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Trabalho V-48 V JORNADAS LUSO-BRASILEIRAS

DE PAVIMENTOS: POLÍTICAS E TECNOLOGIAS RECIFE – PE - BRASIL● 5-7 DE JULHO DE 2006

ANÁLISE DO COMPORTAMENTO MECÂNICO DE MISTURAS ASFÁLTICAS COM RESÍDUO PROCESSADO DA CONSTRUÇÃO CIVIL

Fotografia Autor 1

30 mm

× 40 mm

Fotografia

Autor 3

30 mm ×

40 mm

FROTA, C.A. Pós-Doutor UFAM Manaus/Brasil

MELO, D.M. Graduando Eng. Civil UFAM Manaus/Brasil

NUNES, F.R.G. Engº. Civil Mestrando UFAM Manaus/Brasil

SUMÁRIO Visando uma solução técnica para a escassez de agregados pétreos na região Amazônica, o presente trabalho analisa o comportamento de misturas asfálticas compostas integralmente por agregados oriundos de entulho reciclado da construção civil. As misturas foram diferenciadas apenas na zona de restrição da Superpave e, dentro de cada grupo, quanto ao envelhecimento simulado em laboratório. O comportamento foi balizado pelos ensaios de creep estático. Observaram-se maiores deformações em misturas passando através da zona de restrição, embora estas tivessem apresentados maiores valores de estabilidades Marshall. 1. INTRODUÇÃO Localizado na região central da bacia sedimentar Amazônica, o município de Manaus convive, como tantos outros municípios da região, com uma profunda escassez de jazidas de material granular. Tal fato onera de maneira singular os custos das obras de engenharia, dentre elas a pavimentação. As rochas sedimentares da região são oriundas da formação Alter do Chão, sendo constituídas por arenitos (principalmente), siltitos e argilitos, datadas do Paleozóico e Cenozóico. São características comuns destas rochas a baixa resistência mecânica e grau de consolidação [1]. O



processo de intemperismo muito intenso colabora com a diminuição do grau de consolidação e forma sobre elas uma camada de solo residual muito espessa, tornando a extração desse material rochoso impraticável economicamente. Assim, a obtenção de material pétreo de boa qualidade trazido de longas distâncias torna o custo da construção de estradas extremamente elevado. Diante deste prisma, profissionais de engenharia civil se vêem obrigados a adotar soluções que, na maioria das vezes, não culminam em pavimentos de qualidade além da agressão ao meio ambiente. Duas soluções são costumeiramente utilizadas: o seixo rolado como material graúdo em misturas do tipo concreto betuminoso usinado a quente (CBUQ) e areia asfalto usinada a quente (AAUQ). Ambas geram pavimentos que não mostram durabilidade desejada, seja pela não presença do material granular ou a utilização de um substituto não adequado, e pelas condições ambientais por demais severas, que aliam altas temperaturas de serviço (por volta de 40°C) a alta taxa de precipitação anual (da ordem de 2.200mm/ano). O problema ambiental causado pela dragagem de leito de rios visando à extração de seixo, aliado à necessidade de desenvolvimento de estradas com maior durabilidade, vem embasando as críticas às práticas locais, solicitando das entidades científicas estudos que tragam alternativas com melhores desempenhos. A literatura técnica vem, nos últimos anos, enfatizando o uso dos rejeitos de demolições e de obras da construção civil como uma solução viável para a questão. Tal recurso também viria a sanar um grave problema dos grandes centros urbanos, que é o gerenciamento de resíduos sólidos, uma vez que a construção civil arca com cerca de 70% destes. O presente trabalho estuda o comportamento de misturas asfálticas (CBUQ), confeccionadas unicamente com o resíduo processado da construção civil, ao serem submetidas: a) ao ensaio de creep, por compressão uniaxial estática, confrontando-se o comportamento de misturas em estado não envelhecido com o daquelas que foram submetidas ao processo de envelhecimento simulado, b) a comparação desses resultados com aqueles obtidos pelo ensaio Marshall. 2. METODOLOGIA 2.1 Ligante O ligante utilizado no presente trabalho foi o cimento asfáltico de petróleo (CAP), fornecido pela Refinaria Isaac Sabbá (REMAN) da empresa Petróleo Brasileiro S.A (Petrobrás). Este ligante é empregado na construção das vias públicas no município de Manaus-AM. Conforme análise de suas características, constantes na Tabela 1, pode-se classificá-lo como CAP 20 (viscosidade) ou CAP 50/60 (penetração).



Tabela 1 - Resultados dos ensaios de caracterização do CAP. Características Método Especificação Resultado Unidade

Viscosidade Absoluta a 60°C D 2171 2000 a 3500 2100 p

Viscosidade Saybolt Furol a 135°C D 2161 120 mín 189,8 s

Viscosidade Saybolt Furol a 177°C D 2161 30 a 150 35,5 s

Penetração D 5 50 mín 52 0,1mm Ponto de Fulgor D 92 235 mín 301 °C Densidade Relativa a 20/4°C D 70 0,9990 mín 1,011 g/cm³

Ponto de Amolecimento D 36 - 51,5 °C

FONTE: Laboratório da Refinaria Isaac Sabbá (REMAN). 2.2 Agregados Os rejeitos gerados pelos processos construtivos e demolições são responsáveis por grande parte dos resíduos sólidos produzidos diariamente nos grandes centros urbanos. Razões fundamentais para essa questão são as falhas gerenciais adotadas, baixa produtividade e perdas de tempo e de material. Juntos esses fatores ilustram um quadro de 30% de perdas e desperdícios [2]. Algumas empresas já adotam políticas para modificar esta realidade. Uma das soluções adotadas é a reutilização do entulho gerado em seus canteiros de obra, tratando-o como um agregado e não mais como lixo, após processamento do mesmo. Tal fato é muito positivo tendo em vista que o entulho compõe entre 50 a 80% de todo o resíduo sólido gerado nos grandes pólos urbanos. O uso do entulho no concreto de cimento portland tem levado à obtenção de resistências comparáveis àquelas apresentadas por materiais tradicionais [2]. Outro ponto fundamental da reciclagem é a queda nos custos. De uma maneira geral os números indicam uma economia de 75% em relação ao rejeito em aterros sanitários, e 70% em relação ao custo final na obtenção de agregados. O resíduo usado nesta pesquisa foi selecionado de material de demolição, descartado os componentes cerâmicos e vítreos, além de ferro e gesso. Ensaios de caracterização foram realizados com esse material segundo a normalização brasileira vigente. A Tabela 2, abaixo, trás consigo os valores obtidos e as normas que nortearam os experimentos.



Tabela 2 - Caracterização do resíduo processado da construção civil

Características Método

Especificação

(DNIT-ES 313/97)

Entulho Britado

Densidade Relativa Aparente NBR 7251 - 1,340kg/dm³ Densidade Relativa Real NBR 9776 - 2,350g/cm³ Absorção NBR 9937 - 11% Abrasão “Los Angeles” NBR 6465 Máx. 40% 40%

Conforme se observa na citada tabela, o entulho encontra-se no limite superior da resistência à abrasão “Los Angeles” [3], necessitando de ensaios de resistência da mistura que corroborem sua utilização. Estudos desenvolvidos no Laboratório de Mecânica dos Solos da Universidade Federal do Amazonas vêm demonstrando que este material possui características que viabilizam a substituição do seixo na composição de misturas asfálticas [4]. Embora o seixo possua uma resistência mecânica à abrasão “Los Angeles” superior a do entulho, sua forma e a sua textura afetam de forma negativa o conjunto da mistura. Sua forma arredondada e a superfície lisa das partículas reduzem significativamente a resistência ao cisalhamento interno no esqueleto estrutural da mistura. O entulho britado, em contrapartida, possui forma irregular, com cantos angulosos, o que contribui para um melhor intertravamento das partículas na mistura. Pode-se observar a diferença visual desses materiais na Figura 1 abaixo.

Figura 1: Aspecto visual do seixo rolado dragado de rios (à esquerda) e do entulho britado (à direita).

2.3 Dosagem das misturas Objetivando-se um melhor entendimento do comportamento do entulho britado, como agregado nas misturas asfálticas desta pesquisa, foram escolhidas composições usando unicamente este material. As porções retidas em cada peneira foram devidamente fracionadas,



de modo a se obter as faixas granulométricas escolhidas para estudo, como também um maior controle do material utilizado, resultando na obtenção de um máximo desempenho do mesmo. Optou-se por realizar as dosagens segundo delineiam as especificações da Superpave, oriundas do Strategic Highway Research Program (SHRP). Estes documentos sugerem a análise de características tais como: angulosidade e graduação dos agregados a serem utilizados em misturas asfálticas. Da graduação do agregado graúdo é possível se obter a linha de máxima densidade, dada pelo diâmetro máximo deste agregado. É orientado, também, que a composição dos agregados esteja o mais próximo possível desta linha, de modo a se obter a maior densidade de empacotamento dos agregados. Dessa linha obtêm-se pontos de controle superiores e inferiores, que limitam uma região dentro da qual é desejável que a composição se mantenha. Tem-se, também, a chamada zona de restrição localizada na porção miúda do agregado. As especificações sugerem ainda que a curva granulométrica passe fora desta zona, preferencialmente por baixo dela, de modo a se diminuir a quantidade de finos na composição. Para o resíduo britado em análise o diâmetro máximo foi de 19,10mm, situando-se na zona entre as peneiras de abertura 0,30cm a 2,36cm. Durante a escolha das faixas, resolveu-se diferenciar as misturas unicamente na zona de restrição, totalizando três composições: a primeira passando acima da zona de restrição (Mistura 1); a segunda passando abaixo da mesma (Mistura 2); a terceira, a despeito das especificações, passando através dessa zona (Mistura 3). Na Tabela 3 e na Figura 2 apresentam-se as faixas utilizadas. Na tabela destaca-se a zona de restrição.

Tabela 3 - Composição granulométrica das misturas. Peneiras Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3

Nº. Abertura (mm) % Pass. % Ret. % Pass. % Ret. % Pass. % Ret. 2” 50,800 100,00 0,00 100,00 0,00 100,00 0,00

1,5” 38,100 100,00 0,00 100,00 0,00 100,00 0,00 1” 25,400 100,00 0,00 100,00 0,00 100,00 0,00

0,75” 19,050 99,15 0,85 99,15 0,85 99,15 0,85 0,5” 12,700 74,37 24,78 74,37 24,78 74,37 24,78

0,38” 9,530 59,81 14,56 59,81 14,56 59,81 14,56 Nº 4 4,750 39,55 20,26 39,55 20,26 39,55 20,26 Nº 8 2,360 37,88 1,67 30,00 9,55 35,00 4,55

Nº 10 2,000 37,62 0,26 28,00 2,00 34,60 0,40 Nº 16 1,180 30,60 7,02 20,00 8,00 24,80 9,80 Nº 30 0,600 23,60 7,00 13,00 7,00 19,70 5,10 Nº 40 0,420 18,89 4,71 10,00 3,00 17,00 2,70 Nº 50 0,300 14,19 4,70 8,00 2,00 14,19 2,81 Nº 80 0,170 9,08 5,11 6,00 2,00 9,08 5,11

Nº 100 0,150 8,28 0,80 5,00 1,00 8,28 0,80 Nº 200 0,075 5,21 3,07 4,00 1,00 5,21 3,07



Figura 2: Curva Granulométrica das Misturas. A literatura técnica vem questionando de maneira maciça essas orientações. Alguns autores salientam que algumas misturas apresentam maiores resistências às deformações permanentes quando passam acima e, até mesmo, através da zona de restrição [6]. Alguns estudos laboratoriais sugerem, ainda, não haver relações entre a zona de restrição, definida pela Superpave, com a performance das misturas asfálticas quanto à ruptura ou mesmo à fadiga [7]. Em alguns casos, para agregados com boa angulosidade, foram observados melhores comportamentos mecânicos de misturas passando através da zona de restrição em relação àquelas que passavam acima ou mesmo abaixo da mesma [8]. Nos procedimentos experimentais os corpos de prova das três misturas foram moldados considerando-se uma energia de compactação condizente ao tráfego pesado [9]. Utilizou-se teor de ligante de 8% em todas as misturas, e a densidade máxima teórica considerada nos cálculos dos índices físicos foi obtida por meio de ensaio.



A Figura 3, abaixo, apresenta os índices físicos para cada corpo-de-prova: índice de vazios (Vv), Vazios Cheios com Betume (VCB), Vazios do Agregado Mineral (VAM) e Relação Betume Vazios (RBV).

Figura 3: Índices físicos das misturas. Conforme dados constantes na Figura 3, pode-se considerar que os corpos-de-prova das três misturas possuem os mesmos índices físicos, dado a diferença relativamente pequena nos dados colhidos dos mesmos. Tal observação é importante tendo em vista que os resultados das análises mecânicas das três diferentes misturas podem se restringir à natureza de suas curvas granulométricas. 2.4 Envelhecimento das misturas asfálticas Diante das adversidades climáticas às quais os pavimentos estão sujeitos no dia-a-dia da região Amazônica, não diferentemente das regiões de clima tropical equatorial, sua vida útil fica prejudicada. As altas temperaturas a que estão sujeitos os pavimentos quando associadas às altas taxas de precipitação anual colaboram para um período médio de vida muito curto.



Torna-se necessário, dessa maneira, entender o comportamento das misturas não só quando são solicitadas por cargas de projeto, mas também quando o seu desempenho é alterado após sofrer o processo de envelhecimento. Por esse processo entendem-se como variações sofridas pelas misturas asfálticas, que colaboram com a sua susceptibilidade, à degradação e, em conseqüência, ao efeito da umidade na estrutura [10], o aumento da rigidez e da fragilidade, Esse processo, a principio, pode parecer benéfico, uma vez que o ganho de rigidez combate a formação de trilhas de roda, dada a melhor distribuição dos carregamentos, minimizando as deformações permanentes. Todavia, revestimentos muito rígidos são mais frágeis e quebradiços, propensos à formação de trincas, diminuindo a resistência aos efeitos da água e da umidade, reduzindo portanto significativamente seu tempo de vida [11]. A literatura técnica atual entende o envelhecimento de misturas asfálticas ocorrendo em duas fases bem distintas. A primeira delas ocorre quando a mistura se encontra em estado solto, antes de ser compactada. Neste instante ela se encontra mais susceptível à ação do oxigênio do ar, facilitando a oxidação do ligante, tornando-o mais viscoso [12], conjuntamente à perda de componentes voláteis. A esta fase costuma-se dar o nome de envelhecimento a curto prazo. A segunda fase do envelhecimento dá-se em campo, a partir da mistura compactada, ao longo de sua vida de trabalho, quando o revestimento passa a sofrer ação das condições climáticas locais. Por esta razão costuma-se chamar de envelhecimento a longo prazo. A ação da radiação ultravioleta da luz é relatada como um fator crucial na modificação das características do ligante, em especial na superfície do revestimento [13]. Outro fator dessa fase é perda dos componentes oleosos, por absorção do agregado, mais significativo em asfaltos muito voláteis e agregados com altas taxas de absorção. Há controvérsias quanto a melhor forma de se realizar procedimentos laboratoriais que simulem cada uma das fases citadas acima, principalmente a de longo prazo. Há algum tempo os corpos-de-prova eram submetidos às ações climáticas por longos intervalos de tempo, de 1 dia a 730 dias [14] ou de 1 até 4 anos [15]. Apesar de trazerem resultados mais próximos da realidade, havia o inconveniente da longa espera, e a necessidade de se moldar um número muito grande de corpos de prova. Tentou-se uma forma de acelerar o envelhecimento por meio dos ensaios a altas temperaturas. Contudo, os mecanismos de envelhecimento nas temperaturas de operação dos pavimentos (abaixo dos 60°C) são diferentes daqueles que ocorrem nas altas temperaturas, acima de 100°C, dos ensaios acelerados [16]. O que levava a resultados inconsistentes com o comportamento em campo. Para as análises deste trabalho foi utilizado o processo de envelhecimento de mistura compactada, em estufa a 60°C, sem ventilação, na pressão atmosférica. Esse procedimento não é capaz de predizer o tempo relativo ao envelhecimento em campo. Contudo, o objetivo essencial foi o de observar o ganho de resistência oferecido pelo envelhecimento, não se pretendendo gerar correlações com tempo de envelhecimento real. Foram escolhidos os tempos de envelhecimentos de 0h (condição de não envelhecimento), 2h, 4h, 8h, 12h e 24h, sendo moldados corpos-de-prova para cada um desses tempos.



2.5 Ensaio de fluência por compressão uniaxial estática O parâmetro delineador do comportamento das misturas asfálticas utilizado foi o ensaio de fluência por compressão uniaxial estática (creep estático). Nele, faz-se uso da função fluência, D(t), que é a razão entre a deformação variável com o tempo, ε(t), e a tensão inicial aplicada, σ:

Este tipo de ensaio esboça de maneira simples, porém eficaz, o comportamento dos corpos quando submetidos à ação de uma carga constante ao longo do tempo. Para materiais perfeitamente elásticos, espera-se que, logo que a carga seja aplicada (fase de carregamento), atinja-se um patamar máximo, e nele permaneça até que a carga seja aliviada (fase de descarregamento). Quando ocorre o alívio, o patamar imediatamente se anula, não apresentando deformações residuais. Todavia, o comportamento dos pavimentos não pode ser entendido de maneira satisfatória pela Teoria da Elasticidade. Considerando-os conforme a Teoria da Viscoelasticidade, teríamos um comportamento mais próximo da realidade. Os corpos de prova de natureza viscoelástica, ao serem submetidos ao carregamento, sofreriam grandes deformações nos momentos iniciais, sendo que a taxa de deformação, dada pela declividade da curva da função fluência, decresceria com o tempo [17]. O limite, na teoria, seria quando o gráfico atingisse uma declividade nula. Para o descarregamento o princípio é o mesmo. A taxa de recuperação é muito alta nos instantes iniciais, e torna-se cada vez menor com o tempo. Contudo, a recuperação não é total, mantendo uma deformação permanente residual.

Figura 4: Comportamento mecânico de corpos viscoelásticos quando submetidos a

carregamento constante ao longo do tempo.

Julga-se que a fase inicial seja composta por deformações elásticas. Nela, os vazios que compõem o corpo são comprimidos. Quando o corpo adquire rigidez, em função do

σε )()( ttD =



envelhecimento, por exemplo, essa fase inicial é menor, possuindo coeficiente angular maior, tendo em vista a maior viscosidade do ligante, que dificulta o movimento relativo de aproximação das partículas, e conseqüente diminuição dos vazios. Para a segunda fase de carregamento, têm-se as deformações decorrentes das forças cisalhantes por conta do atrito entre as partículas. Para os corpos envelhecidos, o ligante mais viscoso tende a, mais uma vez, impedir o movimento relativo destas partículas. Esta fase, para a situação mais rígida, é atingida em valores de fluência mais baixos. Em agregados de superfície rugosa, a interconectividade gerada pelas irregularidades na superfície tende a deformações menores. Para os procedimentos experimentais foi utilizada a prensa destinada ao ensaio de adensamento, uma vez que a mesma cumpre satisfatoriamente o intuito de manter constante a tensão nas faces superior e inferior do corpo de prova [18], conforme mostra a Figura 6. As medições das deformações foram realizadas por meio de dispositivo LVDT (linear variable differential transducers), com precisão de 0,01mm, conectado a um dispositivo digital de coleta de dados, possibilitando aquisições em intervalos de 1s. Esse intervalo de tempo muito curto é de suma importância para as primeiras medições, dada à variação muito rápida das mesmas nos primeiros minutos do experimento. A tensão escolhida para ensaio foi de 0,30MPa, abaixo das pressões usuais de enchimentos de pneus. Para a escolha desse valor levou-se em consideração que os ensaios estáticos de carregamento configuram-se dentro do comportamento linear, quando submetidos a cargas mais baixas que as utilizadas em ensaios de trilha de roda [19]. A temperatura de ensaio foi de 27°C. Observaram-se nos ensaios iniciais, que a declividade das curvas de creep é próxima de valores nulos após um tempo muito grande de carregamento. Optou-se, dessa maneira, por restringir o tempo de ensaio para cinco horas, sendo as quatro horas iniciais para o carregamento e a hora final para o descarregamento. 3. ANÁLISE E DISCUSSÃO DOS RESULTADOS Conforme estabelecido anteriormente realizaram-se ensaios de fluência por compressão uniaxial estática nas misturas 1, 2 e 3, submetidas e não submetidas ao envelhecimento em estufa sem recirculação de ar, a 60°C. As curvas se mostraram mais diferenciadas para os tempos de envelhecimento mais longos, escolhendo-se por restringir as análises aos tempos de envelhecimento de 0h, 8h e 24h. A Figura 5 trás os gráficos obtidos para as Misturas 1, 2 e 3, respectivamente, comparando-se os tempos de envelhecimento.



Figura 5: Curvas de creep confrontando as idades de envelhecimento dentro dos grupos de misturas.

Conforme se esperava as misturas apresentaram um aumento de rigidez para os tempos maiores de envelhecimento. Observa-se que as misturas envelhecidas por 24h atingiram a segunda fase de carregamento para deformações menores, quando comparadas àquelas que não sofreram envelhecimento. A perda do material volátil, que compõe o ligante, torna a mistura mais rija, dado que este é o componente principal da fração viscosa. Pelos gráficos as misturas mais “jovens” sofrem maiores deformações permanentes. Contudo, sua fragilidade é bem menor, minimizando a formação das patologias de trincamento. Analisando, ainda, as variações de rigidez para os tempos finais de leitura das três misturas, observa-se que a amostra passando acima da zona de restrição (Mistura 1) apresenta menor susceptibilidade a primeira idade de envelhecimento, fato constatado pela proximidade da curva dessa idade a de “não envelhecimento”. Por outro lado, a mistura passando abaixo da zona de restrição se mostrou mais susceptível, dada a maior proximidade da curva de 8h de envelhecimento a curva de 24h. A justificativa estaria no fato de que composições granulométricas passando abaixo da zona de restrição apresentam uma pequena quantidade de finos, o que poderia colaborar para um aumento no grau de envelhecimento dessas misturas. Compara-se a seguir o comportamento de cada mistura nas idades de 0h, 8h e 24h (Figura 6).



Figura 6: Curvas de creep confrontando as misturas nas idades de envelhecimento.

Conforme ilustrado acima, é possível afirmar-se que as misturas passando acima e abaixo da zona de restrição (Misturas 1 e 2), apresentaram um comportamento semelhante, isto é, mais rígidas que a mistura passando através da referida zona (Mistura 3), uma vez que esta última apresentou maiores deformações. Entende-se que, por apresentarem índices físicos semelhantes, o comportamento das misturas foi diferenciado por conta dos finos que compõem cada uma delas. Pela Tabela 3 foi possível observar que a mistura passando por meio da zona de restrição (Mistura 3) possuía a mesma quantidade de finos que a mistura que passa acima da zona (Mistura 1), e menos que aquela que passa abaixo (Mistura 2). Contudo, as Misturas 1 e 2 possuíam proporções de finos melhores distribuídas que a da Mistura 3. Por conta desta melhor proporcionalidade, os finos das Misturas 1 e 2 podiam ser distribuídos de maneira mais uniforme ao longo dos vazios deixados pela fração graúda (que era idêntica para todas as misturas). Essa melhor distribuição colaborou para que estas duas apresentassem um desempenho mecânico mais favorável. Mais uma vez pela Tabela 3 nota-se que a Mistura 3 possui uma porcentagem de material com diâmetros superiores a 1,18mm e inferiores a 2,00mm, maior que as outras duas misturas, e em quantidade muito superior aos outros diâmetros que compõem sua própria curva. Dessa



maneira é possível supor que são os grãos pertencentes a este intervalo de diâmetros que estão governando o comportamento da Mistura 3. Analisando-se agora o desempenho que seria conseguido em campo, teríamos as Misturas 1 e 2 mais resistentes às deformações permanentes, sendo menor a formação de trilhas de roda. Não obstante o comportamento menos rijo da Mistura 3 tenderia a uma menor possibilidade de formação de trincas por fadiga. As Misturas 2 e 3 foram também submetidas ao ensaio de estabilidade e fluência Marshall. O desempenho obtido para estas duas misturas, em seus tempos de envelhecimento de 0h e 24h, apresenta-se na Tabela 4.

Tabela 4 - Resultado dos ensaios de estabilidade e fluência Marshall.

Mistura Tempo de

envelhecimento (h)

Estabilidade(kN)

Variação (%)

Fluência (mm)

0 9,74 1,85 2 24 10,67 +9,50 1,95 0 10,29 1,90 3 24 10,57 +2,70 1,85

Conforme mostra a Tabela 4 ambas as misturas apresentaram um enrijecimento, dado pelo aumento das estabilidades, por conta do envelhecimento. Esses resultados confirmam as análises apresentadas pelos ensaios de creep. Contudo, comparando-se o comportamento no estado de não envelhecimento das Misturas 2 e 3, tem-se uma situação inversa ao ensaio de creep. A Mistura 3 demonstrou uma maior rigidez à ruptura em relação à 2, muito embora sua susceptibilidade às deformações permanentes seja maior que a da segunda. Tal fato pode ser devido à melhor reestruturação dessa mistura no momento da ruptura. Quando um compósito se encontra no limite da ruptura, suas partículas estabelecem um rearranjo em busca de maior estabilidade, de modo a resistir ao esforço. A esse fenômeno tem-se o chamado enrijecimento (hardening). Ensaios de fluência por compressão uniaxial (creep) são feitos a tensões muito baixas, distantes daquelas causadoras de dano. Para essa situação, não se pode estabelecer conclusões com relação ao hardening de cada uma das misturas. A identificação deste tipo de comportamento só pode ser estabelecida em ensaios destrutivos. No caso do ensaio Marshall observou-se que esse fenômeno se mostrou mais eficiente para a Mistura 3. 4. CONCLUSÕES Da análise dos resultados obtidos, foi possível concluir-se que:



1. O envelhecimento provocou o aumento na rigidez da estrutura das misturas asfálticas, devido à perda de componentes voláteis do ligante. Tal fato tornou-se evidente quando os gráficos de creep apresentaram estabilização do coeficiente angular (segunda fase de carregamento) para menores deformações. Esse fenômeno torna o pavimento mais rijo e susceptível à formação de trincas, situação em que fica mais vulnerável à ação da umidade, portanto reduzindo sua vida útil;

2. Os finos que compõem a Mistura 3, em especial a fração que possui diâmetro de

grãos menores que 2,00mm e maiores que 1,18mm, regem o desempenho da mesma. Essa fração possui uma quantidade maior que as demais, dificultando uma distribuição eficiente dos grãos mais finos, reduzindo o empacotamento destes e diminuindo a resistência mecânica da mistura;

3. As Misturas 1 e 2 possuem grãos finos com proporções uniformes, o que

permite uma melhor distribuição destes grãos, referendando um comportamento mecânico mais rijo que o obtido na Mistura 3;

4. A Mistura 2 apresentou maior susceptibilidade ao envelhecimento, fato

justificado pela menor presença de finos nesta. A Mistura 1, com uma maior quantidade desta fração, apresentou menor grau de envelhecimento.

5. Embora as especificações Superpave recomendem o uso de misturas passando

abaixo da zona de restrição, os resultados demonstraram comportamento semelhante entre uma mistura desta natureza e outra passando acima da mesma zona. Também se observa que uma mistura contida nessa zona possui um desempenho mecânico aceitável quando comparado ao das demais misturas.

6. O ensaio Marshall mostrou, através de um aumento no valor da estabilidade das

misturas, o enrijecimento provocado na estrutura de misturas asfálticas por conta do envelhecimento das mesmas;

7. O ensaio Marshall demonstrou uma maior estabilidade da Mistura 3, no estado

de não envelhecimento o que pode estar relacionado a um ajuste mais eficiente na configuração espacial das partículas da amostra quando da ruptura (hardening).

5. REFERÊNCIAS [1] Bento e Frota, C.A. – “Mapeamento Geotécnico da Área Urbana de Manaus – AM”. III

Simpósio Brasileiro de Cartografia Geotécnica, Florianópolis, SC, Anais, CD-ROM, 1998.



[2] Zoedan, S.E. – “A Utilização do Entulho como Agregado na Confecção do Concreto”. Campinas: Departamento de Saneamento e Meio Ambiente da Faculdade de Engenharia Civil, Universidade Estadual de Campinas. Dissertação (Mestrado), 1997.

[3] DNIT - ES 313/97 Pavimentação – Concreto Betuminoso. Departamento Nacional de Infraestrutura de Transportes, 1997.

[4] Frota, C.A. e Silva, C.P.L. – “Estudo de Misturas Betuminosas com Entulho Reciclado Fracionado e Não-Fracionado”. 35a REUNIÃO ANUAL DE PAVIMENTAÇÃO, Rio de Janeiro, Anais. Rio de Janeiro. ABPV. 2004.

[5] SHRP. Superior Performing Asphalt Pavements (Superpave): The Product of SHRP Asphalt Research Program. Superpave Series Nº 2. 1995.

[6] Chowdhury, A. et al. – “Effects of Superpave Restricted Zone on Permanent Deformation”. Report 201-2. Texas Transportation Institute, 2001.

[7] Hand, A. J. e Epps, A. L. – “Impact of Gradation Relative to the Superpave Restricted Zone on HMA Performance”. 80th Annual Meeting of the Transportation Research Board, Washington, D. C., 2000.

[8] Van-de-Ven, M. et al. – “Validation of Some Superpave Design Parameters by Wheel Testing With the Scale Model Mobile Load Simulator”. 8th International Conference on Asphalt Pavements, University of Washington, Seattle, Washington, Vol II, pp. 1245-1256. 1997.

[9] Instituto de Asfalto. Manual de Asfalto. Série do Manual Nº 4, Edição 1989. [10] Greco, J.A.S. – “Avaliação da Influência de Alguns Fatores nas Propriedades Mecânicas

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anÁlise do comportamento mecÂnico de misturas … final/trabalho v-048.pdf · absorção nbr 9937...

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