura. I parametri p, q e r
sono dipendenti dal tipo di materiale testato.
Da un punto di vista applicativo lo studio dell’autoriparazione intrinseca è stato
condotto dagli autori per mezzo di un reometro rotazionale dinamico. Due campioni
inizialmente distinti sono stati messi a contatto all’interno del sistema di misura dello
strumento applicando uno sforzo normale. Misurando l’evoluzione del modulo
tangenziale nel tempo è stato possibile monitorare il recupero delle proprietà meccaniche
depurato dagli effetti della funzione di wetting, in considerazione del fatto che definendo
a priori la superficie di rottura, in questo caso rappresentata dalla zona di giunzione dei
due campioni, si rende possibile svincolarsi dalla dimensione e geometria della zona
fessurata [104, 105].
3.2.3. Ratio of Dissipated Energy Change (RDEC)
Il concetto di Ratio of Dissipated Energy Change (RDEC) precedentemente presentato
come strumento per valutare il meccanismo di accumulo del danno in conglomerati,
mastici e leganti bituminosi, è ampiamente riscontrato in letteratura anche per valutarne
la capacità di autoriparazione [86-90].
In modo analogo a quanto definito per prove di fatica di tipo tradizionale, ossia senza
la presenza di alcun periodo di riposo, gli autori hanno applicato un carico ciclico ma
intermittente (fig. 3-12), in modo da fornire al materiale intervalli di tempo entro i quali
esplicare le potenzialità di autoriparazione e simulare le condizioni di carico di una
pavimentazione assoggettata al traffico veicolare. Al contempo, il mantenimento di un
carico di natura continua, seppur intermittente, permette di applicare i concetti alla base
della computazione dell’energia dissipata per ogni ciclo di carico, e, di conseguenza, il
relativo calcolo del parametro RDEC.
Dalla stima del Plateau Value (PV), estrapolato dalle prove di fatica condotte
introducendo un periodo di riposo ad ogni ciclo di carico, è possibile valutare l’effetto
dell’autoriparazione in funzione della lunghezza del periodo di riposo, diagrammando in
scala bi-logaritmica il PV in funzione della lunghezza del periodo di riposo (RP). Al fine di
introdurre le prove effettuate a periodo di riposo nullo in scala bi-logaritmica la lunghezza
del periodo di riposo può essere sostituita da (RP+1). Da tale rappresentazione (fig. 3-13),
in particolare dalla pendenza delle curve, è possibile valutare il gradiente di diminuzione
del PV all’aumentare del tempo di riposo applicato ad ogni ciclo, che si traduce a sua volta
in un numero maggiore di cicli di fatica sopportati dal materiale. Con tale metodo è quindi
possibile indagare sull’influenza di fattori intrinseci come la natura del materiale oltre che
su parametri estrinseci quali quelli legati alle condizioni di applicazione del carico ed alla
condizioni ambientali.
72
Figura 3-12 Tipologia
Tipologi di carico impulsivo per prove di fatica-autoriparazione
autoriparazione [86].
Figura 3-13 Relazione PV-(RP+1) [86].
3.2.4. Dissipated Creep Strain Energy (DCSE)
Il DCSEE (Dissipated Creep Strain Energy) rappresenta la quantità di energia dissipata
depurata dagli effetti di elasticità differita del materiale viscoelastico (3.1.3.6.)
(
e può
essere espressa come energia recuperata per unità di tempo per caratterizzare un
materiale
eriale in termini di capacità ad autoripararsi.
73
Zhang dimostrò che il parametro DCSE è indipendente dal modo di carico, ragione per
cui può essere utilizzato per l’interpretazione di risultati di prove in regime oscillatorio,
previa esecuzione di prove di creep. Per la fase di carico, sviluppò un metodo per
determinare il DCSE/ciclo, in modo tale da rendere possibile la valutazione dell’evoluzione
del parametro nel tempo. La formula per un carico impulsivo di 0.1 secondi è la seguente:
1
QB
DCSE
ciclo = 20 σWσD m,100-Y
3.69
Dove D1 e m sono i parametri ottenuti da prove di creep e σ è la tensione media
applicata. Il DCSE durante il periodo di riposo si ricava per mezzo della correlazione,
sperimentalmente trovata da Grant, tra DCSE e deformazioni resilienti normalizzate, che si
è dimostrata essere lineare nella fase di scarico.
Un esempio di utilizzo del DCSE per la valutazione della potenzialità di autoriparazione
è proposto da Kim e Roque [93]. Essi hanno valutato le proprietà di healing di quattro
conglomerati eseguiti con diverso mix design, utilizzando bitume modificato e tal quale. In
figura 3-14 è rappresentato il DCSE durante la fase di carico e di riposo, in cui il ramo
discendente è una chiara evidenza del fenomeno di healing.
Figura 3-14 DCSE associato a prove di fatica seguite da periodi di riposo [93].
La caduta non lineare del DCSE durante la fase di riposo è approssimata con una
funzione logaritmica la cui pendenza è stata assunta come gradiente di healing. Data la
74
proporzionalità tra il gradiente di healing così ottenuto e il DCSE applicato, il parametro
utilizzato per valutare le potenzialità del materiale ad autoripararsi è stato normalizzato.
Gli autori hanno definito con la dicitura di healing normalizzato il coefficiente di
regressione che indica la pendenza della curva logaritmica ottenuta interpolando i dati sul
diagramma avente in ascissa il tempo ed in ordinata il rapporto tra DCSE e DCSE raggiunto
al termine della fase di carico.
75
76
Capitolo 4.
Indagine sperimentale
4.1. Programma sperimentale
Il programma sperimentale si è sviluppato in due diverse fasi. In una prima fase è stata
studiata la risposta a fatica di leganti di tipo tradizionale ed innovativo senza tenere conto
dell’influenza dei periodo di riposo che si esplicano tra un carico ed il successivo. La
seconda fase ha previsto l’introduzione di un periodo di riposo nelle tradizionali prove di
caratterizzazione a fatica, permettendo una migliore comprensione del comportamento a
fatica che i leganti esibiscono nelle reali condizioni di traffico.
Con lo scopo di studiare l’effetto che l’invecchiamento produce sulla capacità di
resistere a sollecitazioni di carico in regime oscillatorio, due materiali commerciali, uno tal
quale ed uno modificato con alte percentuali di polimero SBS (Styrene-ButadieneStyrene), sono stati testati oltre che nel loro stato originale, dopo invecchiamento a breve
e lungo termine simulati in laboratorio per mezzo delle procedure Rolling Thin Film Oven
(RTFO) e Pressure Ageing Vessel (PAV).
Al fine di mettere in luce gli effetti che il processo di modifica con polimero SBS,
attuato seguendo i comuni protocolli industriali, provoca sulla risposta reologica di un
legante tal quale, i risultati ottenuti per il bitume modificato con polimero SBS sono stati
comparati a quelli ottenuti per il bitume di base impiegato nel confezionamento dello
stesso.
La caratterizzazione di bitumi modificati con polverino di gomma proveniente da
pneumatici fuori uso ha coinvolto l’analisi di un totale di 14 leganti bituminosi: un
®
prodotto commerciale disponibile sul mercato italiano, il Rubbit della ditta Asphalt
Rubber Italia, ed i restanti confezionati in laboratorio combinando tre tipi di polverini di
gomma da pneumatico in quattro percentuali (0%, 5%, 10% e 20%).
La valutazione dei possibili utilizzi di melme di verniciatura industriale come agenti
modificanti di leganti bituminosi è stata condotta impiegando due bitumi di base
ampiamente diversificati in termini di proprietà fisiche, modificati in laboratorio con
percentuali di melme pari a 0%, 2.5%, 5%, 10% e 20%.
77
L’analisi dell’effetto della modifica di bitumi tal quali con nanotubi di carbonio è stata
sviluppata studiando leganti ottenuti in laboratorio miscelando nanotubi NC7000 forniti
dalla ditta Nanocyl in quantitativi pari a 0%, 0.1%, 0.5% e 1%.
Per quanto concerne la valutazione della capacità di autoriparazione che i leganti
esibiscono quando non sono sottoposti all’azione di carichi esterni, la ricerca si è
focalizzata sull’influenza della lunghezza del periodo di riposo applicato tra due fasi di
carico oscillatorio, del livello di danneggiamento subito dal materiale al momento
dell’interruzione della sollecitazione esterna, della presenza di agenti modificanti e del
grado di invecchiamento. È stata inoltre stimata l’influenza che i fenomeni di indurimento
sterico hanno sull’incremento delle proprietà meccaniche che si registrano durante i
periodi di riposo, valutando la quota parte di recupero che non può quindi essere
attribuita a pura autoriparazione dello stato fessurativo.
4.2. Protocollo di prova
Lo studio del comportamento a fatica dei leganti bituminosi, oggetto di studio nel
presente lavoro di tesi, è stato condotto seguendo un protocollo standard, con lo scopo di
poter trarre considerazioni confrontabili tra i diversi sotto-programmi sperimentali
sviluppati.
Al fine di evitare le incertezze che la rigidezza del campione e del sistema di misura
provocano nel processo di danneggiamento per fatica, è stato scelto di lavorare in
condizioni di equi-rigidezza. Un modulo complesso iniziale di 15 MPa è stato selezionato
per limitare gli effetti legati alla cedevolezza del sistema di misura e, al contempo,
garantire una rottura reale per fatica, ossia di tipo fragile e non legata agli effetti di flusso
che si innescano sull’area periferica del campione in condizioni di basse rigidezze [106,
107]. L’equi-rigidezza è stata imposta variando la temperatura di prova in base alle
caratteristiche proprie di ogni materiale testato. Si è quindi proceduto alla determinazione
delle temperature di equi-rigidezza effettuando delle rampe, caratterizzate da un
abbassamento di temperatura pari a 1°C ogni 10 minuti, in cui si sono acquisiti i valori di
modulo applicando una deformazione tangenziale pari a 0.01%.
Le prove di fatica sono state sviluppate sottoponendo il campione a tre fasi successive.
Durante la prima fase il provino è stato scaldato per tre minuti a 50°C, allo scopo di
garantire una buona adesione del legante ai piatti del sistema di misura e limitare in parte
gli effetti di indurimento sterico che potrebbero determinare condizioni iniziali non
analoghe nei campioni preformati. Durante la seconda fase il campione è stato mantenuto
per 60 minuti alla temperatura di prova, specifica del materiale, con lo scopo di evitare
gradienti interni di temperatura che possono influenzare l’evolversi della prova di fatica.
Al fine di monitorare la crescita del modulo complesso dovuto all’effetto combinato di
condizionamento ed indurimento sterico, il campione è stato sottoposto ad una
deformazione di taglio in regime oscillatorio sufficientemente contenuta da evitare il
danneggiamento del campione (γ=0.01%). Durante la terza fase di carico il legante è stato
78
sottoposto ad una sollecitazione oscillatoria in controllo di tensione fino al raggiungimento
di una deformazione tangenziale pari al 100%. La tensione è stata fissata a 250 kPa per
tutti i sotto-programmi di ricerca, eccetto che per quello che coinvolge lo studio della
modifica con polverino di gomma di pneumatico in cui è stata applicata una tensione pari
a 300 kPa, data l’ingente mole di materiali presi in considerazione. In linea con numerosi
lavori reperibili in letteratura, una frequenza di 10 Hz è stata selezionata come ottimale
con il doppio scopo di simulare le condizioni di traffico e limitare la durata delle prove di
fatica.
Le prove di autoriparazione sono state effettuate interponendo un periodo di riposo
nella tradizionale prova di fatica precedentemente descritta. Più nel dettaglio, dopo le
prime due fasi dedicate a garantire l’adesione ai piatti del campione, la parziale
eliminazione degli effetti di indurimento sterico ed il condizionamento, il legante è stato
sollecitato dalla tensione di taglio in regime oscillatorio fino al raggiungimento di un
abbattimento del modulo complesso corrispondente a specifici livelli di danneggiamento,
scelti in base a criteri di carattere empirico ed energetico. Un primo criterio selezionato
corrisponde al raggiungimento di una caduta del modulo complesso iniziale pari al 50%,
tradizionalmente impiegato nel settore dei materiali stradali come ipotetico punto di
rottura del materiale. Il secondo fa riferimento alla funzione DER, di cui si sono presi in
considerazione la caduta del modulo complesso corrispondente al raggiungimento del
massimo valore del DER e sue frazioni, punti critici stimati per mezzo delle prove di fatica
pilota. Durante il periodo di riposo una deformazione tangenziale pari a 0.01%, assunta
come sufficientemente bassa da evitare effetti di danneggiamento nel campione, è stata
applicata con lo scopo di monitorare l’innalzamento delle proprietà meccaniche del
materiale. La lunghezza del periodo di riposo è stata scelta pari al tempo che il provino ha
impiegato a raggiungere il massimo valore della funzione DER e sue frazioni. Dopo la fase
atta a simulare i periodi che in una pavimentazione intercorrono tra un carico ed il
successivo, il materiale è stato nuovamente sollecitato dalla tensione di taglio
precedentemente applicata fino al raggiungimento del 100% di deformazione tangenziale.
Le prove di steric hardening sono state impostate in modo analogo a quelle di
autoriparazione, eccetto che per il fatto che il periodo di riposo è stato applicato in
condizioni di danneggiamento trascurabile, ossia dopo l’acquisizione di un solo punto in
controllo di tensione. Esso è stato applicato al fine di perturbare il sistema e creare
condizioni, all’atto dell’applicazione del periodo di riposo, comparabili a quelle delle prove
di autoriparazione.
I dati presentati nel presente lavoro di tesi sono ottenuti come media di un minimo di
tre ripetizioni.
79
4.3. Strumentazione
4.3.1. Reometro rotazionale (DSR)
Il reometro rotazionale utilizzato nel presente lavoro di tesi è un Physica MCR 301 AntonPaar (fig. 4-1).
Nella testa di misura è collocato il motore elettrico, il cuscinetto ad aria e l’encoder
ottico. Insieme al motore sincrono, il cuscinetto ad aria impiegato è dotato al suo interno
di un sensore in grado di monitorare lo sforzo normale. Tale sistema, appositamente
sviluppato, misura gli sforzi normali interni al cuscinetto individuando il normale
movimento del cuscinetto che viene così mappato automaticamente a 360° eliminando il
momento torcente generato dagli indesiderati effetti girandola a livelli molto bassi,
aumentando quindi notevolmente accuratezza e stabilità.
Figura 4-1 Reometro Anton-Paar Physica MCR 301.
Il cuscinetto ad aria supporta il motore sincrono che ha il compito di imporre e
controllare la coppia sull’albero motore, caratterizzato da una risoluzione inferiore a
0,002 µNm e una coppia massima applicabile pari a 200 mNm. Il motore è costituito da
80
magneti permanenti montati su un piccolo rotore in grado di generare un campo
magnetico costante. Il rotore, circondato dallo statore composto da avvolgimenti, ruota in
maniera sincrona rispetto al campo magnetico generato garantendo una risposta veloce e
priva di ritardi del sistema. Risulta quindi possibile aggiustare il valore del momento
torcente in maniera semplice e veloce essendo linearmente legato alla quantità di
corrente che attraversa lo statore. La risposta lineare accoppiata ad un avanzato controllo
elettronico consentono al sistema di operare in controllo di velocità di rotazione e di
deformazione.
L’encoder ottico consente di misurare le deflessioni angolari, in combinazione con il
metodo Direct Strain Oscillation (DSO) appositamente sviluppato, controllando le
deformazioni in oscillatorio al di sotto di 0,1 μrad.
Sotto la testa si trova l’albero motore a cui viene agganciato il sistema di misura. Il
sistema ToolmasterTM permette il riconoscimento dei sistemi di misura e la
configurazione del sistema in maniera completamente automatica al montaggio. Ogni
sistema di misura contiene al suo interno un chip su cui sono memorizzati coefficienti
geometrici e di calibrazione automaticamente trasferiti e gestiti dal software.
Lo strumento consente un efficace controllo della temperatura monitorato per mezzo
di opportuni sensori di calibrazione grazie al sistema Peltier avanzato PTD 200, in un
intervallo di temperatura compreso tra -40÷200°C.
Tale sistema consiste in una piastra ed una cappa equipaggiate con elementi di Peltier
controllati direttamente dal reometro. Il controllo combinato della temperatura dall’alto e
dal basso riduce al minimo i gradienti termici all’interno del campione. La cappa può
essere sollevata per consentire di raggiungere facilmente il campione [108].
4.3.2. Rolling Thin Film Oven (RTFO)
Il Rolling Thin Film Oven (fig. 4-1) permette di simulare gli effetti di invecchiamento che si
manifestano in un impianto di miscelazione e nelle successive fasi di stesa e
compattazione del conglomerato.
L’apparecchiatura è costituita da diversi elementi costituenti, presentati nel seguito:
• Il fulcro del sistema è rappresentato dal forno ventilato, che deve essere
equipaggiato di un proportional controller in grado di controllare che la
temperatura si mantenga pari a 163° ± 1°C.
• La giostra, posizionata all’interno del forno, è un carrello atto a sostenere i
bicchieri in cui è contenuto il legante, mantenendoli in posizione orizzontale e
facendoli ruotare ad una velocità di 15 ± 0,2 rpm.
• Il sistema che fornisce il getto di aria calda all’interno dei bicchieri è costituito
da un ugello collegato ad un tubo di rame posizionato sulla base del forno,
che garantisce il riscaldamento del fluido passante all’interno. L’ugello deve
essere posizionato in modo tale da assicurare il getto d’aria calda ad una
distanza pari ad ¼ di pollice dai bicchieri quando questi si trovano alla quota
minima. La portata d’aria è inoltre monitorata da un flussometro calibrato.
81
La procedura seguita per la simulazione degli effetti di invecchiamento a breve termine
è quella definita nella AASHTO T 240-09 [109].
Figura 4-2 Rolling Thin Film Oven (RTFO).
4.3.3. Pressure Ageing Vessel (PAV)
Il Pressure Ageing Vessel (fig. 4-3) è la strumentazione che permette di simulare in
laboratorio gli effetti di invecchiamento che si manifestano nel legante dopo circa 5-10
anni di esercizio della pavimentazione.
I principali componenti della strumentazione PAV sono elencati nel seguito:
• La struttura della camera in pressione ed i piattini di acciaio inossidabile in cui
è riposto il bitume sono progettati per resistere a pressioni pari a 2.1 MPa ±
0.1 MPa e temperature pari a 100°C ± 10°C senza perdere funzionalità.
• L’apparecchiatura include un sistema di controllo e di misura della pressione
nella macchina, che deve essere mantenuta entro un margine dell’1% della
pressione di prova.
• È presente una valvola di scarico che regola la velocità di rilascio della
pressione alla fine del periodo di condizionamento.
• Un controller della temperatura ha la funzione monitorare le tolleranze con le
quali la prova evolve.
La procedura seguita per la simulazione degli effetti di invecchiamento a lungo termine
è quella definita nella AASHTO R 28-09 [110].
82
Figura 4-3 Pressure Ageing Vessel (PAV).
4.4. Studio del danneggiamento per fatica
4.4.1. Trattamenti di invecchiamento
4.4.1.1. Materiali
Con lo scopo di studiare l’effetto che l’invecchiamento produce sulla capacità di resistere a
sollecitazioni di carico in regime oscillatorio, due materiali commerciali, uno tal quale ed
uno modificato con alte percentuali di polimero SBS (stirene-butadiene-stirene), sono stati
oggetto della sperimentazione. Il bitume tal quale, caratterizzato da classe di penetrazione
70/100 e da PG64-16, è stato testato, oltre che nel suo stato originale, dopo
invecchiamento a breve e lungo termine simulato in laboratorio per mezzo delle
procedure Rolling Thin Film Oven (RTFO) e Pressure Ageing Vessel (PAV). Il legante
modificato hard, commercialmente denominato Styrelf, appartiene alla classe di
penetrazione 50/70 ed è contraddistinto da PG76-22. Esso è stato testato nel suo stato
originale e dopo invecchiamento a lungo termine simulato con la procedura PAV. In
accordo con quanto specificato nella sezione riguardante il protocollo di prova, le
temperature adottate sono state quelle atte a garantire condizioni di equi-rigidezza tra i
diversi materiali testati, mostrate in tabella 4-1. Dai dati presentati in tabella si osserva
come i trattamenti di invecchiamento si traducano, in condizioni di equi-rigidezza, in un
innalzamento della temperatura di prova, che risulta più contenuta in presenza del
polimero SBS.
83
Bitume
Temperatura [°C]
PG64-16 (O)
14.0
PG64-16 (R)
15.8
PG64-16 (P)
20.3
PG76-22 (O)
14.0
PG76-22 (P)
18.0
Tabella 4-1 Temperature di equi-rigidezza (PG64-16; PG76-22).
4.4.1.2. Analisi dei risultati
Nelle figure 4-4 e 4-5 l’andamento del modulo complesso in funzione del numero di cicli è
presentato per il bitume tal quale PG64-16, nel suo stato originale e dopo
l’invecchiamento simulato in laboratorio secondo le procedure RTFO e PAV, e per il
bitume modificato con polimero SBS PG76-22, vergine e invecchiato a lungo termine. È
possibile osservare che, in entrambi i casi, l’invecchiamento provoca un concreto
cambiamento nel numero di cicli a cui il campione è in grado di resistere prima di giungere
in condizioni di rottura, pur non modificando in maniera sostanziale il percorso di
danneggiamento, esplicitato nei grafici in termini di evoluzione delle proprietà meccaniche
al progredire del carico oscillatorio. Infatti, nonostante le time sweep del modulo
complesso presentino un processo di danneggiamento completamente diverso per i due
bitumi presi in esame, che trapela in prima analisi dalla forma delle curve di fatica, si può
osservare che esso non appare influenzato dal trattamento di invecchiamento subito.
PG64-16 (O)
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
18
16
G* [MPa]
14
12
10
8
6
4
2
0
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
Figura 4-4 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (PG64-16).
84
3.00E+05
PG76-22 (P)
18
PG76-22 (O)
16
14
G* [MPa]
12
10
8
6
4
2
0
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-5 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (PG76-22).
Informazioni complementari a quelle desunte dallo studio del modulo complesso
possono essere ricavate dall’analisi dell’evoluzione dell’angolo di fase. Nelle figure 4-6 e 47 sono riportati i risultati ottenuti rispettivamente per i bitumi PG64-16 e PG76-22. È
possibile osservare che, anche in questo caso, l’andamento generale del parametro
reologico non risulta influenzato dal processo di invecchiamento, ma dalla natura del
legante. L’invecchiamento produce, oltre che un’estensione della vita a fatica già
osservata dalle time sweep del modulo complesso, una traslazione verso angoli di fase
minori. Il bitume PG64-16 nel suo stato originale si assesta su angoli di fase dell’ordine dei
50° dopo pochi cicli di carico, lo stesso materiale invecchiato al RTFO sui 47°, mentre,
dopo invecchiamento al PAV l’angolo di fase risulta inferiore a 45°.
Nel caso del legante PG76-22 i valori iniziali non paiono influenzati dal trattamento di
invecchiamento a lungo termine, le cui differenze si manifestano dopo pochi cicli di carico
nel valore a cui le curve tendono asintoticamente. In maniera analoga a quanto osservato
nel caso del bitume tal quale, il materiale invecchiato al PAV si assesta su angoli di fase
minori rispetto a quelli registrati nello stesso materiale vergine.
85
PG64-16 (O)
PG46-16 (R)
PG64-16 (P)
75
Angolo di fase [°]
70
65
60
55
50
45
40
35
30
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-6 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (PG64-16).
PG76-22 (O)
70
PG76-22 (P)
Angolo di fase[°]
65
60
55
50
45
40
35
30
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-7 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (PG76-22).
In tabella 4-2 le vite a fatica dei materiali oggetto di studio sono quantificati
conformemente a criteri classici desumibili dalla letteratura di settore. Il primo, N50,
identifica il numero di cicli a cui corrisponde un abbattimento del modulo complesso
iniziale pari al 50%. Nt rappresenta il massimo della funzione calcolata come prodotto tra
modulo complesso e numero di cicli di carico, che equivale al punto di transizione tra le
due inflessioni tipicamente registrate nel grafico dell’abbattimento della rigidezza nel
numero di cicli. Nf è il numero di cicli totale registrato durante la prova di fatica,
corrispondente al raggiungimento di una deformazione tangenziale pari al 100%.
86
Bitume
N50
Nt
Nf
PG64-16 (O)
69991
59850
74200
PG64-16 (R)
132902
114075
139688
PG64-16 (P)
245873
212550
256500
PG76-22 (O)
13950
60075
85350
PG76-22 (P)
13087
198525
264675
Tabella 4-2 Parametri N50, Nt e Nf (PG64-16; PG76-22).
I risultati delle prove a fatica sono stati esaminati anche in conformità all’approccio
energetico basato sulla funzione DER. Essa permette di identificare le diverse fasi che si
susseguono nel processo di danneggiamento analizzando la progressione di energia
dissipata durante la sollecitazione oscillatoria. Nel grafico di figura 4-8 sono riportati gli
andamenti tipici riscontrati ai tre livelli di invecchiamento nel bitume PG64-16, mentre nel
grafico di figura 4-9 sono illustrate curve tipiche ottenute per il bitume PG76-22 allo stato
originale e dopo invecchiamento al PAV.
PG46-16 (O)
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
3.00E+05
2.50E+05
DER
2.00E+05
1.50E+05
1.00E+05
5.00E+04
0.00E+00
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-8 DER in funzione del numero di cicli (PG64-16).
87
PG76-22 (P)
PG76-22 (O)
3.00E+05
2.50E+05
DER
2.00E+05
1.50E+05
1.00E+05
5.00E+04
0.00E+00
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-9 DER in funzione del numero di cicli (PG76-22).
Diversi sono i parametri, presentati intabella 4-3, che possono essere individuati dai
grafici delle curve del DER. Nello specifico, il massimo valore del DER rappresenta, in prove
in controllo di tensione, un potenziale punto critico in cui si assume sopraggiunta la
rottura nel campione; Np identifica la transizione tra inizio della fessurazione e
propagazione dello stato fessurativo; Np20 rappresenta il numero di cicli a cui corrisponde
uno scostamento dall’asintoto viscoso del 20%.
Bitume
NDERmax
Np
Np20
PG64-16 (O)
60750
50947
63067
PG64-16 (R)
115050
96051
119288
PG64-16 (P)
216150
176502
219900
PG76-22 (O)
851251
39818
7050
PG76-22 (P)
234900
121853
7725
Tabella 4-3 Parametri NDERmax, Np e Np20 (PG64-16; PG76-22).
Se si analizzano i dati concernenti la vita a fatica del bitume PG64-16, è interessante
osservare che l’effetto dell’invecchiamento non si esplica in una modifica dell’ordine
reciproco tra i vari parametri calcolati, ma in una dilatazione del numero di cicli necessari
al raggiungimento degli stati critici indagati. In particolare, l’invecchiamento a breve
termine produce un incremento del numero di cicli che è sempre descrivibile con un
fattore moltiplicativo pari ad 1,9; mentre l’invecchiamento a lungo termine è associabile
ad un fattore moltiplicativo dell’ordine di 3,5 rispetto al materiale allo stato originale.
Nel bitume modificato PG76-22 l’invariabilità relativa tra i parametri atti a descrivere il
comportamento a fatica non sussiste. Il numero di cicli di carico calcolati per raggiungere
88
Nt ed Nf dopo invecchiamento al PAV risultano più che triplicati; i punti critici derivati
dalla curva del DER (NDERmax, Np, Np20) si mostrano maggiorati di un fattore
moltiplicativo costante dell’ordine di 1,85 mentre N50 risulta pressoché invariato. Il fatto
che il dimezzamento del modulo complesso iniziale risulti invariato dopo il trattamento di
invecchiamento, può essere giustificato dalla brusca caduta delle proprietà meccaniche
registrata nei bitumi modificati, a prescindere dal grado di invecchiamento subito, dopo
pochi cicli di carico.
Se il processo di danneggiamento è studiato per mezzo dell’approccio energetico, è
possibile dedurre che l’invecchiamento non influenza la capacità, esibita da uno specifico
legante durante il meccanismo di rottura, a variare il gradiente di dissipazione energetica.
Questa osservazione può essere tratta dall’esame della funzione DER, più precisamente
dal diagramma del valore di picco del parametro DER (DERmax) in funzione del
corrispondente numero di cicli (NDERmax); la cui pendenza può essere associata alla
variazione di energia che il legante dissipa durante la fase di propagazione dello stato
fessurativo (fig. 4-10).
PG64-16 (O)
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
PG76-22 (O)
PG76-22 (P)
2.50E+05
DERmax
2.00E+05
DERmax = 0.8242NDERmax
R² = 0.9985
1.50E+05
1.00E+05
5.00E+04
R² = 0.9734
0.00E+00
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
2.00E+05
NDERmax
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-10 DERmax in funzione di NDERmax (PG64-16; PG76-22).
Il parametro RCPA, i cui valori per i bitumi testati sono presentati in tabella 4-4,
fornisce indicazioni circa la capacità del materiale di resistere alla sollecitazione a fatica
una volta che un diffuso stato di fessurazione è sopraggiunto nel campione. I dati in
tabella suggeriscono che l’invecchiamento produce due tendenze opposte nel bitume tal
quale e nel bitume modificato. Precisamente, per il bitume PG64-16, il trattamento al
RTFO determina un incremento della duttilità a fatica del 2,5%, mentre il PAV un
incremento rispetto al bitume originale del 13,7%. Nel bitume PG76-22 l’invecchiamento a
lungo termine apporta una riduzione della duttilità a fatica dell’8,6%; risultato che mette
in luce l’influenza degli effetti termici sul polimero. Dai risultati presentati si può infatti
89
dedurre che, a seguito dei trattamenti di invecchiamento, mentre nel bitume non
modificato l’incremento di numero di cicli di carico necessari per raggiungere lo stadio di
propagazione dello stato fessurativo (Np) è seguito da una estensione del numero di cicli
esibiti in condizioni fessurate, nel bitume modificato la dilatazione di Np è seguita da una
contrazione, in termini relativi, del numero di cicli a cui il materiale è capace di resistere a
fessurazione sopraggiunta.
Bitume
RCPA
PG64-16 (O)
0.161
PG64-16 (R)
0.165
PG64-16 (P)
0.183
PG76-22 (O)
0.525
PG76-22 (P)
0.480
Tabella 4-4 Parametro RCPA (PG64-16; PG76-22).
Se lo studio del comportamento a fatica è affrontato con l’approccio energetico basato
sul parametro RDEC, è possibile osservare l’insorgere di una incoerenza nei risultati
ottenuti. In figura 4-11 il valore medio di plateau, che si registra nella funzione RDEC di
ogni campione fino al raggiungimento del parametro critico N50, è diagrammato in scala
bi-logaritmica rispetto a N50. Dal grafico si deduce che, nel caso del bitume non
modificato PG64-16, la differenza in termini di estensione della vita a fatica dovuta
all’invecchiamento è ben rappresentata dal valore di plateau della funzione RDEC. Nel
caso del bitume modificato, invece, nonostante in prima analisi la correlazione tra PV e
N50 farebbe pensare ad una corretta corrispondenza tra PV e vita a fatica, si evince che gli
effetti prodotti dall’invecchiamento non traspaiono. L’entità del valore di plateau, che
rispecchia la variazione di energia pressoché costante che si dissipa nel campione durante
il processo di danneggiamento, è usualmente ricondotto alla vita a fatica di un materiale, a
prescindere dalle condizioni di carico. Nel caso dei bitumi modificati, però, la maggiore
variazione di dissipazione energetica non corrisponde ad una minore resistenza a fatica, se
le condizioni critiche di rottura non sono associate alla brusca caduta iniziale del modulo
complesso che si registra nei primi cicli di carico. Se la medesima analisi è condotta
valutando come criterio di rottura il picco della funzione DER, al fine di meglio descrivere il
comportamento a fatica del bitume modificato, non si riscontra la tipica correlazione tra
PV e vita a fatica.
90
PG64-16 (O)
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
PG76-22 (O)
PG76-22 (P)
1.0E-01
PV
1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E+03
PV = 128.24N50-0.953
R² = 0.9973
1.0E+04
1.0E+05
1.0E+06
N50
Figura 4-21 PV in funzione di N50 (PG64-16; PG76-22).
4.4.2. Modifica con polimero SBS
4.4.2.1. Materiali
La sezione seguente si prefigge l’obiettivo di mettere in luce gli effetti che si riscontrano
sulla risposta reologica di un legante tal quale successivamente al processo di modifica con
polimero SBS, attuato seguendo i comuni protocolli adottati negli impianti industriali. A tal
fine, i risultati sopraesposti per il bitume modificato con polimero SBS PG76-22 sono stati
comparati a quelli ottenuti per il bitume di base impiegato nel confezionamento del
bitume modificato. Il legante di base, anch’esso commerciale, è caratterizzato da classe di
penetrazione 70/100 e PG58-22. Entrambi i materiali sono stati confrontati dopo
trattamento di invecchiamento a lungo termine effettuato secondo la procedura PAV, che
permette di trarre informazioni sul comportamento a fatica nelle condizioni di
invecchiamento più significative. Le temperature di equi-rigidezza adottate per il bitume di
base e per quello modificato sono rispettivamente pari a 23°C e 18°C.
Le differenze che la modifica con polimero SBS genera nel legante di base sono
sensibilmente marcate già dall’analisi preliminare della variazione delle grandezze
reologiche in funzione del numero di cicli di carico. Se si prende in considerazione
l’evoluzione del modulo complesso (fig. 4-12), la prima sostanziale evidenza che è
possibile mettere in luce risiede nell’estensione del numero di cicli di carico esibita dal
materiale dopo la modifica (tab. 4-5). Il raggiungimento di una deformazione tangenziale
pari al 100%, assunto come punto critico di interruzione della prova, avviene nel bitume
modificato dopo un numero di cicli Nf che risulta più che quadruplicato; risultato
paragonabile a quello determinato per il parametro Nt. La progressione delle proprietà
91
meccaniche nel numero di cicli è inoltre profondamente variata. Il bitume tal quale, come
già osservato nel caso del PG64-16, è distinto da una diminuzione del modulo complesso
che è molto contenuta in una prima fase della prova e subisce un rapido abbattimento in
prossimità delle condizioni di rottura. In maniera opposta, nel caso del bitume modificato,
il modulo complesso è soggetto ad una rapida caduta che coinvolge i primi cicli di carico e
successivamente si assesta su gradienti di decrescita del modulo complesso molto bassi.
Quanto detto giustifica l’anomalo risultato ottenuto quando la resistenza a fatica è
misurata in termini di dimezzamento del modulo complesso iniziale. In questo specifico
caso, infatti, la vita a fatica del bitume dopo la modifica risulta quadrimezzata.
PG76-22
18
PG58-22
DERmax
N50
16
G* [MPa]
14
12
10
8
6
4
2
0
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-12 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22).
Bitume
Nf
Nt
N50
PG58-22
61200
48900
57750
PG76-22
264675
198525
13087
Tabella 4-5 Parametri Nf, Nt e N50 (PG58-22; PG76-22).
In figura 4-13 le curve di fatica sono presentate in termini di angolo di fase. È possibile
osservare che il bitume di base PG58-22, in maniera complementare a quanto misurato
nel caso del modulo complesso, mantiene angoli di fase pressoché costanti per un numero
di cicli considerevoli, per poi subire un brusco aumento in prossimità delle condizioni di
rottura del campione. Al contrario, il bitume modificato PG76-22 durante i primi cicli di
carico è soggetto ad una forte mutazione degli angoli di fase verso valori indicanti un
comportamento in cui la componente viscosa diviene sempre più preponderante, per poi
assestarsi in prossimità di un valore asintotico che non differisce sostanzialmente da
quello misurato nel bitume tal quale in condizioni prossime alla rottura.
92
PG76-22
PG58-22
70
Anglolo di fase [°]
65
60
55
50
45
40
35
30
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-13 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22).
Se il comportamento a fatica dei due leganti è analizzato secondo l’approccio
energetico basato sul parametro DER, le differenze nella progressione dell’accumulo del
danno appaiono palesi. Da quanto illustrato in figura 4-14, si può osservare che la curva
del DER ottenuta per il bitume modificato si allontana dall’asintoto viscoso dopo pochi cicli
di carico, risultato che indica un inizio dello stato fessurativo precoce rispetto a quanto si
osserva per il bitume di base. Quanto detto può essere dedotto anche dai parametri
riportati in tabella 4-6, in cui si evince che l’allontanamento del 20% dall’asintoto viscoso
avviene nel bitume modificato dopo solo il 3% del numero di cicli necessari a raggiungere
il valore massimo del parametro DER, mentre nel bitume di base Np20 si registra dopo il
raggiungimento di NDERmax. Di particolare interesse risulta anche la valutazione del
parametro Np, che rappresenta la transizione tra inizio della fessurazione e stadio di
propagazione delle fessure. Dai dati presentati in tabella appare chiaro che questo punto
critico, è raggiunto dal bitume PG76-22 dopo un numero di cicli che risulta triplicato
dall’effetto della modifica.
Il parametro RCPA (tab. 4-7) ci permette, invece, di cogliere l’estensione della fase in
cui il meccanismo di propagazione dello stato fessurativo definisce una condizione di
resistenza attiva nei confronti della sollecitazione esterna. Tale parametro, che descrive in
termini relativi la duttilità a fatica, mette in luce come la componente elastomerica
modifichi il comportamento del legante di base in condizioni di deformazioni
considerevoli.
Se la variazione dell’energia dissipata è considerata nelle condizioni di rottura
ipoteticamente individuate dal picco della funzione DER, è possibile dedurre dai dati
riportati in tabella 4-8, che il bitume modificato con elastomero mostra una considerevole
capacità, rispetto al bitume di base, di modificare progressivamente l’energia dissipata nei
cicli di carico. La pendenza descritta dalle singole prove nel piano NDERmax-DERmax,
indica, infatti, un chiaro allontanamento dall’asintoto viscoso del bitume PG76-22 rispetto
93
al bitume tal quale PG58-22, in maniera analoga a quanto dedotto dal confronto con il
bitume di base PG64-16 precedentemente illustrato.
Bitume
Np20
NDERmax
Np
PG58-22
51450
49650
41491
PG76-22
7725
234900
121853
Tabella 4-6 Parametri Np20, NDERmax e Np (PG58-22; PG76-22).
Bitume
RCPA
PG58-22
0.165
PG76-22
0.480
Tabella 4-7 Parametro RCPA (PG58-22; PG76-22).
PG76-22
PG58-22
3.00E+05
2.50E+05
DER
2.00E+05
1.50E+05
1.00E+05
5.00E+04
0.00E+00
0.00E+00
5.00E+04
1.00E+05
1.50E+05
N cicli
2.00E+05
2.50E+05
3.00E+05
Figura 4-14 DER in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22).
Bitume
DERmax/NDERmax
PG58-22
0.8364
PG76-22
0.5178
Tabella 4-8 Pendenze del grafico NDERmax - DERmax (PG58-22; PG76-22).
Il parametro PV, che permette di descrivere sinteticamente la funzione RDEC, è stato
calcolato, oltre che considerando come criterio di rottura il dimezzamento delle proprietà
94
meccaniche, anche prendendo in considerazione il picco della funzione DER (tab. 4-2). Tale
scelta è stata presa per far fronte alla congetturata inadeguatezza del parametro N50 nel
descrivere la vita a fatica del materiale oggetto di studio. Dai risultati ottenuti è però
possibile dedurre che i valori calcolati sulla base di N50 del bitume PG58-22 sono ben
descritti dalla funzione interpolatrice presentata in figura 4-11, mentre i valori calcolati
sulla base dal parametro NDERmax per i due bitumi PG58-22 e PG76-22 seguono
andamenti diversi tra loro e, a loro volta, non associabili ai dati ottenuti col parametro
N50.
Bitume
PV (N50)
PV (NDERmax)
PG58-22
0.003891
0.001624
PG76-22
0.015402
0.003217
Tabella 4-9 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (PG58-22; PG76-22).
In figura 4-15 il cumulato dell’energia dissipata durante le prove di fatica è presentato
in funzione del numero di cicli di carico. Le differenze riscontrate nell’area del ciclo
isteretico stimato per i due bitumi risultano palesi dall’analisi del grafico, e mettono in
luce come la modifica con polimero SBS produca un considerevole incremento dell’energia
che il legante è in grado di dissipare nelle condizioni di carico applicate. In particolare, il
bitume PG76-22 raggiunge un cumulato di energia dissipata superiore di 30 volte a quella
registrata per il bitume PG58-22.
PG76-22
3.0E+04
PG58-22
ΣW [MPa]
2.5E+04
2.0E+04
1.5E+04
1.0E+04
5.0E+03
0.0E+00
0.0E+00
5.0E+04
1.0E+05
1.5E+05
N cicli
2.0E+05
2.5E+05
3.0E+05
Figura 4-15 Energia dissipata in funzione del numero di cicli (PG58-22; PG76-22).
95
4.4.3. Modifica con polverino di gomma
4.4.3.1. Materiali
La sperimentazione descritta nel seguito coinvolge l’analisi di un totale di 14 leganti
bituminosi, sia modificati che tal quali, due dei quali sono stati selezionati tra i prodotti
commerciali disponibili sul mercato italiano, mentre i restanti sono stati preparati in
laboratorio. I bitumi commerciali impiegati sono un Asphalt Rubber della ditta Asphalt
®
Rubber Italia il cui nome commerciale è Rubbit e un bitume tal quale proveniente dalla
ditta Total. Questo bitume è stato in seguito utilizzato come base dei bitumi miscelati in
laboratorio, modificati con tre tipi di polverini di gomma di pneumatico in quattro
percentuali.
Le tre tipologie di polverini di gomma impiegati, sono identificati dal nome delle ditte
produttrici; rispettivamente Graneco, Tritogom e Gomma Amica; che operano con
differenti materiali di base e seguendo processi di produzione diversificati. Il polverino
Graneco è composto interamente da pneumatici di mezzi pesanti, contrariamente ai
polverini Tritogom e Gomma Amica che includono l’impiego di una parte derivante da
pneumatici di autoveicoli, rispettivamente pari al 50% e 60%. I tre polverini sono stati
ampiamente caratterizzati da un punto di vista fisico-chimico in studi condotti nel
Dipartimento di Ingegneria del Territorio dell’Ambiente e delle Geotecnologie del
Politecnico di Torino, da cui sono state estrapolate informazioni circa le curve
granulometriche (tab. 4-10), la superficie specifica (tab. 4-11) e la composizione chimica
(tab. 4-12) [111].
Apertura setaccio
[mm]
Passante [%]
Graneco
Passante [%]
Tritogom
Passante [%]
Gomma Amica
0.037
0.00%
0.00%
0.00%
0.063
0.33%
0.07%
0.58%
0.125
0.42%
0.14%
1.04%
0.250
0.86%
0.35%
2.44%
0.417
12.28%
9.39%
24.30%
0.500
34.02%
32.92%
45.48%
0.589
66.55%
69.52%
73.43%
0.710
95.37%
94.78%
94.78%
0.833
99.58%
99.79%
99.36%
1.000
100.00%
100.00%
100.00%
Tabella 4-10 Curve granulometriche CRM [111].
96
Tipologia di
polverino
Superficie specifica
[m2/g]
Graneco
0.0233
Tritogom
0.0242
Gomma Amica
0.0272
Tabella 4-11 Superficie specifica CRM [111].
Elemento
Graneco
Tritogom
Gomma Amica
S [%]
3.45
3.01
2.86
Na [mg/kg]
214
216
240
K [mg/kg]
530
506
504
Ca [%]
0.180
0.349
0.364
Mg [mg/kg]
397
444
350
Fe [mg/kg]
0.169
0.153
0.088
Mn [mg/kg]
16,1
14.7
10.7
Ba [mg/kg]
10.9
13.2
8.87
Al [mg/kg]
493
630
572
Cd [mg/kg]
5.79
4.59
6,30
Cr [mg/kg]
6.69
4.73
7,02
Ni [mg/kg]
9.87
11.5
10,2
Pb [mg/kg]
73.3
66.3
77.7
Cu [mg/kg]
317
295
222
Zn [%]
2.10
2.03
1.94
Co [mg/kg]
347
330
248
Ti [mg/kg]
33.6
55,5
49.7
Sb [mg/kg]
554
487
367
Tabella 4-12 Composizione chimica CRM [111].
I leganti prodotti in laboratorio sono stati ottenuti miscelando il bitume fornito dalla
ditta Total, di classe di penetrazione 50/70, con percentuali di polverino di gomma pari a
0%, 5%, 10%, 15% e 20%. Il protocollo di miscelazione seguito ha previsto l’utilizzo di una
girante ad ancora applicante uno sforzo di taglio alla velocità di 750 rpm per un tempo
complessivo di 90 minuti. La temperatura è stata fissata a 180°C e mantenuta costante per
mezzo di un bagno termostatico composto da olio di silicone.
97
Tutti i materiali sono stati testati nel loro stato originale, senza subire processi di
invecchiamento simulati in laboratorio. Essi sono stati preventivamente caratterizzati con
le prove di tipo tradizionale atte a determinane la penetrazione a 25°C ed il punto di
rammollimento, i risultati ottenuti sono riassunti in tabella 4-13.
Bitume
Penetrazione
[0,1 mm]
Temperatura di
rammollimento [°C]
AR
41 (15)
64.5
50/70
53
47.6
Graneco 5%
39
55.2
Graneco 10%
30
61.9
Graneco 15%
25
75.1
Graneco 20%
29
> 80
Tritogom 5%
37
55.4
Tritogom 10%
31
62.1
Tritogom 15%
25
71.4
Tritogom 20%
29
73.8
Gomma Amica 5%
40
54.0
Gomma Amica 10%
32
62.3
Gomma Amica 15%
22
73.1
Gomma Amica 20%
25
> 80
Tabella 4-13 Risultati prove empiriche (bitumi modificati con CR).
Bitume
Temperatura [°C]
Bitume
Temperatura [°C]
AR
10.5
Tritogom 10%
14.5
50/70
15.5
Tritogom 15%
15.5
Graneco 5%
16.0
Tritogom 20%
13.0
Graneco 10%
15.0
Gomma Amica 5%
16.0
Graneco 15%
15.5
Gomma Amica 10%
14.5
Graneco 20%
13.0
Gomma Amica 15%
13.5
Tritogom 5%
16.0
Gomma Amica 20%
12.0
Tabella 4-14 Temperature di equi-rigidezza (bitumi modificati con CR).
Il protocollo di prova standard precedentemente descritto è stato leggermente variato
in vista dell’ingente mole di materiali da testare. In particolare, al fine di non ridurre il
98
numero di ripetizioni minime previste dal programma sperimentale (pari a tre), si è deciso
di ridurre il tempo di condizionamento del campione (normalmente pari ad 1 h è stato
abbreviato a 45 minuti) e si è deciso di incrementare lo sforzo di taglio applicato in regime
oscillatorio durante la prova di fatica (normalmente pari a 250 kPa è stato aumentato a
300 kPa).In tabella 4-14 sono riportate le temperature di equi-rigidezza stimate per i
materiali oggetto di studio. È interessante notare come nel caso dei materiali modificati
con percentuali di polverino di gomma pari al 20% sia necessario operare a temperature
notevolmente più basse rispetto a quelle del bitume di base al fine di garantire le
condizioni di equi-rigidezza, mentre nel caso delle percentuali di modifica intermedie non
sempre è definibile una chiara tendenza circa l’effetto che il polverino produce nella
rigidezza iniziale del legante.
Se si analizza lo sviluppo tipico del modulo complesso in funzione del numero di cicli di
carico (fig. 4-16), appare evidente che la modifica con polverino di gomma determina una
chiara variazione nel processo di accumulo del danno. Aumentando la percentuale di
polverino di gomma nel bitume di base le curve di fatica cambiano progressivamente
concavità, effetto già osservato nel caso del bitume modificato hard con polimero SBS. Nel
caso del bitume di base 50/70, analogamente a quanto già osservato per i bitumi tal quali
precedentemente commentati nel presente lavoro di tesi, il modulo complesso esibisce un
gradiente di riduzione delle proprietà meccaniche che può considerarsi contenuto per un
numero di cicli significativi se paragonati alla vita a fatica, dopo i quali si registra un brusco
abbattimento. Al contrario, nel caso dei bitumi modificati con alte percentuali di polverino
di gomma, una repentina caduta delle proprietà meccaniche si registra durante i primi cicli
di carico, dopo i quali la mobilitazione della resistenza a fatica si esplicita in una notevole
riduzione del gradiente con cui la caduta delle proprietà meccaniche evolve.
50/70
18
5%
10%
15%
20%
16
G* [MPa]
14
12
10
8
6
4
2
0
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04
4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-16 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (Tritogom).
99
In figura 4-17 sono mostrati i risultati delle time sweep in termini di angolo di fase. Il
bitume 50/70 mostra un aumento dell’angolo di fase che si sviluppa in un moderato
intervallo di valori e mostra un improvviso aumento in condizioni prossime a quelle di
rottura del campione. Nel caso delle miscele contenenti polverino di gomma, un
considerevole incremento nella pendenza delle curve dell’angolo di fase, che si registra già
dai primi cicli di carico, sembra essere palesemente associabile al quantitativo di modifica.
In generale, all’aumentare del quantitativo di modifica si osserva un abbassamento dei
valori iniziali di angolo di fase misurati, che indicano un incremento della risposta elastica
del materiale. Le curve, inoltre, tendono a perdere lo stadio di plateau, manifesto nel caso
di tutti i bitumi non modificati testati, durante il quale l’angolo di fase si mantiene
pressoché costante. L’Asphalt Rubber commerciale presenta un andamento che è
confrontabile con quello esibito dai leganti confezionati in laboratorio, assumendo, in
particolare, un comportamento che risulta intermedio rispetto a quelli registrati nel caso
delle percentuali estreme.
È quindi possibile associare, in base a quanto osservato, gli effetti che il polverino di
gomma derivante da pneumatici fuori uso e il polimero SBS generano sull’andamento del
modulo complesso e dell’angolo di fase registrato durante le prove di fatica.
50/70
AR
5%
10%
15%
20%
75
Angolo di fase [°]
70
65
60
55
50
45
40
35
30
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04
4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-17 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (Tritogom).
In tabella 4-15 sono riportati i parametri Nf, Nt ed N50, che permettono di trarre delle
prime informazioni circa la risposta a fatica dei materiali coinvolti nel programma
sperimentale. È interessante notare che, se la vita a fatica è associata al raggiungimento
del 100% di deformazione tangenziale nel campione (Nf), si può affermare che la modifica
con polverino di gomma produce, per tutte le percentuali indagate e per tutte le tipologie
di polverino impiegato, un incremento nella resistenza a fatica rispetto al bitume di base
50/70. Non risulta invece di facile attuazione la valutazione della percentuale ottima
deducibile dall’analisi del suddetto parametro, i cui risultati appaiono incoerenti. Nel caso
100
di modifica con polverino Graneco il massimo allungamento della vita a fatica si ha
impiegando il 10% di modifica, che porta ad un incremento del numero di cicli rispetto al
bitume di base del 96%, mentre con il 20% di modifica si ha il minimo incremento, pari al
26%. Nel caso del polverino Tritogom, le prestazioni migliori si registrano con modifica del
20%, mentre le peggiori con modifica del 15%, con recuperi rispettivamente del 137% e
66%. Lo stesso risultato si ottiene nel caso di impiego di polverino Gomma Amica, il cui
massimo recupero al 20% di modifica è pari al 148% mentre il minimo al 15% di modifica è
pari al 14%.
Bitume
Nf
Nt
N50
AR
50000
31250
30850
50/70
29650
23700
27550
Graneco 5%
39850
30850
35850
Graneco 10%
58200
40700
46500
Graneco 15%
38888
22950
19125
Graneco 20%
37250
22900
16200
Tritogom 5%
57250
44150
51200
Tritogom 10%
56250
40900
45850
Tritogom 15%
49250
31250
24750
Tritogom 20%
70250
43950
20300
Gomma Amica 5%
41800
31650
37050
Gomma Amica 10%
55250
38900
44450
Gomma Amica 15%
33700
23750
24250
Gomma Amica 20%
73450
46550
29100
Tabella 4-15 Parametri Nf, Nt e N50 (bitumi modificati con CR).
Anche dall’analisi del parametro Nt è difficile trarre informazioni circa la percentuale
ottima di modifica. Se si considerano i risultati ottenuti utilizzando il polverino Graneco, si
evince che il guadagno registrato sul bitume di base con il 5% di modifica, raddoppia nel
caso di miscela modificata al 10%, ma nel caso di 15% e 20% di modifica si registra una
riduzione della vita a fatica in entrambi i casi del 3%. Nelle miscele effettuate con i
polverini Tritogom e Gomma Amica non si registra mai un peggioramento delle prestazioni
a fatica dei leganti modificati. Nello specifico, la miscela in cui si registra l’incremento
minore è in entrambi i casi quella al 15%, in cui si registra un incremento del 32% per
Tritogom e dello 0,2% per Gomma Amica; mentre le prestazioni migliori si registrano per
Tritogom al 5% di modifica e per Gomma Amica al 20%.
Dalla valutazione del parametro N50 è interessante mettere in luce come il
quantitativo di modifica con polverino di gomma sia influente nel produrre la rapida
101
caduta delle proprietà meccaniche iniziali che si è precedentemente discusso (fig. 4-18).
Nonostante questo parametro sia stato introdotto ed ampiamente utilizzato in letteratura
per descrivere il comportamento a fatica di leganti e conglomerati bituminosi, la sua
natura intrinsecamente empirica ne sta definendo un ruolo sempre più di nicchia o mirato
a considerazioni complementari a quelle ricavate per mezzo di analisi più approfondite. In
questo caso specifico, è infatti interessante evidenziare per mezzo del parametro N50
come le percentuali del 15% e 20% producano quasi in ogni caso una brusca riduzione del
numero di cicli di carico necessari a produrre un dimezzamento del modulo complesso
iniziale. Al contrario, per percentuali di modifica del 5% e 10% si registra un incremento
del parametro N50 rispetto a quello stimato per il bitume di base 50/70.
Gomma Amica
Graneco
Tritogom
6.0E+04
5.0E+04
N50
4.0E+04
3.0E+04
2.0E+04
1.0E+04
0.0E+00
0
5
10
Modifica [%]
15
20
Figura 4-18 Parametro N50 in funzione della percentuale di modifica con CR.
In tabella 4-16 sono presentati i parametri ricavati dall’analisi della funzione DER. Una
prima osservazione utile al fine di comprendere le differenze che si esplicano nel processo
di danneggiamento per fatica dei materiali testati riguarda la posizione relativa dei
parametri Np20, Np e NDERmax. Dai risultati presentati si nota che lo scostamento del
20% della curva del DER dall’asintoto viscoso (Np20) è localizzato dopo il picco nella
funzione DER nel caso del bitume non modificato; tra Np e NDERmax nel caso di basse
percentuali di modifica (5% e 10%); mentre nel caso di alte percentuali di modifica (15% e
20%) e dell’Asphalt Rubber commerciale Np20 si manifesta prima di Np e NDERmax. Dalla
valutazione delle differenze che si riscontrano nei parametri di fatica di carattere
energetico tra le miscele confezionate in laboratorio ed il bitume di base si evincono le
seguenti considerazioni:
• Il picco nella funzione DER, assunto come potenziale punto di rottura, si
registra per un numero di cicli di carico sempre superiore a quelli stimati per il
bitume di base.
102
•
•
L’inizio della fase di propagazione dello stato fessurativo, individuato dal
parametro Np, è sempre ritardato nel caso di modifica a bassa percentuale di
polverino, mentre nel caso delle alte percentuali i risultati sono contrastanti e
dipendono dalla tipologia di polverino impiegata nella miscela.
L’allontanamento della curva del DER dall’asintoto viscoso di un valore pari al
20%, si verifica, a prescindere dal tipo di polverino utilizzato, in
corrispondenza di un numero di cicli sempre superiore a quelli calcolati nel
caso del bitume di base per basse percentuali di modifica; al contrario, nel
caso di alte percentuali di polverino di gomma, si registra una riduzione non
trascurabile.
Bitume
Np
Np20
NDERmax
AR
21461
19850
35450
50/70
19527
24350
24100
Graneco 5%
24505
30350
31250
Graneco 10%
30183
34850
43550
Graneco 15%
14969
11175
27563
Graneco 20%
14874
8000
27250
Tritogom 5%
34815
43150
44600
Tritogom 10%
30075
34900
42400
Tritogom 15%
19615
14400
36000
Tritogom 20%
27114
10850
53850
Gomma Amica 5%
25068
31100
32550
Gomma Amica 10%
29170
33100
40950
Gomma Amica 15%
16009
14550
25200
Gomma Amica 20%
29777
15750
55500
Tabella 4-16 Parametri Np, Np20 e NDERmax (bitumi modificati con CR).
Quanto sopra esposto è apprezzabile dal grafico di figura 4-19, in cui tipiche curve del
DER ricavate per le miscele confezionate in laboratorio a diverse percentuali di modifica e
per i due bitumi commerciali (Asphalt Rubber e 50/70) sono presentate.
103
AR
50/70
5%
10%
15%
20%
7.0E+04
6.0E+04
DER
5.0E+04
4.0E+04
3.0E+04
2.0E+04
1.0E+04
0.0E+00
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04 4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-19 DER in funzione del numero di cicli (Tritogom).
In figura 4-20 il massimo valore del DER è presentato in funzione del corrispondente
numero di cicli a cui si manifesta. Concordemente ai risultati ottenuti per i materiali
precedenti sottoposti ad analisi, una significativa correlazione lineare è individuabile per
gran parte dei bitumi testati, i cui corrispondenti valori stimati sono riassunti in tabella 417.
5%
10%
15%
20%
AR
50/70
5.0E+04
DERmax
4.0E+04
3.0E+04
2.0E+04
1.0E+04
0.0E+00
0.0E+00 1.0E+04 2.0E+04 3.0E+04 4.0E+04 5.0E+04 6.0E+04 7.0E+04 8.0E+04
NDERmax
Figura 4-20 DERmax in funzione di NDERmax (Gomma Amica).
Il bitume 50/70 è caratterizzato da una pendenza conforme a quella calcolata per i
bitumi tal quali PG58-22 e PG64-16. A prescindere dalla tipologia di polverino impiegata
nella miscela, all’aumentare della percentuale di modifica con polverino di gomma si
osserva una variazione della pendenza verso valori più bassi. Se tale pendenza è
104
confrontata con quella ottenuta nel caso di modifica hard con polimero SBS, è possibile
desumere che valori comparabili si ottengono nel caso di miscela preparata con Graneco e
Gomma Amica per percentuali superiori al 20%, mentre nel caso del polverino Tritogom
per quantitativi compresi tra 15% e 20%. I valori ricavati per il prodotto commerciale
®
Rubbit sono comparabili a quelli ottenuti con percentuali comprese tra il 15% ed il 20%
nel caso di Gomma Amica, risultato concorde alle percentuali di polverino di gomma
impiegabili per i prodotti commerciali definiti Asphalt Rubber. Al contrario, nel caso dei
polverini Graneco e Tritogom le pendenze sono paragonabili a quelle ottenute per
percentuali comprese tra il 10% e 15%.
Bitume
DERmax/NDERmax
Bitume
DERmax/NDERmax
AR
0.606
Tritogom 10%
0.708
50/70
0.810
Tritogom 15%
0.543
Graneco 5%
0.783
Tritogom 20%
0.503
Graneco 10%
0.685
Gomma Amica 5%
0.770
Graneco 15%
0.543
Gomma Amica 10%
0.713
Graneco 20%
0.543
Gomma Amica 15%
0.647
Tritogom 5%
0.783
Gomma Amica 20%
0.527
Tabella 4-17 Pendenze del grafico NDERmax - DERmax (bitumi modificati con CR).
L’effetto che la modifica con polverino di gomma provoca sulla capacità di resistere
alle sollecitazioni esterne dopo che la fase di propagazione dello stato fessurativo
sopraggiunge è apprezzabile dal grafico di figura 4-21. I dati suggeriscono che l’effetto
della modifica con polverino di gomma migliora chiaramente la duttilità a fatica del
legante. In particolare, i dati ottenuti per le basse percentuali di modifica sembrano non
evidenziare differenze dipendenti dal tipo di polverino impiegato, differenze che
diventano invece più pronunciate per le alte percentuali di modifica. L’Asphalt Rubber
commerciale ha esibito un RCPA pari a 0.395; che, anche in questo caso, approssima bene
il valore ottenuto nel caso di utilizzo del polverino Gomma Amica in percentuali comprese
tra il 15% e 20%. Se i dati di RCPA sono confrontati con quelli ottenuti per il bitume
modificato con SBS PG76-22, è possibile affermare che in tutti e tre i casi sarebbe
necessario incrementare il quantitativo di polverino di gomma oltre percentuali del 20% al
fine di ottenere valori confrontabili.
Se l’analisi del comportamento a fatica è condotto secondo l’approccio RDEC, una
forte correlazione tra valore di plateau (PV) stimato dal grafico RDEC e numero di cicli
necessari a dimezzare il valore iniziale di modulo complesso è conseguibile (N50) (fig. 422), contrariamente a quanto si osserva se invece di considerare N50 come parametro per
descrivere la vita a fatica si impiega il parametro NDERmax. Dal grafico presentato è
inoltre possibile osservare una tendenza apparentemente inaspettata: a basse percentuali
di modifica il valore di plateau sembra essere soggetto ad una riduzione rispetto a quello
105
stimato per il bitume di base, mentre nel caso di alte percentuali di modifica si incorre in
una crescita del parametro energetico.
Gomma Amica
Graneco
Tritogom
0.600
0.500
RCPA
0.400
0.300
0.200
0.100
0.000
0
5
10
Modifica [%]
15
20
Figura 4-21 Parametro RCPA in funzione della percentuale di modifica con CR.
Asphalt Rubber
Tritogom 15
Gomma Amica 15
Graneco 15
1.0E-01
50/70
Tritogom 20
Gomma Amica 20
Graneco 20
Tritogom 5
Gomma Amica 5
Graneco 5
Tritogom 10
Gomma Amica 10
Graneco 10
PV
PV = 185.67N50-1.044
R² = 0.9916
1.0E-02
1.0E-03
1.0E+04
N50
Figura 4-22 PV in funzione di N50 (bitumi modificati con CR).
106
1.0E+05
5%
10%
15%
20%
50/70
4.5E+03
4.0E+03
ΣW [MPa]
3.5E+03
3.0E+03
2.5E+03
2.0E+03
1.5E+03
1.0E+03
5.0E+02
0.0E+00
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04 4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-23 Energia dissipata in funzione del numero di cicli (bitumi modificati con CR).
Dall’analisi del grafico di figura 4-23, in cui il cumulato dell’energia dissipata è
diagrammato in funzione del numero di cicli di carico, è possibile affermare che, in
generale, i bitumi modificati con polverino di gomma mostrano una maggiore attitudine,
se paragonati al bitume di base, a dissipare energia fino al raggiungimento delle condizioni
di rottura. La progressione delle curve evidenzia anche come i bitumi modificati con basse
percentuali di polverino di gomma esibiscano un cumulato dell’energia dissipata che
progredisce con un gradiente inferiore rispetto a quello del bitume di base e delle miscele
prodotte impiegando alte percentuali di modifica.
4.4.4. Modifica con melme di verniciatura industriale
L’obiettivo della sperimentazione presentata nel seguito è valutare il possibile impiego di
melme di verniciatura industriale, prodotto ottenuto come materiale di scarto dai processi
di verniciatura delle grandi industrie automobilistiche, per la realizzazione di conglomerati
bituminosi per uso stradale. L’interesse nel fare ciò è trovare un impiego alternativo di
questi prodotti di scarto per evitare gli oneri legati al loro smaltimento, valutando l’utilizzo
delle melme come agente modificante del bitume. Tale obiettivo è stato perseguito
indagando l’impiego di cinque percentuali di modifica in due bitumi di base.
4.4.4.1. Materiali
I bitumi di base impiegati per lo svolgimento dell’indagine sperimentale sono due: un
bitume di classe di penetrazione 50/70 proveniente da una raffineria Total di Mantova e
un 70/100 proveniente da una raffineria Total di Trecate. I due bitumi, caratterizzati
rispettivamente da PG64-16 e PG58-16, sono stati modificati con percentuali di melme di
verniciatura pari a 0%, 2.5%, 5%, 10% e 20%, trattamento che non ha determinato
variazioni in termini di Performance Grade.
107
Elemento
Contenuto
Elemento
Contenuto
C [%]
47.5
Co [mg/kg]
125
H [%]
5.7
Cr [mg/kg]
26.8
N [%]
4.0
Cu [mg/kg]
66.7
S [%]
0.3
Fe [%]
0.598
Cl [mg/kg]
775
Mn [mg/kg]
41.2
Al [%]
1.72
Ni [mg/kg]
32.1
As [mg/kg]
< 2.14
Pb [mg/kg]
< 1.70
Ba [mg/kg]
283
Ti [%]
8.38
Cd [mg/kg]
2.24
Zn [mg/kg]
200
Tabella 4-18 Analisi elementare eseguita sulle melme di verniciatura [58].
Il protocollo di miscelazione ha previsto l’impiego di una girante ad ancora e la scelta di
una temperatura di miscelazione di 190°C, mantenuta costante per mezzo di un bagno
d’olio termostatico. In una prima fase, il bitume tal quale è stato miscelato ad una velocità
di rotazione di 50 rpm per 20 minuti; trascorsi i quali il quantitativo di melma stabilito è
stato incorporato ad una velocità di rotazione della girante di 450 rpm. Successivamente la
miscela di bitume e melma è stata ulteriormente sottoposta allo sforzo di taglio prodotto
dalla girante ad una velocità di 500 rpm per un tempo pari a 30 minuti. I materiali sono
stati testati dopo essere stati sottoposti a trattamento di invecchiamento a lungo termine
secondo la procedura PAV.
In tabella 4-18 sono presentati i risultati dell’analisi elementare condotta sulle melme
di verniciatura impiegate nella presente sperimentazione [58].
La ricerca delle temperature di equi-rigidezza dei materiali oggetto di studio ha
evidenziato come la presenza di melme all’interno della miscela bituminosa non produca
un effetto diretto sulla rigidezza del legante. Questo risultato, già in parte anticipato
dall’invariabilità del Performance Grade, si pone in completa contraddizione con quanto
osservato nel caso di modifica con polimero SBS e polverino di gomma, nei qual casi la
presenza dell’agente modificante ha mostrato determinare una riduzione in termini di
modulo complesso iniziale nel range di temperature indagate. Le temperature di equirigidezza stimate per i bitumi 50/70 e 70/100 sono rispettivamente 25.5°C e 21°C.
In figura 4-24 e 4-25 sono presentate le curve ottenute diagrammando il modulo
complesso in funzione del numero di cicli di carico per tutti i materiali testati, da cui sono
desumibili i parametri descriventi il comportamento a fatica riassunti in tabella 4-19. Da
una prima analisi dei grafici è possibile supporre che la presenza delle melme di
108
verniciatura tenda a ridurre il numero di cicli di carico a cui il campione è in grado di
resistere prima di raggiungere le condizioni critiche di rottura.
0%
2,5%
5%
10%
20%
20
G* [MPa]
15
10
5
0
0.0E+00
4.0E+03
8.0E+03
N cicli
1.2E+04
1.6E+04
2.0E+04
Figura 4-24 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (base 50/70).
Nel caso delle miscele prodotte con il bitume di base 50/70 è rilevabile un’alta
variabilità dei moduli complessi iniziali, che, in ogni modo, non è riconducibile ad un
effetto legato alla natura delle melme, data la casualità che lega la percentuale di modifica
alle rigidezze iniziali. In particolare le miscele contraddistinte da percentuali di 2.5% e 5%
hanno esibito valori del modulo complesso iniziali mediamente più alti, contrariamente a
quanto osservato per la miscela al 20% di modifica. L’apparente allungamento della vita a
fatica registrato nel caso di quantitativo di modifica pari a 2.5% può essere quindi
riconducibile al più alto modulo complesso iniziale, mentre un confronto esente
dall’influenza della rigidezza iniziale è effettuabile con la miscela al 10% di modifica, che
esibisce una riduzione del numero di cicli a rottura del 28%.
Dall’analisi delle rigidezze iniziali rilevate dalle miscele confezionate con bitume di base
70/100, è possibile affermare che la pronunciata variabilità precedentemente messa in
luce non è riscontrabile. Nonostante la difficoltà nell’individuare una chiara
corrispondenza tra risposta a fatica e percentuale di modifica, tutte le miscele contenenti
melme di verniciatura hanno esibito una tendenza al peggioramento, rispetto al bitume tal
quale, a resistere al carico oscillatorio imposto.
La valutazione dei parametri Nf, Nt e N50, oltre che permettere di trarre informazioni
sul numero di cicli a fatica stimati sulla base di criteri diversificati, mette in luce il fatto che
le considerazioni deducibili dai tre indici sono le medesime. L’evoluzione del processo di
danneggiamento che si esplica nella riduzione progressiva del modulo complesso in
funzione del numero di cicli di carico non sembra subire un evidente cambiamento
all’aumentare della percentuale di melme di verniciatura presenti nella miscela. Non è
infatti stato rilevato né un brusco abbattimento delle proprietà meccaniche iniziali, né un
109
graduale abbattimento del modulo complesso a basse rigidezze; aspetti peculiari
riscontrati nei casi di modifica con polimero SBS e polverino di gomma.
0%
2,5%
5%
10%
20%
18
16
G* [MPa]
14
12
10
8
6
4
2
0
0.0E+00
4.0E+03
8.0E+03
N cicli
1.2E+04
1.6E+04
2.0E+04
Figura 4-25 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (base 70/100).
Bitume
Nf
Nt
N50
0% (50/70)
15600
11000
11900
2.5% (50/70)
19600
14200
15400
5% (50/70)
12500
8600
9100
10% (50/70)
11300
6900
6900
20% (50/70)
8000
4900
4400
0% (70/100)
18000
12000
13000
2.5% (70/100)
12900
7900
8100
5% (70/100)
17100
10000
9900
10% (70/100)
17400
10700
10700
20% (70/100)
7009
5500
4900
Tabella 4-19 Parametri Nf, Nt e N50 (modifica con melme di verniciatura).
Il tipico andamento dell’angolo di fase in funzione del numero di cicli di carico è
illustrato in figura 4-26. Le osservazioni desumibili per entrambi i materiali di base (50/70
e 70/100) sono analoghe, in particolare, in maniera complementare a quanto già
osservato per il modulo complesso, non si osserva una diversificazione nella forma delle
curve derivante dalla presenza delle melme, se non attribuibile alla variazione del numero
di cicli di carico registrati.
110
0%
2,5%
5%
10%
20%
70
Angolo di fase [°]
65
60
55
50
45
40
35
30
0.0E+00
4.0E+03
8.0E+03
N cicli
1.2E+04
1.6E+04
2.0E+04
Figura 4-26 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (base 50/70).
In figura 4-27 sono mostrate tipiche curve del DER in funzione del numero di cicli di
carico, da cui sono stati valutati gli scostamenti dall’asintoto viscoso del 10% e 20%
(rispettivamente Np10 e Np20 riportati in tabella 4-20), il numero di cicli a cui si assume
l’inizio della propagazione dello stato fessurativo (Np) e il massimo della funzione assunto
come ipotetico punto di rottura (NDERmax), riepilogati in tabella 4-21.
0%
2,5%
5%
10%
20%
2.0E+04
DER
1.6E+04
1.2E+04
8.0E+03
4.0E+03
0.0E+00
0.0E+00
4.0E+03
8.0E+03
N cicli
1.2E+04
1.6E+04
2.0E+04
Figura 4-27 DER in funzione del numero di cicli (base 50/70).
È possibile osservare che le informazioni circa la vita a fatica desumibili sulla base del
parametro NDERmax sono conformi a quelle ricavate per i parametri Nf, Nt e N50
precedentemente commentati. L’analisi basata sull’approccio energetico permette però di
introdurre considerazioni aggiuntive circa le fasi che scandiscono l’evoluzione dello stato
fessurativo all’interno dei campioni contenenti differenti percentuali di melme di
111
verniciatura, il cui inizio è assunto in prossimità del punto in cui la curva del DER si discosta
dall’asintoto viscoso. È infatti possibile osservare dai dati presentati che, all’aumentare
della percentuale di modifica, gli scostamenti del 10% e 20% hanno luogo dopo un numero
di cicli inferiore se normalizzati rispetto al raggiungimento del picco della funzione DER. In
particolare, se si considerano le percentuali di modifica estreme per entrambi i bitumi di
base 50/70 e 70/100, si può notare che lo scostamento del 10% dalla bisettrice si
raggiunge per i materiali modificati allo 0% e al 20% dopo un numero di cicli dell’ordine
rispettivamente del 30% e del 23% di quelli necessari a raggiungere NDERmax. Lo
scostamento del 20% dall’asintoto viscoso per i materiali modificati allo 0% e al 20% si
raggiunge invece dopo un numero di cicli rispettivamente pari al 64% e 49% di quelli
necessari a raggiungere NDERmax. È inoltre interessante dare risalto al fatto che,
contrariamente a quanto osservato per i bitumi tal quali esaminati in precedenza, nel caso
dei bitumi 50/70 e 70/100 lo scostamento del 20% dall’asintoto viscoso non è mai
registrato oltre il raggiungimento del massimo nella funzione DER. Nel caso del bitume
50/70 si localizza appena dopo l’inizio del punto da cui si avvia la propagazione dello stato
fessurativo per percentuali pari a 0% e 2.5%, mentre per percentuali superiori ha luogo
prima. Se si prende in considerazione il bitume 70/100, Np20 è successivo a Np solo per
percentuale di melme nulla, in tutti gli altri casi si manifesta prima che la propagazione
dello stato fessurativo abbia luogo.
Bitume
Np10
Np20
0% (50/70)
3600
7600
2.5% (50/70)
4650
9750
5% (50/70)
2850
5750
10% (50/70)
2050
4250
20% (50/70)
1350
2850
0% (70/100)
3900
8350
2.5% (70/100)
2350
5100
5% (70/100)
2600
5900
10% (70/100)
2800
6700
20% (70/100)
1450
3150
Tabella 4-20 Parametri Np10 e Np20 (modifica con melme di verniciatura).
Se si analizza la resistenza a fatica che i materiali oggetto di studio sono in grado di
esibire una volta che un diffuso stato di propagazione delle fessure sopraggiunge nel
campione, è possibile individuare l’effetto che le melme provocano nel comportamento
del legante di base. In tabella 4-22 è indicata la duttilità a fatica, espressa per mezzo del
parametro RCPA, da cui si evince che la modifica con melme di verniciatura tende ad
incrementare la risposta del materiale in condizioni fessurate. Questo risultato,
112
riconducibile ad un’estensione del numero di cicli che intercorrono tra l’inizio della
propagazione del danneggiamento (Np) e l’ipotetica rottura (NDERmax), è però
accompagnato da una contrazione del numero di cicli che conducono all’inizio dello stadio
di propagazione delle fessure Np.
Bitume
Np
NDERmax
0% (50/70)
7500
11900
2.5% (50/70)
9700
14800
5% (50/70)
5900
9300
10% (50/70)
4700
7800
20% (50/70)
3300
5800
0% (70/100)
8100
13000
2.5% (70/100)
5300
8700
5% (70/100)
6600
11300
10% (70/100)
7050
11800
20% (70/100)
3650
6600
Tabella 4-21 Parametri Np e NDERmax (modifica con melme di verniciatura).
Bitume
RCPA
0% (50/70)
0.3698
2.5% (50/70)
0.3447
5% (50/70)
0.3659
10% (50/70)
0.3949
20% (50/70)
0.4301
0% (70/100)
0.3768
2.5% (70/100)
0.3947
5% (70/100)
0.4153
10% (70/100)
0.4029
20% (70/100)
0.4467
Tabella 4-22 Parametro RCPA (modifica con melme di verniciatura).
In figura 4-28 il massimo della funzione DER (DERmax) è diagrammato rispetto al
numero di cicli corrispondente (NDERmax) per tutte le prove effettuate. Dal grafico si
osserva che, nonostante delle lievi differenze siano riscontrabili tra i diversi livelli di
modifica, una chiara unica tendenza lineare tra tutti i dati raccolti è individuabile. Questo
113
risultato fa trapelare come la presenza delle melme nel legante non produca effetti
evidenti nella variazione di energia che il materiale è in grado dissipare in condizioni di
rottura.
1.2E+04
0% (50/70)
0% (70/100)
1.0E+04
DERmax
8.0E+03
2.5% (50/70)
2.5% (70/100)
5% (50/70)
5% (70/100)
10% (50/70)
10% (70/100)
1.0E+04
NDERmax
1.5E+04
20% (50/70)
20% (70/100)
R² = 0.9716
6.0E+03
4.0E+03
2.0E+03
0.0E+00
0.0E+00
5.0E+03
2.0E+04
Figura 4-28 DERmax in funzione di NDERmax (modifica con melme di verniciatura).
Bitume
PV (N50)
PV (NDERmax)
0% (50/70)
0.023625
0.023633
2.5% (50/70)
0.018746
0.018074
5% (50/70)
0.030845
0.031392
10% (50/70)
0.041717
0.044337
20% (50/70)
0.061426
0.066613
0% (70/100)
0.022463
0.022433
2.5% (70/100)
0.037086
0.038921
5% (70/100)
0.029294
0.031048
10% (70/100)
0.027933
0.029268
20% (70/100)
0.055838
0.060919
Tabella 4-23 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (modifica con melme di verniciatura).
Ulteriori considerazioni basate sull’approccio energetico possono essere condotte
dall’analisi della funzione RDEC. In tabella 4-23 sono presentati i valori di plateau
deducibili dalle curve della funzione RDEC in funzione del numero di cicli di carico. Il PV è
stato calcolato stimando il valore medio che la funzione RDEC assume nello stadio di
plateau, il cui inizio è identificato dal termine del tipico ramo discendente che si registra
114
durante i primi cicli di carico e la cui fine è identificata dal criterio di rottura assunto,
tradizionalmente N50. Come in precedenza, si è deciso di affiancare un ulteriore
parametro atto ad identificare, su basi energetiche, la rottura nel provino: il numero di
cicli corrispondente al picco della funzione DER (NDERmax).
Nel grafico di figura 4-29 sono identificabili due distinte curve interpolatrici a seconda
del criterio di rottura adottato. Più nel dettaglio, è interessante osservare come, per
entrambi i bitumi di base (percentuale nulla di modifica), i valori di PV siano affini tra loro
sia che il parametro sia calcolato sulla base di N50 o NDERmax; al contrario, la modifica
con melme di verniciatura determina un incremento del PV e una diversificazione dei
valori ottenuti dipendente dal criterio di rottura considerato. I valori di plateau che si
ottengono considerando il parametro NDERmax, all’aumentare della percentuale di
melme impiegata nella miscela, tendono a discostarsi da quelli calcolati con il parametro
N50, assumendo valori via via superiori.
0% (50/70) N50
10% (50/70) N50
2.5% (50/70) NDERmax
20% (50/70) NDERmax
5% (70/100) N50
0% (70/100) NDERmax
10% (70/100) NDERmax
1.0E-01
2,5% (50/70) N50
20%
(50/70)
Titolo
del N50
grafico
5% (50/70) NDERmax
0% (70/100) N50
10% (70/100) N50
2.5% (70/100) NDERmax
20% (70/100) NDERmax
5% (50/70) N50
0% (50/70) NDERmax
10% (50/70) NDERmax
2.5% (70/100) N50
20% (70/100) N50
5% (70/100) NDERmax
PV
PV = 6896.4NDERmax-1.333
R² = 0.9523
PV = 169.24N50-0.944
R² = 0.9961
1.0E-02
1.9E+03
N cicli
1.9E+04
Figura 4-29 PV(N50) e PV(NDERmax) in funzione rispettivamente di N50 e NDERmax.
4.4.4.3. Protocollo dell’Università del Minnesota
Al fine di approfondire le informazioni dedotte circa la risposta a fatica di bitumi modificati
con melme, un secondo protocollo di prova, in particolare quello proposto dall’Università
del Minnesota, è stato adottato [112]. Il nuovo piano sperimentale ha previsto l’impiego di
un numero ridotto di percentuali di modifica rispetto all’indagine precedente, pari a 0%,
10% e 20%.
Le prove di fatica sono state eseguite sui materiali invecchiati al PAV, ad una
temperatura atta a garantire una rigidezza iniziale di 25 MPa a 10 rad/s (1.59 Hz),
115
adeguata affinché non si esplichi il fenomeno di fatica apparente. Le temperature
riscontrate per i due bitumi di base 50/70 e 70/100, mantenute costanti al variare della
modifica, sono rispettivamente 12°C e 8.5°C. La geometria di prova utilizzata ha previsto,
anche in questo caso, l’utilizzo di piatti di diametro pari ad 8 mm e gap pari a 2 mm. Il
campione è stato montato ad una temperatura di 45°C e successivamente raffreddato per
permettere la rasatura alla temperatura di prova, che è stata mantenuta costante per 10
minuti. Il campione, successivamente alla fase di condizionamento, è stato sottoposto ad
una tensione di taglio di 500 kPa in regime oscillatorio alla frequenza di 10 rad/s.
In figura 4-30 sono mostrati i grafici dell’andamento del modulo complesso in funzione del
numero di cicli, ottenuti dalle prove condotte sulle miscele confezionate con bitume di
base 50/70 e 70/100.
20% (70/100)
10% (70/100)
0% (70/100)
20% (50/70)
10% (50/70)
0% (50/70)
30
G* [MPa]
25
20
15
10
5
0
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04
4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-30 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (base 50/70 e 70/100).
È interessante notare dai grafici presentati, come al nuovo livello di rigidezza indagato
sia percettibile una variazione della forma della curva provocato dalla presenza delle
melme di verniciatura all’interno della miscela. Più nel dettaglio, questo effetto è
particolarmente palese nei leganti con bitume di base 50/70, in cui si può individuare nel
bitume tal quale un plateau iniziale in cui il modulo complesso si riduce progressivamente
ad un gradiente contenuto, per poi presentare un rapido abbattimento delle proprietà
meccaniche in prossimità delle condizioni di rottura. All’aumentare della percentuale di
modifica la risposta del materiale cambia: al 10% di modifica, il plateau, meno evidente,
non è seguito dalla brusca caduta delle proprietà meccaniche messa in luce
precedentemente, ma tende ad essere soggetto ad una riduzione del modulo complesso
più graduale; al 20% di modifica la zona di plateau non è più individuabile e si registra una
diminuzione del modulo progressiva per l’intera durata della prova. Nel caso delle miscele
preparate con bitume di base 70/100 le differenze provocate dalla presenza delle melme
sono decisamente meno evidenti e si esplicano principalmente nei primi cicli di carico, in
116
cui le miscele allo 0% e 10% esibiscono una zona di plateau, seppur poco definita, che è
invece completamente inesistente nel caso di modifica al 20%.
In figura 4-31 è presentato l’andamento dell’angolo di fase in funzione del numero di
cicli di carico per tutti i materiali testati. È evidente dal grafico che nei leganti aventi come
base il bitume 50/70, la modifica con melme di verniciatura provoca delle ripercussioni
evidenti nella risposta reologica; al contrario, nel caso di bitume di base 70/100, queste
differenze risultano decisamente meno pronunciate.
L’aspetto rilevante che può essere messo in luce per le miscele effettuate con bitume
50/70, è la progressione con cui l’angolo di fase muta sotto il carico oscillatorio:
all’aumentare della percentuale di modifica, le curve mostrano un incremento dell’angolo
di fase sempre più costante, in cui non è più individuabile una zona intermedia di stallo.
20% (70/100)
10% (70/100)
0% (70/100)
Angolo di fase [°]
75
65
55
45
35
25
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04
N cicli
4.0E+04
5.0E+04
6.0E+04
Figura 4-31 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (base 50/70 e 70/100).
In tabella 4-24, 4-25 e 4-26 sono riassunti tutti i parametri, sia di carattere empirico
che energetico, stimati per i materiali testati, atti a descrivere la propensione a resistere a
sollecitazioni in regime oscillatorio, che hanno mostrato un’altissima variabilità.
L’inaccettabilità, in termini di ripetibilità, potrebbe essere associata ad alcune fasi del
protocollo di prova adottato. In particolare, la pratica di montare il campione sul sistema
di misura condizionato a 45°C e rasare alla temperatura di prova, pur evitando rotture di
tipo adesivo tra provino e piatti metallici, non permette la parziale eliminazione degli
effetti di indurimento sterico che possono diventare importanti nel caso di utilizzo di
campioni preformati. In secondo luogo i dieci minuti di condizionamento non sempre si
son rivelati sufficienti a garantire l’eliminazione di gradienti termici all’interno del
campione bituminoso, in cui in taluni casi si sono verificati fenomeni di innalzamento del
modulo complesso registrati durante l’applicazione del carico oscillatorio.
117
Bitume
Nf
Nt
N50
0% (50/70)
17300
15200
16900
10% (50/70)
54100
33400
35400
20% (50/70)
28800
21800
21800
0% (70/100)
57300
32200
38600
10% (70/100)
55200
31100
35050
20% (70/100)
43500
25100
24900
Tabella 4-24 Parametri Nf, Nt e N50 (modifica con melme di verniciatura).
Dall’analisi dei parametri energetici è interessante notare come, per entrambi i bitumi
di base impiegati nelle miscele, si registri una differenziazione nell’energia dissipata non
riconducibile a effetti viscosi conseguente alla modifica con melme di verniciatura. I bitumi
tal quali 50/70 e 70/100, esibiscono un distaccamento dall’asintoto viscoso pari al 20%
successivamente alla fase di avvio della propagazione delle fessure. Nel caso di tutti i
bitumi modificati con le melme, invece, il materiale varia maggiormente il quantitativo di
energia dissipata ancora prima dell’inizio dello stadio propagativo.
Bitume
Np10
Np20
0% (50/70)
10650
14950
10% (50/70)
11900
19600
20% (50/70)
6300
12700
0% (70/100)
15250
23600
10% (70/100)
11450
20750
20% (70/100)
7500
14250
Tabella 4-25 Parametri Np10 e Np20 (modifica con melme di verniciatura).
Bitume
Np
NDERmax
0% (50/70)
12100
15200
10% (50/70)
21600
41500
20% (50/70)
14400
25800
0% (70/100)
21600
39050
10% (70/100)
21000
40300
20% (70/100)
16600
33950
Tabella 4-26 Parametri Np e NDERmax (modifica con melme di verniciatura).
118
Bitume
DERmax/NDERmax
0% (50/70)
0.787
10% (50/70)
0.517
20% (50/70)
0.525
0% (70/100)
0.551
10% (70/100)
0.525
20% (70/100)
0.490
Tabella 4-27 Pendenze del grafico NDERmax - DERmax (modifica con melme).
0% (50/70) N50
0% (50/70) NDERmax
0% (70/100) N50
0% (70/100) NDERmax
1.0E-01
10% (50/70) N50
Titolo
del grafico
10%
(50/70)
NDERmax
10% (70/100) N50
10% (70/100) NDERmax
20% (50/70) N50
20% (50/70) NDERmax
20% (70/100) N50
20% (70/100) NDERmax
PV
PV = 90.478N50-0.883
R² = 0.9939
1.0E-02
1.0E-03
1.0E+03
1.0E+04
N cicli
1.0E+05
Figura 4-32 PV(N50) e PV(NDERmax) in funzione rispettivamente di N50 e NDERmax
Bitume
PV (N50)
PV (NDERmax)
0% (50/70)
0.025579
0.014376
10% (50/70)
0.008689
0.009272
20% (50/70)
0.016578
0.016097
0% (70/100)
0.008237
0.008278
10% (70/100)
0.011300
0.012053
20% (70/100)
0.012300
0.013779
Tabella 4-28 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (modifica con melme di verniciatura).
Se si prendono in considerazione le condizioni di rottura, valutando i picchi della
funzione DER in funzione del numero di cicli a cui corrispondono i massimi (tab. 4-27), è
119
possibile osservare che, nel caso di bitume di base 50/70, è evidente una netta
diversificazione tra il bitume tal quale ed i bitumi con 10% e 20% di melme di verniciatura.
Nel caso delle miscele con bitume di base 70/100, in cui si registra una graduale
diminuzione della pendenza all’aumentare del quantitativo di melme impiegate, la
differenziazione tra bitume tal quale e modificato è meno marcata.
Nel grafico di figura 4-32 ed in tabella 4-28 sono presentati i PV ricavati dalla funzione
RDEC considerando i criteri di rottura N50 e NDERmax. È possibile osservare che una
chiara relazione è individuabile sulla base del criterio di natura empirica (N50),
contrariamente a quanto si evince dal criterio energetico (NDERmax), per mezzo del quale
si ottiene una elevata dispersione dei dati sperimentali che non permette di determinare
alcuna linea di tendenza significativa. Più nello specifico, è interessante sottolineare che la
maggiore dispersione dei dati è esibita dai leganti con base 50/70, risultato
apparentemente associabile alla diversificazione delle curve di fatica conseguente alla
modifica con melme di verniciatura.
4.4.5. Modifica con nanotubi di carbonio
4.4.5.1. Materiali
La sperimentazione descritta nel seguito ha coinvolto un unico bitume di base ed una
tipologia di nanotubi di carbonio (CNT). Il bitume di base impiegato, di classe di
penetrazione 50/70, è caratterizzato da una penetrazione pari a 53 dmm, da una
temperatura di rammollimento di 47.6°C e PG70-22. I CNT impiegati sono i NC7000,
approvvigionati dalla ditta Nanocyl; nelle tabelle 4-29 e 4-30 sono fornite le principali
proprietà chimico-fisiche dei nanotubi impiegati.
Al fine di definire la tecnica di dispersione in laboratorio più efficiente, una serie di
prove pilota sono state condotte assumendo come variabili la temperatura ed il tempo di
miscelazione, nonché la percentuale di CNT. Le valutazioni circa la bontà delle diverse
procedure impiegate è stata effettuata con l’ausilio di prove di viscosità e di prove
elettriche.
I dati che sono presentati nel seguito sono stati ottenuti seguendo un unico protocollo,
che ha previsto una prima miscelazione manuale seguita da una miscelazione meccanica,
eseguita per mezzo di una girante di tipo Silverson operante ad una velocità di 1550 rpm
alla temperatura di 160°C per 40 minuti. Data la bassissima densità degli NC7000, pari a
42.7 g/l, le percentuali in peso di CNT adottate si sono aggirate intorno a valori
decisamente più bassi (0%; 0.1%; 0.5%; 1%) di quelle assunte nel caso degli altri agenti
modificanti impiegati nella presente tesi.
Le prove di fatica sono state condotte a diversi valori di tensione oscillatoria. Per
congruenza con quanto precedentemente esposto, uno di questi è stato assunto pari a
250 kPa, mentre le altre due tensioni applicate sono state pari a 200 kPa e 350 kPa. La
temperatura di prova è stata assunta come quella di equirigidezza riscontrata per il livello
tensionale pari a 250 kPa, che è parsa indipendente dalla percentuale di nanotubi della
120
miscela. Tale temperatura, pari a 26°C, è stata successivamente mantenuta costante
anche per gli altri due livelli tensionali indagati.
Proprietà
Unità
Valore
Metodo di
misurazione
Diametro medio
Nanometri
9.5
TEM
Lunghezza media
Micron
1.5
TEM
Purezza in carbonio
%
90
TGA
Impurità (ossidi di metalli)
%
10
TGA
Area superficiale
m2/g
250-300
BET
Tabella 4-29 Caratteristiche CNT NC700.
5
Conducibilità
elettrica
[S/g cm]
1.7
25
3.4
45
4.4
150
6.8
400
8.4
Pressione [kg/cm2]
Tabella 4-30 Conducibilità elettrica CNT NC7000.
Nelle figure 4-33 e 4-34 sono riportati gli andamenti del modulo complesso e dell’angolo
di fase per le prove eseguite imponendo una tensione oscillatoria di 250 kPa alle quattro
percentuali di modifica. In entrambi i grafici è possibile osservare come la presenza dei
CNT non modifichi il processo di accumulo del danno desumibili dall’evoluzione delle
variabili reologiche nel numero di cicli. L’effetto provocato dalla presenza dei CNT nel
legante bituminoso non appare condurre alle conseguenze riscontrate nel caso di utilizzo
di modificanti di natura polimerica come elastomero SBS o polverino di gomma di
pneumatico, in cui le curve registrate per i materiali modificati presentavano variazioni
significative rispetto a quelle del bitume di base. Dall’analisi del modulo complesso in
funzione del numero di cicli di carico si può osservare come, a prescindere dalla lunghezza
della vita a fatica, tutti i materiali abbiano esibito un abbattimento del modulo complesso
più contenuto durante i primi cicli di carico e la caduta repentina delle proprietà
meccaniche si sia registrata in prossimità delle condizioni di rottura. Per quanto concerne
l’angolo di fase, i materiali testati hanno mostrato valori iniziali e range di variazione
121
analoghi, risultato che sottolinea l’ininfluenza della modifica sulle componenti relative del
modulo complesso “storage” e “loss”.
0%
0.1%
0.5%
1%
16
14
G* [MPa]
12
10
8
6
4
2
0
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04
4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-33 Modulo complesso in funzione del numero di cicli (modifica con CNT).
0%
0.1%
0.5%
1%
70
Angolo di fase [°]
65
60
55
50
45
40
35
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04
4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-34 Angolo di fase in funzione del numero di cicli (modifica con CNT).
In tabella 4-31 sono presentati i risultati delle prove di fatica espressi in termini di Nf,
Nt e N50. Come atteso, la durata delle prove si è sensibilmente ridotta all’aumentare del
livello tensionale applicato e, in generale, le miscele bituminose contenenti 0% e 0.1% di
CNT hanno mostrato vita a fatica superiori di quelle contenenti quantitativi pari a 0.5% e
1%. Nel caso di miscele allo 0.5% e 1%, il forte abbattimento di numero di cicli subito, è
probabilmente riconducibile alla cattiva dispersione dei CNT che agiscono come punti di
innesco delle cricche. È particolare osservare che, tendenzialmente, le miscele contenenti
l’1% di CNT hanno mostrato una resistenza a fatica superiore di quelle modificate con lo
122
0.5%. Questo inatteso risultato può essere attribuito, secondo una prima ipotesi, alla forte
variabilità dei moduli complessi iniziali che si registrano nelle prove di fatica, riconducibili
a problemi legati alla ripetibilità delle prove stesse, oppure, una seconda ipotesi può
basarsi sul fatto che all’1% di modifica, oltre ad agglomerazioni puntuali di CNT, una parte
di essi sia uniformemente distribuita e contribuisca attivamente alla resistenza sotto
carichi oscillatori.
Bitume
Nf
Nt
N50
0% (350 kPa)
9300
7200
7800
0.1% (350 kPa)
9600
7100
7600
0.5% (350 kPa)
5400
4000
4300
1% (350 kPa)
8200
5700
5600
0% (250 kPa)
57000
44900
50100
0.1% (250 kPa)
53900
42600
48700
0.5% (250 kPa)
32900
27400
30400
1% (250 kPa)
36500
28600
32000
0% (200 kPa)
157000
121200
139000
0.1% (200 kPa)
164200
133100
151900
0.5% (200 kPa)
104200
81900
93700
1% (200 kPa)
88500
67800
76600
Tabella 4-31 Parametri Nf, Nt e N50 (modifica con CNT).
0%
0.1%
0.5%
1%
7.0E+04
6.0E+04
DER
5.0E+04
4.0E+04
3.0E+04
2.0E+04
1.0E+04
0.0E+00
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04 4.0E+04
N cicli
5.0E+04
6.0E+04
7.0E+04
Figura 4-35 DER in funzione del numero di cicli (modifica con CNT).
123
Bitume
Np10
Np20
0% (350 kPa)
2700
5500
0.1% (350 kPa)
2900
5600
0.5% (350 kPa)
1800
3300
1% (350 kPa)
2000
4000
0% (250 kPa)
19800
36900
0.1% (250 kPa)
20900
37800
0.5% (250 kPa)
13300
24500
1% (250 kPa)
12400
23600
0% (200 kPa)
76900
109000
0.1% (200 kPa)
84300
124400
0.5% (200 kPa)
50200
76500
1% (200 kPa)
38000
60600
Tabella 4-32 Parametri Np10 e Np20 (modifica con CNT).
Bitume
Np
NDERmax
0% (350 kPa)
5082
7700
0.1% (350 kPa)
5088
7700
0.5% (350 kPa)
2954
4300
1% (350 kPa)
4054
6600
0% (250 kPa)
32986
46900
0.1% (250 kPa)
32073
45000
0.5% (250 kPa)
20539
28600
1% (250 kPa)
20548
29900
0% (200 kPa)
90408
124200
0.1% (200 kPa)
101143
133600
0.5% (200 kPa)
62423
83200
1% (200 kPa)
50463
69600
Tabella 4-33 Parametri Np e NDERmax (modifica con CNT).
Le curve del DER in funzione del numero di cicli di carico sono mostrate nel grafico di
figura 4-35 per un solo livello tensionale, pari a 250 kPa, ed in tabella 4-32 e 4-33 sono
riportati i parametri ottenuti per mezzo del medesimo approccio energetico. È possibile
dedurre che, a parità di livello tensionale imposto, nonostante la differenziazione di
124
numero di cicli di durata della prova di fatica, il susseguirsi delle fasi che definiscono il
processo di fessurazione non subiscono una variazione in termini relativi. Se il confronto è
fatto al variare della percentuale di CNT le osservazioni effettuabili non differiscono da
quelle precedentemente desunte dai parametri che descrivono la resistenza a fatica dei
materiali per mezzo di considerazioni di natura empirica.
Valutando la duttilità a fatica per mezzo del parametro RCPA, i cui dati sono presentati
in tabella 4-34, è possibile notare che essa risulta più influenzata dal livello tensionale
imposto che dal quantitativo di CNT presenti nella miscela. All’aumentare del livello
tensionale si riscontra, infatti, un aumento della risposta del materiale nella fase di
propagazione dello stato fessurativo.
Bitume
RCPA
0% (350 kPa)
0.3416
0.1% (350 kPa)
0.3333
0.5% (350 kPa)
0.3105
1% (350 kPa)
0.3829
0% (250 kPa)
0.2968
0.1% (250 kPa)
0.2900
0.5% (250 kPa)
0.3012
1% (250 kPa)
0.3121
0% (200 kPa)
0.2710
0.1% (200 kPa)
0.2399
0.5% (200 kPa)
0.2468
1% (200 kPa)
0.2793
Tabella 4-34 Parametro RCPA (modifica con CNT).
Nel grafico di figura 4-36 il massimo valore del DER, per tutte le prove effettuate, è
diagrammato in funzione del corrispondente numero di cicli a cui si manifesta. È possibile
osservare che, a prescindere dal quantitativo di CNT e dal livello tensionale applicato, la
capacità del materiale di far variare l’energia dissipata in condizioni di rottura non subisce
variazioni percettibili, considerazione dedotta dal fatto che tutti i punti sperimentali
giacciono su un’unica retta. A differenza di quanto riscontrato nel caso di modificanti
polimerici, i CNT hanno principalmente un effetto riempitivo, non determinando variazioni
nei meccanismi coinvolti nel danneggiamento del materiale.
125
0% 350kPa
0.5% 250kPa
2.0E+05
0.1% 350kPa
1% 250kPa
0.5% 350kPa
0% 200kPa
1% 350kPa
0.1% 200kPa
0% 250kPa
0.5% 200kPa
1.0E+05
1.5E+05
NDERmax
2.0E+05
0.1% 250kPa
1% 200kPa
DERmax
1.5E+05
R² = 0.9978
1.0E+05
5.0E+04
0.0E+00
0.0E+00
5.0E+04
2.5E+05
Figura 4-36 DERmax in funzione di NDERmax (modifica con CNT).
Come mostrato in figura 4-37, la dipendenza di ciascun materiale dal livello tensionale
applicato può essere apprezzato diagrammando i punti sperimentali NDERmax-γi in scala
bilogaritmica secondo la classica rappresentazione di Wöhler. Si può osservare che i
diversi leganti mostrano curve di fatica non facilmente discriminabili in base alla
percentuale di CNT presenti nella miscela. Ciò che può essere osservato, oltre al più basso
coefficiente di determinazione ricavato per le miscele contenenti i nanotubi di carbonio, è
che all’aumentare della percentuale di CNT la dipendenza della vita a fatica dal livello
tensionale risulta più rilevante, come testimoniato dalla maggiore pendenza delle curve di
fatica nel diagramma di Wöhler.
0%
γi [%]
0.1
0.1%
0.5%
1%
γi (0%) = 0.2234NDERmax-0.233
R² = 0.9704
γi (0.1%) = 0.1877NDERmax-0.214
R² = 0.7912
γi (0.5%) = 0.314NDERmax-0.261
R² = 0.828
γi (1%) = 0.7166NDERmax-0.35
R² = 0.8858
0.01
1000
10000
NDERmax
100000
Figura 4-37 Curve di fatica di Wӧhler (modifica con CNT).
126
1000000
0%350kPa N50
0.1% 350kPa NDERmax
1% 350kPa N50
0% 250kPa NDERmax
0.5% 250kPa N50
1% 250kPa NDERmax
0.1% 200kPa N50
0.5% 200kPa NDERmax
1.0E+00
0% 350kPa NDERmax
0.5% 350kPa N50
1% 350kPa NDERmax
0.1% 250kPa N50
0.5% 250kPa NDERmax
0% 200kPa N50
0.1% 200kPa NDERmax
1% 200kPa N50
0.1% 350kPa N50
0.5% 350kPa NDERmax
0% 250kPa N50
0.1% 250kPa NDERmax
1% 250kPa N50
0% 200kPa NDERmax
0.5% 200kPa N50
1% 200kPa NDERmax
PV
PV(DERmax) = 642.53NDERmax-1.106
R² = 0.9841
1.0E-02
PV(N50) = 231.22N50-0.99
R² = 0.9971
1.0E-04
1.0E+03
1.0E+04
N cicli
1.0E+05
1.0E+06
Figura 4-38 PV(N50) e PV(NDERmax) in funzione rispettivamente di N50 e NDERmax..
Bitume
PV (N50)
PV (NDERmax)
0% (350 kPa)
0.035132
0.034955
0.1% (350 kPa)
0.038335
0.035411
0.5% (350 kPa)
0.057060
0.056801
1% (350 kPa)
0.044572
0.048212
0% (250 kPa)
0.005291
0.004747
0.1% (250 kPa)
0.007068
0.006009
0.5% (250 kPa)
0.010496
0.009563
1% (250 kPa)
0.008474
0.007697
0% (200 kPa)
0.002130
0.001892
0.1% (200 kPa)
0.002038
0.001532
0.5% (200 kPa)
0.002750
0.002122
1% (200 kPa)
0.003476
0.003052
Tabella 4-35 Parametri PV(N50) e PV(NDERmax) (modifica con CNT).
Il grafico di figura 4-38 rappresenta i valori di plateau (PV) in funzione della vita a fatica
di ciascun legante nelle tre condizioni di sollecitazione testate. I valori di PV, sintetizzati in
tabella 4-35, sono stati determinati sia considerando come criterio di rottura quello
127
classico del dimezzamento del modulo iniziale (N50) che il massimo valore della funzione
DER (NDERmax), mediando la funzione RDEC tra l’assestamento registrato dopo i primi
cicli di carico ed il punto di rottura valutato secondo il criterio preso in considerazione.
Come nel caso di modifica con melme di verniciatura industriale, una buona correlazione
si ottiene esaminando entrambi i criteri di rottura, che conducono però alla
determinazione di due rette di interpolazione dei dati sperimentali meno diversificate
rispetto al caso precedentemente presentato.
4.5. Studio del fenomeno di autoriparazione
4.5.1. Materiali
I materiali che sono stati sottoposti a prove di autoriparazione e steric hardening sono
stati selezionati tra quelli impiegati nella precedente sezione, che ha riguardato lo studio
dell’accumulo del danno senza considerare l’influenza dei periodi di riposo.
I bitumi sono il PG64-16 nei tre stadi di invecchiamento (originale, dopo trattamento al
RTFO e dopo trattamento al PAV); il bitume modificato con SBS PG76-22, allo stato
originale e dopo invecchiamento al PAV; ed il bitume tal quale, PG58-22, utilizzato come
base nel confezionamento del bitume modificato con SBS, esclusivamente dopo
trattamento al PAV.
4.5.2. Analisi dei risultati
In tabella 4-36 sono presentati, per ogni bitume, gli abbattimenti del modulo complesso
corrispondenti ai livelli di danneggiamento analizzati. Il periodo di riposo è stato applicato,
per tutti i bitumi, in corrispondenza del dimezzamento del modulo complesso iniziale e del
raggiungimento del picco della funzione del DER. Solamente nel caso del bitume PG64-16
nei tre stadi di invecchiamento il periodo di riposo è stato imposto anche in
corrispondenza di livelli di danneggiamento relativi al raggiungimento di frazioni pari ad
un terzo e due terzi del massimo della funzione DER.
Dai dati presentati è possibile osservare la diversità in termini di caduta del modulo in
corrispondenza del picco della funzione DER tra i bitumi tal quali e quello modificato con
SBS, a prescindere dallo stato di invecchiamento. Nel caso del PG64-16 e PG58-22, il
massimo della funzione DER si manifesta prima del dimezzamento del modulo complesso
iniziale, contrariamente al caso del PG76-22 in cui il picco si registra in prossimità di ΔG
decisamente superiori.
In tabella 4-37 sono riepilogate le lunghezze dei tempi di riposo che sono state
considerate nella sperimentazione, corrispondenti al massimo valore del DER, per tutti i
bitumi, e ai tempi necessari a raggiungere un terzo e due terzi del picco della funzione
DER, esclusivamente nel caso del bitume tal quale PG64-16. Nel caso specifico del bitume
128
PG64-16 è quindi stata considerata una matrice piena delle combinazioni di quattro livelli
di danneggiamento e tre tempi di riposo per ogni stadio di invecchiamento.
Bitume
ΔG [%]
1/3 DERmax
2/3 DERmax
DERmax
50% G0
PG64-16 (O)
5.8
9.1
23.9
50.0
PG64-16 (R)
6.9
10.0
24.4
50.0
PG64-16 (P)
9.6
13.1
27.4
50.0
PG76-22 (O)
-
-
83.6
50.0
PG76-22 (P)
-
-
91.9
50.0
PG58-22 (P)
-
-
22.8
50.0
Tabella 4-36 ΔG ai livelli di danneggiamento analizzati.
Bitume
Tempo di riposo [min]
1/3 DERmax
2/3 DERmax
DERmax
PG64-16 (O)
30
60
100
PG64-16 (R)
60
100
200
PG64-16 (P)
100
200
360
PG76-22 (O)
-
-
140
PG76-22 (P)
-
-
390
PG58-22 (P)
-
-
80
Tabella 4-37 Lunghezza dei periodi di riposo.
Il tipico andamento di un test di autoriparazione è rappresentato in figura 4-39, da cui
è possibile cogliere l’evoluzione del modulo complesso in funzione del numero di cicli di
carico nelle diverse fasi che scandiscono la prova. La crescita di G* fino al raggiungimento
del valore Gi (0.01%), monitorato applicando una deformazione tangenziale pari a 0.01%,
descrive l’innalzamento delle proprietà meccaniche attribuibile al condizionamento
termico che si esplica nel passaggio da 50°C (applicato per garantire una soddisfacente
adesione ai piatti del campione) e la temperatura di equi-rigidezza. La seconda fase
compresa tra i punti indicati nel grafico come Gi (250 kPa) e Gir (250 kPa) descrivono
l’abbattimento delle proprietà meccaniche attribuibile alla sollecitazione di taglio di
ampiezza pari a 250 kPa che intercorre tra il modulo iniziale del provino e il modulo di
inizio riposo, entrambi valutati in condizioni di controllo di tensione. I punti ottenuti tra Gir
(0.01%) e Gr (0.01%) rappresentano la crescita delle proprietà meccaniche che si esplica
durante il periodo di riposo, il cui andamento è acquisito applicando una deformazione
tangenziale pari allo 0.01%. Il ramo della curva compreso tra Gr (250kPa) e la fine della
129
prova delinea la fase di ridanneggiamento del materiale fino a completa rottura del
campione, assunta in corrispondenza del 100% di deformazione tangenziale. Il punto
indicato con G’ir (250 kPa) corrispondente invece al raggiungimento dell’ultimo valore
registrato durante la prima fase di carico. Analizzando il tratto compreso tra l’inizio del
ricarico e G’ir (250 kPa), è possibile osservare un rapido decremento del modulo
complesso attribuibile alla perdita degli effetti benefici determinati dal periodo di riposo.
Una volta raggiunto nuovamente tale valore di modulo, la curva presenta una forma che
appare coerente con l’evoluzione della rigidezza registrata nella prima fase di carico.
Gi (0,01%)
Gr (0,01%)
Gi (250 kPa)
Gr (250 kPa)
Gir (250 kPa)
G'ir (250 kPa)
Gir (0,01%)
18
G* [MPa]
15
12
9
6
3
0
0.0E+00
1.0E+05
2.0E+05
3.0E+05
N cicli
4.0E+05
5.0E+05
Figura 4-39 Andamento di una tipica prova di autoriparazione.
Una prima analisi può essere sviluppata considerando esclusivamente le fasi in cui il
campione è sollecitato dalla tensione in regime oscillatorio prima e dopo l’applicazione del
periodo di riposo, esprimendo l’andamento in termini del prodotto del modulo complesso
per il numero di cicli di carico in funzione del numero di cicli di carico. Nei grafici riportati
da figura 4-40 a figura 4-42, sono stati selezionati, a titolo di esempio, i risultati ottenuti
rispettivamente per i bitumi PG64-16, PG58-22 e PG76-22 dopo trattamento di
invecchiamento PAV. Le due prove presentate in ogni grafico rappresentano una delle
curva tipiche, tra le tre ripetizioni effettuate per ogni tipologia di test, ottenuta
interponendo il periodo di riposo al raggiungimento del 50% di abbattimento del modulo e
del massimo valore del DER. In entrambi i casi, la lunghezza del periodo di riposo assunta è
quella necessaria al provino sottoposto ad una prova di fatica a raggiungere il picco del
DER.
In generale, è evidente come le curve seguano un andamento simile durante il primo
stadio di danneggiamento, e, dopo il gap ascrivibile all’interruzione del carico per l’arco di
tempo predeterminato, possono essere distinte due differenti fasi. La prima inizia con il
ricarico e indica una fase transitoria in cui il materiale esibisce una repentina caduta delle
proprietà meccaniche, che si esaurisce dopo un certo numero di cicli in corrispondenza del
130
flesso della curva. Dopo tale punto si osserva l’inizio della seconda fase, durante la quale la
funzione G*N sembra riprendere lo stesso andamento della curva ottenibile non
interrompendo il carico. In altri termini, introducendo un periodo di riposo, sembrerebbe
che la porzione della curva appartenente alla seconda fase risulti traslata rispetto a quella
di riferimento che si avrebbe non interrompendo il carico. Ciò accade sempre, per ogni
livello di danneggiamento indotto e per ogni tipo di bitume testato nelle differenti
condizioni, dando luogo ad un incremento della vita a fatica del materiale.
N50
50% G0
3.0E+12
DERmax
2.5E+12
G*N
2.0E+12
1.5E+12
1.0E+12
5.0E+11
0.0E+00
0.0E+00
5.0E+04
1.0E+05
N cicli
1.5E+05
2.0E+05
2.5E+05
Figura 4-40 Parametro G*N in funzione del numero di cicli (PG64-16).
50% G0
N50
DERmax
7.0E+11
6.0E+11
5.0E+11
G*N
4.0E+11
3.0E+11
2.0E+11
1.0E+11
0.0E+00
0.0E+00
1.0E+04
2.0E+04
3.0E+04
N cicli
4.0E+04
5.0E+04
6.0E+04
131
Tale osservazione porta a pensare che il materiale possa esibire una sorta di memoria
di danneggiamento capace di influenzare la lunghezza della fase transitoria, l’incremento
del valore iniziale di G*N nella fase di ricarico e l’entità della traslazione della seconda fase
della curva di ricarico rispetto a quella di riferimento.
DERmax
N50
50% G0
2.5E+12
2.0E+12
G*N
1.5E+12
1.0E+12
5.0E+11
0.0E+00
0.0E+00
1.5E+05
N cicli
3.0E+05
4.5E+05
Una possibile spiegazione alle evidenze sperimentali può essere ricondotta agli effetti
dei fenomeni che hanno luogo quando il materiale non è assoggettato a carichi esterni,
che inducono un parziale recupero nel materiale. Durante la fase di ricarico, sia la
porzione di materiale non danneggiata, che la porzione pre-danneggiata nella prima fase
di carico e parzialmente autoriparata nella fase di riposo, sono nuovamente assoggettate
all’accumulo del danno generato dai cicli di ricarico. Tuttavia, dopo il recupero, la
resistenza del materiale è soggetta ad un danneggiamento più rapido, che perdura fino a
che gli effetti benefici indotti dal periodo di riposo non tendono ad esaurirsi sotto l’azione
del carico oscillatorio.
Osservando le peculiarità dei materiali testati e coerentemente a quanto
precedentemente commentato nella sezione riguardante lo studio dell’accumulo del
danno, il primo aspetto che risalta è la diversità esistente nelle forme delle curve dei
bitumi tal quali rispetto a quello modificato. È interessante osservare come in tutti e tre i
bitumi considerati, l’interposizione del periodo di riposo in prossimità del massimo valore
del DER conduca ad un maggiore numero di cicli appartenenti alla fase di transizione.
Quando il periodo di riposo è applicato al raggiungimento di un abbattimento del modulo
complesso del 50%, nel caso dei bitumi tal quali la caduta delle proprietà meccaniche è
molto repentina, a causa dell’alto livello di danneggiamento subito. Nel caso del bitume
modificato con SBS, invece, il 50% di abbattimento di rigidezza corrisponde ad un
bassissimo numero di cicli di carico subiti, aspetto che determina un basso grado di
danneggiamento recuperabile durante il periodo di riposo.
132
Il numero di cicli che intercorrono tra l’inizio della fase di ricarico e il punto in cui il
provino assume l’ultimo valore di modulo complesso registrato nella prima fase di carico
(Nrec), anche corrispondente ai cicli che determinano la caduta del modulo da Gr (250
kPa) a G’ir (250 kPa), fornisce una misura quantitativa dell’incremento della vita a fatica
indotto dalla presenza del periodo di riposo nella prova. Tale parametro è fortemente
influenzato dalla lunghezza del periodo di riposo, come può essere osservato dai dati
riportati in figura 4-43, che indicano, per tutti i bitumi considerati, una chiara tendenza ad
aumentare all’aumentare del tempo di riposo.
Nrec
PG64-16 (O)1/3 DERmax
PG64-16 (O)50% G0
PG64-16 (R) DERmax
PG64-16 (P) 2/3 DERmax
PG76-22 (O) DERmax
PG76-22 (P) 50% G0
1.0E+05
PG64-16 (O)2/3 DERmax
PG64-16 (R)1/3 DERmax
PG64-16 (R) 50% G0
PG64-16 (P) DERmax
PG76-22 (O) 50% G0
PG58-22 (P) DERmax
PG64-16 (O) DERmax
PG64-16 (R) 2/3 DERmax
PG64-16 (P)1/3 DERmax
PG64-16 (P)50% G0
PG76-22 (P) DERmax
PG58-22 (P) 50% G0
5.0E+04
0.0E+00
0
50
100
150
200
250
Tempo [min]
300
350
400
Figura 4-43 Numero di cicli recuperati in funzione del tempo di riposo.
Sulla base di queste osservazioni, il Relative Healing Index (RHI) è stato proposto per
rappresentare un indicatore di tipo sintetico del potenziale di recupero dei leganti,
calcolato come il rapporto tra Nrec ed il prodotto del tempo di riposo per la frequenza,
quest’ultimo rappresentando la durata del periodo di riposo convertita in termini di
numero di cicli equivalenti.
I valori di RHI calcolati per ogni legante sono sintetizzati in tabella 4-38. Dall’esame dei
dati presentati, è evidente come la risposta del materiale all’autoriparazione dipende dalla
lunghezza del periodo di riposo e dal livello di danneggiamento applicato prima della
rimozione del carico.
Prendendo come riferimento il bitume PG64-16, nonostante Nrec cresca all’aumentare
del periodo di riposo, il miglioramento relativo della vita a fatica è progressivamente più
basso, come dimostrato dai valori di RHI. Questo risultato riflette la cinetica del fenomeno
studiato, indicando che la gran parte di autoriparazione avviene durante la prima porzione
del periodo di riposo.
133
Il confronto tra il bitume PG76-22 e PG58-22 indica che anche la capacità di recupero
del materiale è significativamente incrementata dalla presenza dell’agente modificante di
natura polimerica.
Un incremento progressivo del parametro RHI si osserva, nel caso del bitume PG64-16,
dopo i trattamenti di invecchiamento a breve e lungo termine, eccetto che per il più basso
livello di danneggiamento subito (un terzo del massimo valore del DER). Una possibile
spiegazione di questa evidenza può essere correlata al fatto che quando il materiale è
assoggettato ad un danneggiamento contenuto e un sufficiente tempo di riposo è fornito
al campione, gli effetti di indurimento sterico, che dovrebbero a loro volta risultare meno
pronunciati con l’invecchiamento, sono prevalenti rispetto all’effetto di autoriparazione
dello stato fessurativo. Nel caso del bitume modificato PG76-22 l’invecchiamento simulato
in laboratorio provoca una riduzione del parametro RHI sia per bassi che per alti livelli di
danneggiamento subiti.
Bitume
PG64-16 (O)
RHI
Tempo di
riposo
1/3 DERmax
2/3 DERmax
DERmax
50% G0
30 min
0.609
0.362
0.144
0.059
60 min
0.393
0.220
0.090
0.041
100 min
0.438
0.166
0.069
0.029
60 min
0.502
0.395
0.152
0.059
100 min
0.413
0.347
0.091
0.038
200 min
0.228
0.213
0.078
0.028
100 min
0.393
0.537
0.196
0.106
200 min
0.470
0.377
0.167
0.059
360 min
0.250
0.317
0.104
0.051
PG76-22 (O)
140 min
-
-
0.168
0.149
PG76-22 (P)
390 min
-
-
0.079
0.045
PG58-22 (P)
80 min
-
-
0.056
0.018
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
Tabella 4-38 Parametro Relative Healing Index (RHI).
Quando il livello di danneggiamento imposto è preso in considerazione, è possibile
notare che il parametro RHI diminuisce al crescere della perdita di rigidezza subita prima
della rimozione del carico. Quanto detto è vero solo nel caso dei bitumi tal quali, mentre
nel caso del bitume modificato PG76-22, il comportamento risulta opposto. Tale risultato
può essere attribuito alle proprietà della reticolazione del polimero SBS; in questo caso, la
perdita di rigidezza al picco della funzione DER è significativamente più alto del 50%, fatto
che si ripercuote su un maggior recupero in termini assoluti. Di conseguenza, il numero di
cicli che nella fase di ricarico sono necessari a raggiungere il modulo complesso registrato
134
alla fine della prima fase di carico, è incrementato, incrementando a sua volta il parametro
RHI.
Una migliore comprensione dell’anomalia riscontrata nel caso del bitume PG76-22 può
scaturire dall’osservazione dei grafici presentati nelle figure 4-44 e 4-45, che
rappresentano rispettivamente l’andamento del modulo complesso in funzione del
numero di cicli di carico quando il periodo di riposo è applicato dopo un abbattimento del
modulo complesso pari al 50% o al raggiungimento del picco nella funzione DER.
16
14
G* [MPa]
12
10
8
6
4
2
0
0.0E+00 5.0E+04 1.0E+05 1.5E+05 2.0E+05 2.5E+05 3.0E+05 3.5E+05 4.0E+05 4.5E+05
N cicli
Figura 4-44 Prova di autoriparazione a livello di danneggiamento 50% G0 (PG76-22).
18
16
G* [MPa]
14
12
10
8
6
4
2
0
0.0E+00
1.0E+05
2.0E+05
N cicli
3.0E+05
4.0E+05
5.0E+05
Figura 4-45 Prova di autoriparazione a livello di danneggiamento DERmax (PG76-22).
Nei grafici i punti marcati da una colorazione più chiara sono quelli acquisiti prima
dell’applicazione del periodo di riposo e successivamente ad esso fino al raggiungimento
135
del valore di modulo G’ir. Quando la sollecitazione imposta è interrotta dopo una caduta
del modulo complesso pari al 50%, il ramo di ricarico presenta una minima deviazione
rispetto a quella precedente di carico; al contrario, se il periodo di riposo è applicato in
corrispondenza del massimo valore del DER, la fase di ricarico segue un cammino
sostanzialmente diverso da quello percorso durante la precedente fase di carico,
riconducibile alla notevole entità di danno subito. Si può quindi affermare che il superiore
numero di cicli guadagnati nel caso di un maggiore danneggiamento subito può essere
attribuito al processo di danneggiamento che definisce la forma della curva. Da un punto
di vista quantitativo, la prova al 50% di abbattimento del modulo porta ad una fase di
ricarico che è pari all’88% di quella di carico; mentre nella prova al massimo valore del DER
tale rapporto è pari al 9%.
In tabella 4-39 il numero di cicli guadagnati Nrec è normalizzato rispetto al numero di
cicli totali non attribuibili agli effetti del periodo di riposo. Più precisamente Nf è stato
calcolato come il numero di cicli raccolti in controllo di tensione da cui sono stati esclusi
quelli appartenenti alla fase di transizione Nrec (fig 4.46).
16
14
G* [MPa]
12
Nrec
10
8
6
4
2
0
0.E+00
Nf + Nrec
5.E+04
1.E+05
N cicli
2.E+05
2.E+05
Figura 4-46 Definizione dei parametri Nrec e Nf.
Le considerazioni che si traggono dall’analisi del parametro Nrec/Nf sono analoghe a
quelle dedotte per RHI, per quanto riguarda l’influenza del livello di danneggiamento,
dell’invecchiamento e della presenza di polimero SBS. L’unica eccezione che si riscontra è
quella attribuibile al fatto che, a parità del livello di danneggiamento e invecchiamento,
all’aumentare del periodo di riposo si registra un aumento del recupero che riflette
l’incremento di Nrec nel tempo (apprezzabile dal grafico di figura 4-43) e l’indipendenza di
Nf dagli effetti riconducibili al periodo di riposo.
136
Bitume
PG64-16 (O)
Nrec/Nf
Tempo di
riposo
1/3 DERmax
2/3 DERmax
DERmax
50% G0
30 min
0.136
0.087
0.031
0.012
60 min
0.196
0.111
0.038
0.015
100 min
0.257
0.151
0.053
0.022
60 min
0.130
0.101
0.037
0.015
100 min
0.200
0.144
0.039
0.019
200 min
0.225
0.182
0.069
0.026
100 min
0.114
0.175
0.053
0.024
200 min
0.257
0.280
0.083
0.034
360 min
0.315
0.391
0.113
0.045
PG76-22 (O)
140 min
-
-
0.208
0.082
PG76-22 (P)
390 min
-
-
0.073
0.035
PG58-22 (P)
80 min
-
-
0.052
0.018
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
Tabella 4-39 Parametro Nrec/Nf.
Gli incrementi del modulo complesso mostrati a seguito dell’interruzione del carico,
normalizzati rispetto alle perdite di rigidezza registrate durante la prima fase di carico,
sono sintetizzati nelle tabelle 4-40 e 4-41. Il recupero relativo delle proprietà meccaniche
è stato valutato prendendo in considerazione sia i dati acquisiti in controllo di tensione
ΔG%(σ), che in controllo di deformazione ΔG%(γ), calcolati come segue:
∆G%,σ- =
Gr ,250 kPa- − Gir,250 kPaGi ,250 kPa- − Gir ,250 kPa-
4.1
Gr ,0.01%- − Gir,0.01%Gi ,0.01%- − Gir ,0.01%-
4.2
∆G%,γ- =
Dai dati presentati è possibile osservare come il tempo di riposo e il livello di
danneggiamento influenzino marcatamente l’entità del recupero espresso in termini di
sviluppo delle proprietà meccaniche. I parametri stimati mostrano una tendenza ad
incrementare all’aumentare del tempo di riposo e al decrescere del livello di
danneggiamento subito. È interessante osservare che quanto osservato risulta valido sia
nel caso dei bitumi tal quali che nel caso del bitume modificato con SBS, contrariamente a
quanto riscontrato nel caso dell’analisi dell’effetto dei periodi di riposo sull’estensione
della vita a fatica.
137
Bitume
PG64-16 (O)
ΔG%(σ) [%]
Tempo di
riposo
1/3 DERmax
2/3 DERmax
DERmax
50% G0
30 min
95.9
54.5
29.3
14.6
60 min
138.2
58.8
30.7
19.3
100 min
138.8
77.9
36.3
23.1
60 min
88.5
69.3
33.6
20.8
100 min.
109.2
94.2
36.7
23.6
200 min
112.3
96.7
54.1
31.4
100 min
98.2
99.1
49.4
48.1
200 min
136.5
111.2
60.6
49.9
360 min
140.8
118.2
78.9
61.4
PG76-22 (O)
140 min
-
-
63.7
93.7
PG76-22 (P)
390 min
-
-
42.1
98.7
PG58-22 (P)
80 min
-
-
34.8
13.3
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
Tabella 4-40 Recupero del modulo complesso ( dati in controllo di tensione).
ΔG%(γ) [%]
Tempo di
riposo
1/3 DERmax
2/3 DERmax
DERmax
50% G0
30 min.
87.7
57.2
26.8
19.6
60 min
107.0
51.9
32.1
22.9
100 min
134.4
78.2
35.0
27.1
60 min
117.5
73.5
35.0
25.1
100 min
107.8
69.8
39.8
31.0
200 min
150.9
90.4
53.6
35.5
100 min
105.7
97.1
57.3
48.6
200 min
132.1
113.1
64.3
56.5
360 min
131.1
127.6
80.3
66.1
PG76-22 (O)
140 min
-
-
77.0
102.5
PG76-22 (P)
390 min
-
-
70.1
111.0
PG58-22 (P)
80 min
-
-
40.1
21.5
Bitume
PG64-16 (O)
PG64-16 (R)
PG64-16 (P)
Tabella 4-41 Recupero del modulo complesso (dati in controllo di deformazione).
138
Se si analizza l’effetto causato dalla presenza dell’elastomero SBS, si può dedurre che
esso induce un evidente recupero ad entrambi i livelli di danneggiamento indagati, seppur
la forte differenziazione esistente al 50% di abbattimento del modulo può essere in parte
affetta dalla differenza di numero di cicli di carico subiti in corrispondenza di tale stadio. La
presenza del polimero pare influenzare, invece, gli effetti che i trattamenti di
invecchiamento inducono nella risposta del materiale. Nel caso del bitume modificato
PG76-22, l’invecchiamento simulato nel materiale tende ad inibire il recupero delle
proprietà meccaniche, risultato opposto a quello osservato per il bitume tal quale PG6416, in cui all’aumentare del grado di invecchiamento si riscontra una maggior crescita.
Quanto detto è meno evidente per il più basso livello di danneggiamento indagato (1/3
DERmax), in cui, analogamente a quanto ipotizzato nel caso dell’analisi in termini di
dilatazione del numero di cicli a fatica, si potrebbe sospettare ad un effetto contrastante
determinato dagli effetti di indurimento sterico, più manifesti nel materiale poco
danneggiato.
Il risultato forse più degno di nota è rappresentato dalla presenza di un numero
considerevole di dati che si distinguono per un valore dell’incremento relativo maggiore al
100%, indice di un recupero che è superiore al danneggiamento precedentemente subito.
Considerando che gli effetti di autoriparazione dello stato fessurativo possono coinvolgere
esclusivamente il recupero del danneggiamento subito dal materiale durante la prima
parte della prova, la rigidezza supplementare guadagnata deve necessariamente essere
attribuita ad altri fenomeni quali quelli di indurimento sterico.
0,01%
250 kPa
21
18
G* [MPa]
15
12
9
6
3
0
0.0E+00
1.0E+05
2.0E+05
3.0E+05
N cicli
4.0E+05
5.0E+05
Figura 4-47 Andamento di una tipica prova di steric hardening.
Nel grafico di figura 4-47, il tipico andamento di una prova di steric hardening è
mostrato in termini di andamento del modulo complesso in funzione del numero di cicli di
carico. La prova può essere scissa in quattro diverse fasi. La prima è caratterizzata dalla
crescita del modulo complesso che si esplica durante i 60 minuti dedicati al
condizionamento del campione alla temperatura di equi-rigidezza, a cui è stata applicata
139
una deformazione tangenziale pari a 0.01% per fini di monitoraggio. Durante la seconda
fase il campione è sollecitato da una tensione oscillatoria di taglio a 250 kPa analoga a
quella applicata nelle prove di autoriparazione prima dell’applicazione del periodo di
riposo, ma, in questo caso, è stato acquisito un solo punto al fine di indurre un
danneggiamento trascurabile e allo stesso tempo perturbare il sistema creando condizioni
analoghe a quelle imposte nelle prove di autoriparazione. Nella terza fase si introduce un
periodo di riposo monitorando la crescita delle proprietà meccaniche nel tempo. Durante
questo intervallo, analogamente a quanto fatto nelle prove precedenti, è applicata una
sollecitazione sufficientemente bassa da non indurre danneggiamento nel campione
(γ=0.01%), per un tempo pari a quello necessario per raggiungere il massimo valore del
DER. Dopodiché il campione è nuovamente sollecitato a 250 kPa fino a rottura.
È interessante osservare come, nonostante il materiale sia stato sottoposto ad un
danneggiamento trascurabile, il modulo durante la fase di riposo segua un andamento
crescente con l’avanzare del tempo. In particolare, eccetto che per il numero di cicli
immediatamente successivi al punto acquisito in controllo di tensione, la curva sembra
seguire l’andamento già anticipato nella fase di condizionamento, nella quale cominciano
a prender luogo gli effetti di indurimento sterico.
Al fine di studiare la cinetica con cui si esplica l’incremento delle proprietà meccaniche
in condizioni di sollecitazione trascurabile, i rami di crescita registrati durante i periodi di
riposo di tutte le prove eseguite su uno stesso materiale sono stati estrapolati dalle curve
di ciascuna prova. Nel grafico di figura 4-48 sono illustrati, a titolo di esempio, i dati
riguardanti il bitume PG76-22 allo stato originale. Il grafico riportante i valori sperimentali
è costruito diagrammando sulle ascisse il numero di cicli (a sollecitazione trascurabile) e
sulle ordinate l’incremento del modulo complesso rispetto al primo valore registrato
nell’intervallo indagato. In particolare nel grafico sono riportate le tre ripetizioni condotte
per ogni livello di danneggiamento, che, nel caso del bitume PG76-22, corrispondono
esclusivamente al raggiungimento del 50% del modulo iniziale (50% G0), del picco della
funzione DER (DERmax) e danneggiamento trascurabile (SH). Le funzioni sono state
interpolate utilizzando il metodo dei minimi quadrati per mezzo della seguente
espressione:
∗
,0.01%- = ∆G ∙ 1 −
∆G,t- = G∗ −G3}
1
eN
4.3
Dove t è il tempo espresso in secondi, α e β sono parametri di interpolazione; ΔG∞
rappresenta l’asintoto a cui ΔG(t) tende a tempo infinito.
È stato interessante notare come i parametri α e β, che definiscono la forma della
curva, si siano mostrati indipendenti dal diverso livello di danneggiamento, che ha parso
influenzare esclusivamente il parametro di scala rappresentato dall’asintoto a tempo
infinito ΔG∞. Assumendo che l’incremento delle proprietà meccaniche nel materiale non
danneggiato, che quindi può essere attribuibile agli effetti di steric hardening, dipenda
esclusivamente dalle proprietà fisico-chimiche della matrice e sia quindi indipendente dal
140
micro-danneggiamento indotto nel materiale, è possibile sottrarre, nelle curve estrapolate
dalle prove di autoriparazione, il guadagno in termini di modulo complesso registrato
durante le prove di steric hardening, nel tentativo di isolare il fenomeno di pura
autoriparazione.
SH
N50
50% G0
DERmax
ΔG∞[1-1/exp(αt)]^β
10
ΔG (t) [MPa]
8
6
4
2
0
0.0E+00 1.0E+03 2.0E+03 3.0E+03 4.0E+03 5.0E+03 6.0E+03 7.0E+03 8.0E+03 9.0E+03
N cicli
Figura 4-48 Dati sperimentali e funzione interpolatrice del recupero.
Bitume
Parametri
Steric
Hardening
1/3
DERmax
2/3
DERmax
DERmax
50% G0
ΔG∞ [MPa]
1.388
1.897
1.922
2.431
3.194
PG64-16 (O)
α
4.05E-05
β
0.325
’
ΔG ∞ [MPa]
0.000
0.509
0.534
1.043
1.806
ΔG∞ [MPa]
1.296
2.272
2.026
2.602
3.538
3.84E-05
α
PG64-16 (R)
0.324
β
’
ΔG ∞ [MPa]
0.000
0.976
0.731
1.307
2.242
ΔG∞ [MPa]
1.198
2.313
2.399
3.254
4.731
2.056
3.533
PG64-16 (P)
’
α
3.67E-05
β
0.262
ΔG ∞ [MPa]
0.000
1.115
1.201
Tabella 4-42 Parametri di interpolazione (PG64-16).
141
Nelle tabelle 4-42 e 4-43 sono riassunti i dati ottenuti per mezzo dell’interpolazione
delle curve sperimentali, a cui è stato aggiunto il parametro ΔG’∞, che rappresenta la
stima del massimo incremento del modulo che il materiale è in grado di esibire, in un
tempo ipoteticamente infinito, per pura autoriparazione dello stato fessurativo.
Dall’analisi basata sulla modellazione delle curve che esprimono la crescita del modulo
complesso si può affermare che, nei bitumi tal quali, l’indurimento attribuibile a fenomeni
sterici si riduce dopo i trattamenti di invecchiamento; mentre la quota parte di crescita a
tempo infinito attribuibile ad autoriparazione dello stato fessurativo aumenta
all’aumentare del livello di invecchiamento subito. Al contrario, nei bitumi modificati con
SBS, gli effetti di indurimento sterico diventano più influenti dopo i processi di
invecchiamento, mentre tende a ridursi la quota parte di incremento delle proprietà
meccaniche attribuibile al “ricucimento delle fessure”. I risultati ottenuti sembrerebbero
confermare le anomalie riscontrate nei dati precedentemente presentati al variare del
livello di danneggiamento. Per il bitume PG64-16, tali risultati ben concordano con
l’ipotesi avanzata di un effetto opposto dell’invecchiamento sui fenomeni di
autoriparazione ed indurimento sterico, che hanno portato a risultati poco chiari nel caso
di bassi livelli di danneggiamento (un terzo del massimo valore del DER). Il fatto che le
tendenze risultino invertite nel caso di presenza di elastomero SBS, rafforza quanto
osservato nell’incremento delle proprietà meccaniche del bitume PG76-22, in cui l’effetto
dell’invecchiamento risulta positivo per bassi livelli di danneggiamento (50% G0) e
negativo per danneggiamento notevolmente superiore (DERmax).
Bitume
Parametri
Steric Hardening
DERmax
50% G0
ΔG∞ [MPa]
1.716
9.339
7.332
PG76-22 (O)
α
2.19E-04
β
0.348
’
ΔG ∞ [MPa]
0.000
7.623
5.616
ΔG∞ [MPa]
2.763
9.933
8.240
PG76-22 (P)
α
7.40E-05
β
0.288
’
ΔG ∞ [MPa]
0.000
7.169
5.477
ΔG∞ [MPa]
0.829
2.595
3.088
PG58-22 (P)
’
α
3.00E-05
β
0.372
ΔG ∞ [MPa]
0.000
1.765
2.259
Tabella 4-43 Parametri di interpolazione (PG58-22; PG76-22).
Un ulteriore risultato di rilievo che l’analisi condotta ha permesso di mettere in luce è
che, se i recuperi del modulo complesso sono depurati dagli effetti attribuibili ai fenomeni
142
di indurimento sterico, tutti i materiali testati nel presente lavoro non sono parsi in grado
di recuperare completamente il danno subito per mezzo di pura autoriparazione dello
stato fessurativo. Quanto detto è evidente dai grafici di figura 4-49 e 4-50, in cui il
massimo recupero di rigidezza stimato a tempo infinito è diagrammato in funzione
dell’abbattimento di rigidezza che il materiale ha subito all’atto dell’applicazione del
periodo di riposo. Più precisamente, in ascisse sono riportati gli abbattimenti di modulo
complesso in MPa calcolati considerando i dati raccolti in condizioni di controllo di
deformazione, coerentemente a quanto acquisito durante i periodi di riposo. In ordinate
sono riportati i valori di recupero ΔG∞, ascrivibili a indurimento sterico ed
autoriparazione, oltre che ΔG∞’, ossia quelli depurati dai fenomeni di indurimento sterico
al fine di isolare gli effetti di autoriparazione.
Nel grafico di figura 4-49 sono presentati i risultati ottenuti per il bitume PG64-16 nei
tre stadi di invecchiamento: originale (O); dopo invecchiamento secondo procedura RTFO
(R) e dopo invecchiamento secondo procedura PAV (P).
Nel grafico la bisettrice rappresenta la condizione di recupero del 100%, che si verifica
quando le proprietà meccaniche sono pari alla caduta del modulo complesso riscontrata
nel campione all’atto dell’applicazione del periodo di riposo. Si può osservare che se si
analizzano le curve tratteggiate, che si riferiscono alla crescita di rigidezza totale, il
materiale per livelli di danneggiamento bassi recupera più di quanto sia stato danneggiato,
come testimoniano i tratti di curva soprastanti la bisettrice. Diversamente, se si analizzano
le curve che si riferiscono al recupero a tempo infinito dello stato fessurativo, in nessuno
dei tre stadi di invecchiamento il materiale è in grado, ai livelli di danneggiamento
indagati, di autoriparare lo stato fessurativo indotto nel campione, dato che esse
giacciono sempre al di sotto della bisettrice del grafico.
È interessante ribadire che, in base a quanto si evince nel grafico, l’invecchiamento nel
bitume tal quale riduce l’incremento delle proprietà meccaniche attribuibile ad
indurimento sterico, come si osserva dal recupero registrato in corrispondenza di un
danneggiamento nullo. Inoltre, esso induce ad un miglioramento della capacità del
materiale di contrastare lo stato fessurativo indotto durante il danneggiamento provocato
dai carichi esterni.
Nel grafico di figura 4-50 sono riepilogati i risultati ottenuti per il bitume modificato
PG76-22 allo stato originale e dopo invecchiamento a lungo termine e per il bitume tal
quale utilizzato come base, il PG58-22, anch’esso dopo trattamento al PAV.
Se si considera l’effetto dell’invecchiamento nel bitume modificato, si evince che gli
effetti di indurimento sterico tendono ad aumentare notevolmente, mentre la capacità di
autoriparare lo stato fessurativo precedentemente indotto appare lievemente inibita. La
presenza dell’elastomero SBS appare inoltre ridurre notevolmente i cambiamenti che si
manifestano nel legante attribuibili all’invecchiamento, se paragonati con quelli riscontrati
nel caso del bitume non modificato PG64-16.
Se si confrontano i risultati ottenuti per il materiale pre- e post-modifica con SBS al
medesimo stato di invecchiamento, si evince che sia gli effetti di indurimento sterico che
143
quelli di autoriparazione sono notevolmente amplificati in presenza della reticolazione
polimerica.
8
ΔG∞' (O)
ΔG∞ (O)
ΔG∞' (R)
ΔG∞ (R)
ΔG∞' (P)
ΔG∞ (P)
ΔG∞, ΔG'∞ [MPa]
7
6
5
4
3
2
1
0
0
1
2
3
4
5
Gi(0,01%) - Gir(0,01%) [MPa]
6
7
8
Figura 4-49 Recuperi a tempo infinito (PG64-16).
ΔG∞' PG58-22 (P)
ΔG∞ PG76-22 (P)
ΔG∞, ΔG'∞ [MPa]
14
ΔG∞ PG58-22 (P)
ΔG∞' PG76-22 (O)
ΔG∞' PG76-22 (P)
ΔG∞ PG76-22 (O)
12
10
8
6
4
2
0
0
2
4
6
8
Gi(0,01%) - Gir(0,01%) [MPa]
10
Figura 4-50 Recuperi a tempo infinito (PG58-22; PG76-22).
144
12
14
Capitolo 5.
Conclusioni
Nel presente lavoro di tesi sono esposti i risultati di un’approfondita indagine reologica,
finalizzata allo studio del comportamento a fatica di leganti bituminosi ad uso stradale.
Il programma sperimentale è stato sviluppato in due diverse fasi. La prima fase si è
focalizzata sull’analisi dei meccanismi di accumulo del danno, valutati per mezzo di prove
di tipo time sweep eseguite in condizioni di equi-rigidezza. In particolare si sono studiati gli
effetti sulla risposta a fatica causati dalla presenza di agenti modificanti di diversa natura e
in dosaggi variabili, oltre che l’influenza del livello di invecchiamento del materiale. La
seconda fase ha previsto l’introduzione di un periodo di riposo nelle prove di
danneggiamento per fatica, con lo scopo di stimare la capacità di recupero del danno
subito. Si è valutata l’influenza che la lunghezza del periodo di riposo, il livello di
danneggiamento, la presenza di un modificante elastomerico e il grado di invecchiamento
esercitano sul fenomeno di autoriparazione dello stato fessurativo.
Dall’analisi delle conseguenze indotte dai trattamenti al RTFO e al PAV sulla risposta
reologica, è stato evidenziato uno spiccato miglioramento della resistenza ai carichi
oscillatori. I materiali testati, a prescindere dalla modifica, hanno esibito un forte
incremento della componente elastica, riconducibile agli effetti di strutturazione
molecolare che si manifestano durante i processi di invecchiamento.
Prendendo in considerazione le informazioni estrapolabili dall’analisi di tipo
energetico, è stato possibile desumere che l’evoluzione della variazione di energia
dissipata che i leganti esibiscono nel processo di accumulo del danno, non è
particolarmente influenzata, né dall’origine del bitume di base, né dal grado di
invecchiamento. Al contrario, la presenza della modifica con SBS ha sottolineato come il
polimero sia in grado di produrre un ampliamento dell’energia dissipata che il legante è in
grado di far variare durante il processo di danneggiamento.
La capacità di resistere ai carichi imposti nella fase di propagazione dello stato
fessurativo, definita in letteratura col temine di “duttilità a fatica”, è parsa
particolarmente sensibile alla presenza del reticolo elastomerico prodotto dalla modifica
con SBS, contrariamente a quanto osservato nel caso degli effetti riconducibili
all’invecchiamento, che, pur migliorando la resistenza a fatica, non inducono ad un
cambiamento sostanziale della duttilità a fatica.
145
La modifica con polverino di gomma ha mostrato influenzare sensibilmente il
comportamento reologico esibito dai leganti, che, già a basse percentuali (5% e 10%), ha
indotto un notevole miglioramento della risposta a fatica. In particolare, nel caso di alte
percentuali di modifica con polverino di gomma (15% e 20%), si sono riscontrati effetti
analoghi, sia nella progressione dei parametri reologici, sia nelle considerazioni di
carattere energetico, a quelli osservati nel caso dei bitumi commerciali modificati hard con
SBS.
Dall’esame delle curve di fatica, è stato possibile ipotizzare che l’impiego di quantitativi
di polverino di gomma dell’ordine del 5% e 10%, possa potenziare la resistenza a fatica
limitando gli effetti di non linearità che si manifestano nelle miscele confezionate con alte
percentuali di modifica. I risultati ottenuti per mezzo dell’approccio energetico
suggeriscono che, analogamente a quanto osservato nel caso di modifica con polimero
SBS, i leganti modificati con polverino di gomma subiscono un incremento della capacità di
variare l’energia dissipata come conseguenza dello stato di sollecitazione interna. In ogni
caso, è stato possibile fare discriminazioni sul processo di accumulo del danno tra i leganti
modificati alle diverse percentuali. Le miscele contenenti basse percentuale di modifica
hanno esibito una minore variazione in energia dissipata prima dell’insorgere dello stadio
di propagazione delle fessure, al contrario di quanto osservato per le miscele
caratterizzate da alte percentuali. Queste considerazioni portano ad affermare che l’inizio
dello stato fessurativo avviene prima quando alte percentuali di polverino sono impiegate;
d’altro canto, all’aumentare della percentuale di modifica con polverino di gomma, il
numero di cicli a cui il legante è in grado di resistere nello stadio di propagazione dello
stato fessurativo aumenta sensibilmente.
I risultati ottenuti dallo studio delle miscele confezionate con bassi quantitativi di
polverino non hanno esibito una significativa dipendenza dalla natura chimico-fisica del
polverino impiegato, contrariamente a quanto osservato alle alte percentuali, in cui, le
differenziazioni nel comportamento reologico sono stati più evidenti, seppur
accompagnate da una minore significatività statistica.
Lo studio incentrato sulla valutazione dei possibili utilizzi di melme di verniciatura
industriale come agenti modificanti di leganti bituminosi ha portato a risultati preliminari
poco promettenti. Dai dati ottenuti dall’analisi del comportamento a fatica, sia seguendo
approcci di tipo tradizionale che di tipo energetico, si osserva una tendenza alla riduzione
della resistenza in presenza di alti contenuti di melme, indipendentemente dal bitume di
base impiegato. In particolare, l’utilizzo delle melme di verniciatura industriale non ha
condotto a variazioni del comportamento reologico comparabili a quelli riscontrati nel
caso di agenti modificanti di natura polimerica, esibendo un effetto principalmente
riempitivo che ha parso promuovere i fenomeni di innesco e propagazione delle cricche.
Nonostante le miscele con alte percentuali di modifica abbiano condotto a risultati
scoraggianti, le basse percentuali lasciano comunque aperte nuove prospettive di lavoro,
atte ad ottimizzare i protocolli di confezionamento, affinché l’impiego nel settore dei
materiali stradali possa rappresentare una possibile soluzione allo smaltimento.
146
La sperimentazione che ha coinvolto l’impiego di nanotubi di carbonio come agenti
modificanti di leganti bituminosi, ha messo in luce le difficoltà correlate allo sfruttamento
delle potenzialità dei nano-materiali nel contesto delle comuni tecnologie impiegate nel
settore dei materiali per pavimentazioni stradali. Più nello specifico, i protocolli di
confezionamento usualmente adottati nel caso di agenti modificanti di tipo tradizionale, si
sono mostrati inadeguati nel caso dei nano-materiali, che necessitano di tecniche di
miscelazione che intensifichino il grado di dispersione delle particelle affinché esplichino le
potenzialità ricercate.
La presunta cattiva dispersione dei nanotubi ha condotto ad un generale
peggioramento della resistenza ai carichi ripetuti rispetto al bitume di base, non
manifestando comunque variazioni nei meccanismi di danneggiamento coinvolti durante il
processo di rottura.
Dall’analisi dei dati raccolti durante il programma sperimentale è stato interessante
notare come il quantitativo corrispondente allo 0.5% in peso di nanotubi rappresenti un
punto critico nel comportamento reologico del materiale. Nello specifico, le miscele hanno
esibito un decadimento della resistenza meccanica fino a percentuali di nanotubi dello
0.5%, mentre le miscele all’1% hanno mostrato, tendenzialmente, una resistenza a fatica
superiore. Quanto osservato all’1%, potrebbe essere riconducibile alla presenza di un
quantitativo sufficientemente alto di nano-particelle da permettere una distribuzione,
oltre che sotto forma di agglomerazioni puntuali, in parte uniforme.
L’influenza che il fenomeno di autoriparazione esercita sul comportamento a fatica è
stata studiata confrontando parametri tradizionalmente adottati in letteratura e con
indicatori di tipo innovativo. In particolare, il recupero nei bitumi tal quali e modificati con
SBS è stato stimato sia in termini di allungamento della vita a fatica, che in termini di
recupero delle proprietà meccaniche.
Dall’analisi dei risultati ottenuti si evince come la capacità di autoriparazione sia
profondamente influenzata sia dalla lunghezza del periodo di riposo applicato, che dal
livello di danneggiamento subito prima della rimozione del carico.
Lo studio dell’effetto del tempo di riposo ha messo in evidenza come il numero di cicli
guadagnati cresca all’aumentare dell’arco di tempo in cui il materiale non è sollecitato,
seppur con una spiccata diminuzione del gradiente di recupero che ben riflette la cinetica
del fenomeno di autoriparazione.
Il livello di danneggiamento subito dal materiale al momento dell’applicazione del
periodo di riposo si è dimostrato essere uno dei parametri più influenti sull’evoluzione del
recupero delle proprietà meccaniche. Nel caso dei bitumi tal quali, si è riscontrata una
diminuzione dell’incremento della vita a fatica all’aumentare del danneggiamento subito.
Al contrario, nei bitumi modificati con SBS, il recupero è aumentato al crescere del livello
di danneggiamento. Questa evidenza può essere ricondotta alla variazione del processo di
danneggiamento che si innesca nel legante in presenza della reticolazione del polimero
SBS, che, sotto l’azione del carico oscillatorio, esibisce gradienti di abbattimento delle
proprietà meccaniche via via inferiori all’aumentare del danno subito.
147
Se si considera l’effetto dell’invecchiamento, risultati opposti possono essere dedotti
dalle prove eseguite sui bitumi tal quali e sui bitumi modificati con elastomero. Nel caso di
bitumi non modificati, i trattamenti di simulazione dei processi di invecchiamento hanno
condotto ad un superiore numero di cicli guadagnati come conseguenza del periodo di
riposo imposto, eccetto che per livelli di danneggiamento decisamente bassi in cui non è
stato possibile individuare una tendenza chiara. Una possibile spiegazione a quanto
osservato nel caso di bassi livelli di danneggiamento, potrebbe constare nel fatto che,
quando il danneggiamento subito non è considerevole ed un sufficiente tempo di riposo è
fornito, gli effetti di steric hardening possano essere prevalenti rispetto alla pura
autoriparazione. Nel caso di bitume modificato con SBS l’invecchiamento ha provocato
una riduzione del numero di cicli recuperati a prescindere dal livello di danneggiamento,
evidenziando come la presenza del reticolo polimerico abbia influenzato gli effetti che i
processi di invecchiamento inducono nelle caratteristiche chimico-fisiche dei leganti
bituminosi.
Dal confronto tra il legante modificato con SBS e il bitume usato come base dello
stesso, si evince come la presenza del polimero elastomerico provochi un aumento nel
numero di cicli a fatica recuperati in tutti i livelli di danneggiamento indagati.
Lo studio dell’incremento delle proprietà meccaniche durante i periodi di riposo, ha
posto in evidenza l’importanza che i fenomeni di steric hardening assumono in condizioni
isoterme. Quanto detto scaturisce dalle numerose osservazioni in cui il recupero in termini
di modulo complesso è risultato ampiamente superiore alla perdita subita durante il
precedente stadio di danneggiamento per fatica.
Dall’analisi basata sulla modellazione delle curve che esprimono la crescita del modulo
complesso si può affermare che, nei bitumi tal quali, l’indurimento attribuibile a fenomeni
sterici si riduce dopo i trattamenti di invecchiamento; al contrario, nei bitumi modificati
con SBS, gli effetti di indurimento sterico diventano più influenti dopo i processi di
invecchiamento, risultati che sembrerebbero confermare e giustificare le anomalie
riscontrate per prove condotte a bassi livelli di danneggiamento. La presenza di
elastomero SBS, ha inoltre mostrato inibire le differenziazioni riscontrate a seguito dei
processi di invecchiamento, se paragonate a quelle manifestate in assenza di modifica.
Un ulteriore risultato di rilievo che l’analisi condotta ha permesso di evidenziare è che,
se i recuperi del modulo complesso sono depurati dagli effetti attribuibili ai fenomeni di
indurimento sterico, i materiali testati non sono parsi in grado di recuperare
completamente il danno subito per mezzo di pura autoriparazione dello stato fessurativo.
È stato quindi possibile estrapolare una quota parte di danneggiamento reversibile, che
può quindi essere recuperata durante i periodi di riposo, ed una quota parte irreversibile,
che tende a diventare predominante all’aumentare del danno subito dal materiale.
148
Bibliografia
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
Shell Bitumen, “The Shell Bitumen Handbook”, Surrey, 1991.
A. Girelli, “Petrolio: grezzo, raffinazione, prodotti”, Tamburini editore, 1969.
E. Santagata, “Manuale dei materiali per l’ingegneria civile”, McGraw-Hill, 1998,
pp. 879-894.
G. Centolani, “Manuale delle pavimentazioni bituminose”, Unione Petrolifera e
Touring club italiano, Milano, 1966.
A. Sӧrensen, B. Wichert, “Asphalt and Bitumen”, Ullmann’s Encyclopedia of Industrial
Chemistry, vol. 4, Wiley-VCH, 2012.
J.M. Illston, P.L.J. Domone, “Construction Materials: their Nature and Behaviour”,
Taylor & Francis, 2001.
th
J.G. Speight, “Asphalt”, Kirk-Othmer Encyclopedia of Chemical Technology, 4
edition, vol.3, John Wiley & Sons, 1992.
K. Baginska, I. Gawel, “Effect of Origin and Technology on the chemical composition
and colloidal stability of bitumens” Fuel Processing Technology, vol. 85, 2004.
D. Lesueur, “The Colloidal Structure of Bitumen: Consequences on the Rheology and
on the Mechanisms of Bitumen Modification”, Advances in Colloid and Interface
Science, vol. 145, 2009.
J.F. Branthaver, J.C. Petersen, R.E. Robertson, J.J. Duvall, S.S. Kim, P.M. Harnsberger,
T. Mill, E.K. Ensley, F.A. Barbour, J.F.Schabron, “Binder Characterization and
Evaluation. Volume 2: Chemistry”, Strategic Highway Research Program A-368, 1993.
D. Lo Presti, “Rheology and Curing of Tyre Rubber Modified Bitumen”,Università degli
Studi di Palermo, 2001.
A. Montepara, F. Giuliani, “L’Invecchiamento Primario dei Bitumi Stradali: Analisi
Sperimentale sulle Proporzioni e sulla Evoluzione Chimica dei Gruppi Costituenti”,
Atti Convegni SIIV, 1998.
R.E. Robertson, “Chemical properties of asphalts and their relationship to pavement
performance”, SHRP-A/UWP-91-510, Strategic Highway Research Program, National
Research Council, Washington, D.C., 1991.
J.C. Petersen, R.E. Robertson, J.F. Branthaver, P.M. Harnsberger, J.J. Duvall, S.S. Kim,
D.A. Anderson, D.W. Christiansen and H.U. Bahia, “Binder Characterization and
Evaluation: Volume 1”, SHRP A-367 Report, Strategic Highway Research Program,
National Research Council, Washington, D.C., 1994.
H.U. Bahia, D.A.A. Anderson, “Glass Transition Behaviour and Physical Hardening of
Asphalt Binders” Proc., Asphalt Paving Technologists, vol. 62, 1993.
149
16. J. F. Masson, P. Collins, G. Polomark, Steric Hardening and the Ordering of
Asphaltenes in Bitumen, Energy and Fuels, 2005, vol. 19, No. 1 (pp.120-122).
17. J.M. Krishnan, K.R. Rajagopal, “Review of the Uses and Modeling of Bitumen from
Ancient to Modern Times”, Applied Mechanics Reviews, vol. 56, n. 2, 2003.
18. Asphalt Institute, “Asphalt Binder Testing: Tecnician’s Manual for Specification
Testing of Asphalt Binders”, 2007.
19. K. Baginska, I. Gawel, “Effect of Origin and Technology on the Chemical Composition
and Colloid Stability of Bitumens”, Fuel Processing Technology, vol. 85, 2004.
20. X. Lu, U. Isacsson, “Effect of Ageing on Bitumen Chemistry end Rheology”,
Construction and Building Materials, vol. 16, 2002.
21. D. Mastrofini, M. Scarsella, “The Application of Rheology to the Evaluation of
Bitumen Ageing”, Fuel, vol. 79, 2000.
22. G.D. Airey, “Rheological Properties of Styrene Butadiene Styrene Polymer Modified
Road Bitumens”, Fuel, vol. 82, 2003.
23. G. Polacco, J. Stastna, D. Biondi, L. Zanzotto, “Relation Between Polymer Architecture
and non-Linear Viscoelastic Behaviour of Modified Asphalts”, Current Opinion in
Colloid & Interface Science, vol. 11, 2006.
24. D. Biondi, G. Polacco, “I bitumi modificati con polimeri”, AIM Magazine, vol. 59, n. 12.
25. S. Ravaioli, “Il Bitume Modificato: la Strada Giusta”, GPM, 2009.
26. J. Stastna, L. Zanzotto, O.J. Vacin, “Viscosity Function in Polymer-Modified Asphalts”,
Journal of Colloid and Interface Science, vol. 259, 2003.
27. B. Sengoz, G. Isikyakar, “Evaluation of Properties and Microstructure of SBS and EVA
Polymer Modified Bitumen”, Construction and Building Materials, vol. 22, 2008.
28. X. Lu, U. Isacsson, “Modification of Road Bitumens with Thermoplastic Polymers”,
Polymer Testing, vol. 20, 2001.
29. A. Zupančič, M. Žumer, “Rheological Examination of Temperature Dependence of
Conventional and Polymer-Modified Road Bitumens”, The Canadian Journal of
Chemical Engineering, vol. 80 , 2002.
30. Y. Ruan, R. Davison, C. J. Glover, “The Effect of Long-Term Oxidation on the
Rheological Properties of Polymer Modified Asphalts”, Fuel, vol. 82, 2003.
31. S. Wu, L. Pang, L. Mo, Y. Chen, G. Zhu, “Influence of Aging on the Evolution of
Structure, Morphology and Rheology of Base and SBS Modified Bitumen”,
Construction and Building Materials, vol. 23, 2009.
32. ASTM, "Standard Specification for Asphalt-Rubber Binder", ASTM D6114 /D6114M,
2009.
33. I. Widyatmoko, R. Elliott, "A Review of The Use of Crumb Rubber Modified Asphalt
Worldwide", WRAP project TYR032, 2008.
34. M.A. Hetzman "State of the Practice - Design and Construction of Asphalt Paving
Materials with Crumb Rubber Modifier", report No. FHWA-SA-92-022, 1992.
150
35. R.G. Hicks, J.R. Lundy, R.B. Leahy; D. Hanson; J. Epps "Crumb Rubber Modifiers (CRM)
in Asphalt Pavements: Summary of Practices in Arizona, California and Florida",
report No. FHWA-SA-95-056, 1995.
36. J. Oliver, “The Use Of Recycled Crumb Rubber” APRG Technical Note 10, 1999.
37. E.A. Hunt, "Crumb Rubber Modified Asphalt Concrete in Oregon", Final Report SPR
355, Oregon Department of Transportation - Federal Highway administration, 2002.
38. OSDOT/FHWA “Crumb Rubber Modifier in Asphalt Pavement” Report No.FP25, 1995.
39. Caltrans "Asphalt Rubber Usage Guide", California Department of Transportation,
2003.
40. R.G. Hicks "Asphalt Rubber Design and Construction Guidelines: Volume Design
Guidelines", report prepared for NCRACTC and the CIWMB, 2002.
41. F.L. Roberts, P.S. Kandhal, E.R. Brown, R.L. Dunning, "Investigation and Evaluation of
Ground Tire Rubber in Hot Mix Asphalt", NCAT Report No. 89-3, 1989.
42. J. Shen; S. Amirkhanian “The Influence of Crumb Rubber Modifier (CRM)
Microstructures on the High Temperature Properties of Crm Binders”, The
International Journal of Pavement Engineering, vol. 6 (4), 2005.
43. Federal Highway Administration "Crumb Rubber Modifier: Design Procedures and
Construction Practices", report No. FHWA-SA-93-011, 1993.
44. E. Engle, M. Mujeeb, E. Gansen, A. Prasetyo, C. Anderson, “Evaluation of Recycled
Rubber in Asphalt Cement Concrete – Field Testing”, Final Report, Iowa Department
of Transportation, 2002.
45. B. Choubane, G.A. Sholar, J.A. Musselman, G.C. Page, "Long Term Performance
Evaluation of Asphalt-Rubber Surface Mixes – State of Florida", Research Report
FL/DOT/SMO/98-431, 1998.
46. S.N. Amirkhanian "Utilization Of Crumb Rubber In Asphaltic Concrete Mixtures –
South Carolina Experience", South Carolina Department of Transportation - Federal
Highway administration, January 2001.
47. S.R. Rebala, C.K. Estakhri, “Laboratory Evaluation of Crumb Rubber Modified
Mixtures Designed Using Txdot Mixture Design Method” Transport Research Record,
No. 1515, 1995.
48. J. Emery, “Evaluation of Rubber Modified Asphalt Demonstration Projects” Transport
Research Record, No. 1515, 1995.
49. A.P. Hagen, R.M. Jones; R.M. Hofener; B.B. Randolph; M.P. Johnson “Characterization
of Asphalt by Solubility Profiles”, Journal of the Association of Asphalt Paving
Technologists, vol. 53, 1984.
50. G.D. Airey, M.M. Rahman, A.C. Collop, “ Absorption of Bitumen into Crumb Rubber
Using the Basket Drainage Method”, The International Journal of Pavement
Engineering, vol. 4 (2), 2003.
51. H.R. Allock, F.W. Lampe, “Contemporary Polymer Chemistry”, Prentice Hall, Second
Edition, 1990.
52. I. Artamendi, H.A. Khalid, “Diffusion Kinetics of Bitumen into Waste Tyre Rubber”,
Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, vol.75, 2006.
151
53. F. Xiao, B.J. Putman, S.N. Amirkhanian, “Laboratory Investigation of Dimensional
Changes of Crumb Rubber Reacting with Asphalt Binder”, Proceeding of Asphalt
Rubber 2006 Conference, 2006.
54. L. Zanzotto, G.J. Kennepohl, “Development of Rubber and Asphalt Binders by
Depolymerization and Devulcanization of Scrap Tires in Asphalt”, Transportation
Research Record: Journal of the Transportation Research Board, vol. 1530, 1996.
55. M.R. Karim, H.Y. Katman, A. Mahrez; M.R. Ibrahim, “Effect of Mixing Type on
Performance of Rubberised Porous Asphalt” Proceedings of the Eastern Asia Society
for Transportation Studies, vol. 5, 2005.
56. G.M. Martínez-González, A. Castro-Agũero, P.A. Quintana-Hernández, G. GonzálezAlatorre, A.J. Castro-Montoya, “Use of Automotive Paint Sludge as Filler in Asphaltic
Mixtures”, Journal of Solid Waste Technology and Management, vol. 25, No. 3.4,
1998.
57. R.K. Bhatia, V.K. Bhatia,A.S. Vishnoi, “Composition and Process for Conversion of
Paint Sludge into Reusable Paint”, WO/2007/072502, 2007.
58. B. Ruffino, D. Dalmazzo, E. Santagata, M.C. Zanetti, “Preliminary Evaluation of The
Potential Use of Paint Sludge in Bituminous Binders”, Thirteenth International Waste
Management and Landfill Symposium, 2011.
59. Sumio Iijima, “Helical Microtubules of Graphitic Carbons”, Nature 354,1991.
60. J.C. Charlier, S. Iijima; L. La Neuve, “Growth mechanisms of carbon nanotubes”,
Topics in Applied Physics 80, 2001.
61. M.S. Dresselhaus, M. Endo, “Relation of Carbon Nanotubes to Other Carbon
Materials”, Topics in Applied Physics 80, 2001.
62. S.G. Louie “Electronic Properties, Junctions and Defects of Carbon Nanotubes”,
Topics in Applied Physics 80, 2001.
63. H. Dai; “Nanotube growth and characterization”, Topics in Applied Physics 80, 2001.
64. P. Pozzati, Teoria e Tecnica delle Strutture”, vol.1 Torino, UTET.
65. P.S. Pell, “Fatigue Characteristics of Bitumen and Bituminous Mixes”, Proceedings of
the International Conference on the Structural Design of Asphalt Pavements, Ann
Arbor, U.S.A., 1962.
66. I.L. Al-Quadi, T. Scarpas, A. Loizos, “Pavement Cracking: Mechanisms, Modeling,
th
Detection, Testing and Case Histories”, Proceedings of the 6 RILEM International
Conference on Cracking in Pavements, Chicago, U.S.A., 2008.
67. T.O. Medani, A.A.A. Molenaar, “Estimation of fatigue characteristics of asphaltic
mixes using simple tests”, Heron 45(3), 2000.
68. K. Majidzadeh, D.V. Ramsamooj, “Mechanistic Approach to the Solution of Cracking
in Pavements: Structural Design of Asphalt Concrete Pavements to Prevent Fatigue
Cracking” Highway Research Board, 1973.
nd
69. Y.H. Huang, “Pavement Analysis and Design”, 2 Edition, Pearson Prentice Hall,
2004.
152
70. K.A. Ghuzlan and S.H. Carpenter, “Energy-Derived, Damage-Based Failure Criterion
for Fatigue Testing”, Transportation Research Record, n. 1723, Transportation
Research Board, Washington, D.C., 2000.
71. M.A. Miner, “Cumulative Damage in Fatigue”, Transactions of the ASME, vol. 67,
1945.
72. W. Van Dijk, W. Visser, “The Energy Approach to Fatigue for Pavement Design”,
Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, vol. 46, 1977.
73. Kim R., H.J. Lee, D.N. Little, “Fatigue Characterization of Asphalt Concrete Using
Viscoelasticity and Continuum Damage Theory”, Journal of the Association of Asphalt
Paving Technologists, vol. 66, 1997.
74. Y.R. Kim, D.N. Little, R.L. Lytton, “Fatigue and Healing Characterization of Asphalt
Mixtures”, Journal of Materials in Civil Engineering, January/February 2003.
75. E.T. Harrigan, R.B. Leahy and J.S. Youtcheff, “The SUPERPAVE mix design system.
Manual of specifications, test methods and practices”, SHRP Report A-379, National
Research Council, Washington D.C., 1994.
76. H.U. Bahia, D.I. Hanson, M. Zeng, H. Zhai, M.A. Khatri, R.M. Anderson
“Characterization of Modified Asphalt Binders in Superpave Mix Design”, Project 9-10
– Report 459 prepared for the National Cooperative Highway Research Program,
Transportation Research Board, National Research Council, Washington D.C., 2001.
77. H.U. Bahia, H. Zhai, K. Bonetti and S. Kose, “Non-Linear Viscoelastic and Fatigue
Properties of Asphalt Binders”, Journal of the Association of Asphalt Paving
Technologists, Vol. 68, 1999.
78. X. Lu, H. Soenen, P. Redelius, “Fatigue and Healing Characteristics of Bitumens
th
Studied Using Dynamic Shear Rheometer”, Proceedings of the 6 International
RILEM Symposium on Performance Testing and Evaluation of Bituminous Materials,
Zurich, Switzerland, 2003.
79. H. Soenen, C. de La Roche, P. Redelius, “Predict Mix Fatigue Tests from Binder
rd
Fatigue Properties, Measured with a DSR”, Proceedings of the 3 Eurasphalt &
Eurobitume Congress, Vienna, Austria, 2004.
80. E. Santagata, G. Chiappinelli, “The Effect of Fibres on the Rheological and Failure
Properties of Bituminous Mastics and Mixtures”, Proceedings of the 3rd International
Conference “Bituminous Mixtures and Pavements”, Thessaloniki, Greece, 2002.
81. M. Bocci, F. Cardone, G. Cerni, E. Santagata, “Rheological Characterization of the
th
Fatigue Resistance of Asphalt Binders”, Proceedings of the 10 International
Conference on Asphalt Pavements, Quebec City, Canada, 2006.
82. H. Bahia and R. Delgadillo, “Rational Fatigue Limits for Asphalt Binders Derived from
Pavement Analysis”, Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, vol.
74, 2005.
83. A.C. Pronk, P.C. Hopman, “Energy Dissipation: the Leading Factor to Fatigue”,
Proceedings of the Strategic Highway Research Program: Sharing the Benefits,
London, 1990.
153
84. A.C. Pronk, “Evaluation of the Dissipated Energy Concept for the Interpretation of
Fatigue Measurements in the Crack Initiation Phase”, Road and Hydraulic
Engineering Division, Netherlands, P-DWW-95-001, 1995.
85. E. Santagata, O. Baglieri, D. Dalmazzo, “Experimental Investigation on the Fatigue
Damage Behaviour of Modified Bituminous Binders and Mastics”, Journal of the
Association of Asphalt Paving Technologists, vol. 77, 2008.
86. S.H. Carpenter, S. Shen, “A Dissipated Energy Approach to Study HMA Healing in
Fatigue”, 85th Annual Meeting of the Transportation Research Board, Washington,
D.C., 2006.
87. S. Shen, S.H. Carpenter, “Application of the Dissipated Energy Concept in fatigue
Endurance Limit Testing”, Transportation Research Record, Transportation Research
Board, No. 1929, 2005.
88. S. Shen, G.D. Airey, S.H. Carpenter, H. Huang, “A Dissipated Energy Approach to
Fatigue Evaluation”, Road Materials and Pavement Design, Volume 7, Number 1,
2006.
89. S. Shen, S.H. Carpenter, “Development of an Asphalt Fatigue Model Based on Energy
Principles”, Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, vol. 76, 2007.
90. S. Shen, H.M. Chiu, H. Huang, “Fatigue and Healing in Asphalt Binders”,
Transportation Research Record, Transportation Research Board, No. 1338, 2009.
91. Y.R. Kim, D.N. Little, R.L. Lytton, “Use of Dynamic Mechanical Analysis (DMA) to
Evaluate the Fatigue and Healing Potential of Asphalt Binders in sand Asphalt
Mixtures”, Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, Volume 71,
2002.
92. J. Kim, R. Roque, B. Birgisson, “Interpreting dissipated energy from complex modulus
data”, Road materials and pavement design, vol. 7, n. 2, 2006.
93. B. Kim, R. Roque, “Evaluation of healing property of asphalt mixtures”,
Transportation Research Record, n. 1970 2006.
94. H. Baaj, H Di Benedetto, P. Chaverot, “Effect of Binder Characteristics on Fatigue of
Asphalt Pavement Using an Intrinsic Damage Approach”, Road Materials and
Pavement Design, vol. 6, n. 2, 2005.
95. P. Bazin, J.B. Saunier, “Deformability, fatigue and healing properties of asphalt
mixes”, Proceeding of the Second International Conference on the Structural Design
of Asphalt Pavements, Ann Arbor, Michigan, 1967.
96. F. Bonnaure, A. Huibers, A. Boonders, “Etude en laboratoire de l’influence des temps
de repos sur les caractéristiques de fatigue des enrobes bitumineux”, Revue
Générale des routes et des aérodromes, n. 595, 1983.
97. D.N. Little, S. Prapnnachari,A. Letton, “Investigation of the microstructural
mechanisms of relaxation and fracture healing in asphalt”, approved for public
release, 1993.
98. E. Santagata, O. Baglieri, D. Dalmazzo, L. Tsantilis, “Rheological and Chemical
Investigation on the Damage and Healing Properties of Bituminous Binders”, Journal
of the Association of Asphalt Paving Technologists, vol. 78, 2009.
154
99. D.N. Little, R.L. Lytton, D. Williams, C.W. Chen, Y.R. Kim, “Fundamental Properties of
Asphalt and Modified Asphalt, Volume 1: Microdamage and Microdamage Healing”,
FHWA Research Report 7229, 1998.
100. R.N. Traxler, H.E. Schweyer, “Increase in Viscosity of Asphalt with Time”. Proc Am Soc
Testing Mat, vol. 36 1936.
101. R.N. Traxler, “A Review of the Rheology of Bituminous Materials”. Journal of Colloidal
Science 1947.
102. Y.R. Kim, S.L. Whitmoyer, D.N. Little, “Healing in Asphalt Concrete Pavement: is It
Real?”, Transportation Research Record, n. 1454, 1994.
103. D.Y. Wu, S. Meure, D. Solomon, “Self-healing Polymeric Materials; a Review of
Recent Developments”, Progress in Polymer Science, n. 33, 2008.
104. A. Bhasin, D.N.Little, R. Bommavaram, K. Vasconcelos, “A Framework to Quantify the
Effect of Healing in Bituminous Materials using Material Properties”, Road Materials
and Pavement Design, Volume 9 (Special Issue), 2008.
105. R. Bommavaram, A. Bhasin, D.L. Little, “Determining Iintrinsic Healing Properties of
Asphalt Binders: Role of Dynamic Shear Rheometer”, Transportation Research
Record, n. 2126, 2009.
106. J.-P. Planche, D.A. Anderson, G. Gauthier, Y.M. Le Hir and D. Martin, “Evaluation of
th
Fatigue Properties of Bituminous Binders”, Proceedings of the 6 International
RILEM Symposium on Performance Testing and Evaluation of Bituminous Materials,
Zurich, Switzerland, 2003.
107. D.A. Anderson, Y.M. Le Hir, M.O. Marasteanu, J.P. Planche, D. Martin, G.Gauthier,
“Evaluation of fatigue criteria for asphalt binders”, Transportation Research Record,
n. 1776. 2000.
108. www.anton-paar.com
109. American Standard AASHTO T 240, “Effect of Heat and Air on a Moving Film of
Asphalt Binder (Rolling Thin-Film Oven Test), 2009.
110. American Standard AASHTO R 28, “Accelerated Aging of Asphalt Binder Using a
Pressurized Ageing Vessel (PAV)”, 2009.
111. M.C. Zanetti, S. Fiore, B. Ruffino, E. Santagata, “End of Life Tyre: Crumb Rubber
Physical and Chemical Characterization for Reuse in Paving Applicatios”, Thirteenth
International Waste Management and Landfill Symposium, 2011.
112. T.R. Clyne, M.O. Marasteanu, “Inventory of Properties of Minnesota Certified Asphalt
Binders”, Minnesota Department of Transportation Research Services Section, 2004.
155

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