análise do comportamento mecânico de pavimento ... reforçado com geossintético sob carregamento...
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Lidia Pacheco Miranda
Análise do comportamento mecânico de pavimento reforçado com geossintético sob carregamento cíclico em
modelo físico de verdadeira grandeza
Dissertação de Mestrado
Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio.
Orientadora: Profa. Michéle Dal Toé Casagrande
Co-orientadora: Profa. Laura Maria Goretti da Motta
Rio de Janeiro Março de 2013
2
Lidia Pacheco Miranda
Análise do comportamento mecânico de pavimento reforçado com geossintético sob carregamento cíclico em
modelo físico de verdadeira grandeza
Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil do Centro Técnico Científico da PUC-Rio Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.
Profa. Michéle Dal Toé Casagrande Orientadora
Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio
Profa. Laura Maria Goretti da Motta
Co-orientadora Universidade Federal do Rio de Janeiro/COPPE
Prof. Celso Romanel
Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio
Prof. Alexandre Benetti Parreira Universidade de São Paulo/EESC
Prof. Ben-Hur de Albuquerque e Silva Instituto Militar de Engenharia (IME)/RJ
Prof. José Eugênio Leal
Coordenador Setorial do Centro Técnico Científico - PUC-Rio
Rio de Janeiro, 01 de Março de 2013
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Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução
total ou parcial do trabalho sem autorização da
universidade, do autor e da orientadora.
Lidia Pacheco Miranda
Graduou-se em Engenharia Civil pela Universidade San
Antonio Abad del Cusco (Cusco–Perú) em 2004. Trabalhou
em projetos e obras no Perú no período 2005-2010.
Ingressou no mestrado na Pontifícia Universidade Católica
do Rio de Janeiro em 2011, desenvolvendo dissertação na
linha de pesquisa de Geotecnia Experimental com enfoque
na linha de pavimentos.
Ficha Catalográfica
CDD: 624
Miranda, Lidia Pacheco Análise do comportamento mecânico de pavimento reforçado com geossintético sob carregamento cíclico em modelo físico de verdadeira grandeza / Lidia Pacheco Miranda ; orientadora: Michéle Dal Toé Casagrande ; co-orientadora: Laura Maria Goretti da Motta. – 2013. 199 f. il. (color.) ; 30 cm
Dissertação (mestrado)–Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil, 2013.
Inclui bibliografia
1. Engenharia civil – Teses. 2. Geogrelha. 3. Carregamento cíclico. 4. Pavimento reforçado. 5.
Modelo físico. 6. Verdadeira grandeza. I. Casagrande,
Michéle Dal Toé. II. Motta, Laura Maria Goretti da. III. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Civil. IV. Título.
4
Dedico este trabalho a Deus,
criador e guia de nossas vidas.
Também aos meus pais e a minha família
toda, pelo amor, apoio e por ser parte da minha vida.
5
Agradecimentos
Primeiramente a Deus, por ter me permitido viver essa nova experiência. Como
sempre com você tudo é possível. Obrigada Pai.
Às minhas queridas orientadoras Laura Motta e Michéle Cassagrande, obrigada
pela oportunidade de trabalhar com vocês, sem dúvida alguma foi a melhor
decisão eleger duas pessoas admiráveis que me ensinaram muito durante a etapa
da Dissertação. Obrigada pelo apoio e compressão.
Aos professores da Engenharia Civil da PUC-Rio pelas aulas ditadas e os
conhecimentos transmitidos durante estes dois anos de mestrado.
A todos os amigos e colegas do Laboratório de Geotecnia da COPPE que foram
parte deste trabalho, Mariluce, Álvaro Dêlle, Marcus, Ricardo Gil, Helcio, Bororó,
Sergio, Gloria, Maiara, Juliana, Mauro, Carlinho, Luizão, Roberto, Jaelson,
Verônica, Ana Souza, Mario, Francesco, Gustavo, Alice, Márcia, Salviano,
Eduardo.
Aos grandes amigos Sandra Oda, Thiago, Washington, Allan, Leandro, Rodrigo,
Vera, Cristina, o trabalho foi pesado, mas sem vocês não seria sido possível.
Aos meus queridos pais, Ubaldina e José Augusto, que confiaram e entregaram
sempre tudo por mim, sem vocês não teria chegado onde cheguei.
6
Aos meus tios Rómulo e Julia, que são como os meus segundos pais, aos meus
irmãos Yesica, Dante, Patricia, Rómulo Enrique e Julito, uma família assim, é o
melhor presente que pude ter na vida.
A Angie e ao meu sobrinho querido Emanuel Alejandro.
Ao Alfredo, uma pessoa especial, que foi parte desta etapa da minha vida.
A todos meus amigos do Mestrado e Doutorado, especialmente a minha querida
turma 2011-1, e também a Mirian, Ronald, Jorge, Marle, Ximena, Carlitos,
pessoas admiráveis e inesquecíveis.
A meus queridos amigos Perlita Rosmery, Gary Gary, Paola, por todos os
momentos especiais que vivemos durante este tempo. Obrigada pela amizade,
apoio e confidencialidade.
Ao pessoal do laboratório do Instituto de Pesquisas Rodoviárias IPR do DNIT
pelo apoio no ensaio do CBR.
Ao professor Antônio Carlos Rodrigues Guimarães do IME pelo empréstimo do
equipamento LWD.
À empresa Huesker por ter cedido a geogrelha para o desenvolvimento deste
estudo.
À Rita de Cássia, pelo apoio e informação brindada.
Aos Professores, Celso, Alexandre e Ben-Hur, pela valorada participação na
banca examinadora.
À CAPES e à PUC-Rio, pelos auxílios concedidos, sem os quais este trabalho não
poderia ter sido realizado.
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Resumo
Miranda, Lidia Pacheco; Casagrande, Michéle Dal Toé; Motta, Laura
Maria Goretti. Análise do comportamento mecânico de pavimento
reforçado com geossintético sob carregamento cíclico em modelo físico
de verdadeira grandeza. Rio de Janeiro, 2013. 199 p. Dissertação de
Mestrado. Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade
Católica do Rio de Janeiro.
A busca por soluções geotécnicas que aumentem a vida útil das estruturas
e também possam economizar material natural levou ao desenvolvimento de
produtos conhecidos como geossintéticos. Dentre as várias famílias de
geossintéticos, foram criados elementos que funcionassem como reforço de base-
subleito em pavimentos na condição de subleito muito deformável, denominadas
geogrelhas. O presente trabalho teve o objetivo de analisar o comportamento
mecânico de uma estrutura de pavimento reforçado com geogrelha, submetida à
aplicação de carregamento cíclico e à variação de umidade do material do
subleito. Foi utilizado para o desenvolvimento dos ensaios um modelo físico de
verdadeira grandeza no qual foi construída a estrutura do pavimento composta de
um subleito de 100 cm de espessura e uma camada de base de brita de 20 cm de
espessura. Nesta estrutura analisou-se o efeito da inserção do geossintético como
reforço de camada de base e a variação da umidade do subleito. As medidas
fornecidas pelos transdutores de deslocamentos (LVDTs) foram os parâmetros de
comparação entre a estrutura de pavimento com e sem reforço no decorrer dos
ensaios. Os refletômetros no domínio do tempo (TDRs) monitoraram a variação
da umidade do subleito. A comparação entre os deslocamentos da estrutura
reforçada e não reforçada permitiu determinar a influência do reforço mostrando-
se eficiente na redução dos deslocamentos superficiais verticais. A utilização de
equipamentos portáteis para avaliar o comportamento mecânico do pavimento “in
situ” mostraram ser uma ferramenta recomendável para estudos defletométricos
de forma pontual no pavimento.
Palavras-chave
Geogrelha; carregamento cíclico; pavimento reforçado; modelo físico
verdadeira grandeza.
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Abstract
Miranda, Lidia Pacheco; Casagrande, Michéle Dal Toé (Advisor); Motta,
Laura Maria Goretti (Co-advisor). Analysis of the mechanical behavior of
Geosynthetic-Reinforced Pavement under cyclic loading in a true scale
physical model. Rio de Janeiro, 2013. 199 p. MSc. Dissertation – Departamento
de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.
The search for geotechnical solutions that increase the life time of
structures and can also reduce the use of natural materials carried out to the
development of products known as geosynthetic. Among the various families of
geosynthetics, have been created elements which function as reinforcement of
base-subgrade of pavements when the condition of the subgrade is very
deformable, called geogrids. This study had the objective to analyze the
mechanical behavior of a structure of geogrid reinforced pavement, submitted to
the application of cyclic loading and variation in subgrade layer moisture. It was
used for the development of tests a true scale physical model, in which was built a
structure of pavement composed of a subgrade with 100 cm of thickness and a
gravel layer of 20 cm of thickness. In this structure has been analyzed the effect of
insertion of geogrid like base layer reinforcement and a variation in subgrade
layer moisture. The measures provided by the displacement transducers (LVDTs)
were the parameters of comparison between a structure of pavement with and
without reinforcement during the tests. The Time Domain Reflectometry (TDR)
monitored the variation of moisture from the subgrade. The comparison between
the displacements of reinforced and unreinforced structure allowed determine the
influence of reinforcement showing to be efficient to reduce superficial vertical
displacements. The use of mobile devices to evaluate the mechanical behavior of
the pavement "in situ" proved to be a tool recommended for punctual studies on
pavements.
Keywords
Geogrid; cyclic loading; reinforced pavement; true scale physical model.
9
Sumário
1 Introdução 27
1.1. Justificativa 27
1.2. Objetivo 29
1.3. Estrutura do trabalho 30
2 Revisão Bibliográfica 32
2.1. Mecanismo de ruptura de pavimentos flexíveis 32
2.1.1. Deformação elástica – Ruptura por fadiga 33
2.1.2. Deformação plástica – Afundamento de trilha de roda 37
2.2. Avaliação Estrutural do Pavimento 41
2.3. Retroanálise de Módulos de Resiliência 52
2.4. Distribuição de Tensões e Deslocamentos em Pavimentos 57
2.5. Instrumentação em estruturas de Pavimentos 59
2.6. Utilização de Geossintéticos em Pavimento Flexível 62
2.6.1. Pesquisas desenvolvidas empregando geossintético
como reforço de base 69
2.6.2. Efeitos da geogrelha dentro da estrutura de pavimentos
flexíveis 79
2.7. O fenômeno da capilaridade em pavimentos 83
3 Materiais e Métodos 86
3.1. Considerações iniciais 86
3.2. Materiais Empregados 87
3.2.1. Solo Fino 87
3.2.2. Brita 97
3.2.3. Elemento de reforço da base 104
3.3. Ensaio de Carregamento Cíclico em modelo físico de Grandes
Dimensões 107
3.3.1. Tanque-Teste de Pavimentos 108
10
3.3.2. Estrutura do Pavimento Experimental no Tanque - Teste 109
3.3.3. Sistema de umedecimento e drenagem do tanque 110
3.3.4. Sistema de carregamento cíclico 111
3.3.5. Sistema de instrumentação 114
3.3.5.1. Células de Carga 115
3.3.5.2. LVDT (do inglês – “Linear Variable Differential
Transformer”) 117
3.3.5.3. Refletômetros no domínio do tempo (TDR) 121
3.3.5.4. Tensiômetros de alta capacidade (TAC) 124
3.3.6. Sistema de aquisição de dados 127
3.4. Programa dos ensaios realizados no modelo físico
“Tanque-Teste” 129
3.4.1. Avaliação estrutural, compactação e controle dos materiais 130
3.4.1.1. Avaliação estrutural 130
3.4.1.2. Compactação e controle dos materiais 134
3.5. Medição indireta da sucção do solo através da curva
característica do solo (ou curva de retenção de água) 138
3.5.1. Método do Papel Filtro 139
3.5.2. Obtenção da curva característica com o uso do
Equipamento SWC-150 145
4 Apresentação e análise de Resultados 149
4.1. Considerações iniciais 149
4.2. Ensaio de carregamento cíclico 149
4.2.1. Deslocamentos verticais superficiais sobre o subleito
compactado na umidade ótima 150
4.2.1.1. Ensaio sem a utilização de geogrelha 150
4.2.1.2. Ensaio com a utilização de geogrelha na interface
subleito-base 153
4.2.2. Deslocamentos verticais superficiais após a inundação
do subleito 157
4.2.2.1. Ensaio com a utilização de geogrelha na interface
subleito-base 159
4.2.2.2. Ensaio sem a utilização de geogrelha 161
11
4.2.2.3. Análise comparativa dos deslocamentos verticais
elásticos para o subleito inundado 165
4.2.2.4. Análise comparativa dos deslocamentos verticais
plásticos para o subleito inundado 166
4.3. Análises Complementares 168
4.3.1. Análise das deflexões obtidas pelo LWD (Light Weight
Deflectometer) 168
4.3.1.1. Ensaio sobre a estrutura reforçada na condição do
subleito compactado na umidade ótima 169
4.3.1.2. Ensaio sobre a estrutura reforçada na condição do
subleito inundado 170
4.3.1.3. Ensaio sobre a estrutura não reforçada na condição do
subleito inundado 172
4.3.1.4. Análise comparativa dos ensaios realizados com o
Light Weight Deflectometer (LWD) 173
4.3.2. Análise das leituras das células de carga 176
4.3.3. Variação do Módulo de Resiliência com a umidade 179
4.3.4. Análise das leituras realizadas pelos tensiômetros de alta
capacidade (TAC) 180
4.3.5. Módulos de resiliência obtidos a partir da retroanálise
das bacias de deflexão 185
4.3.6. Relação entre a abertura da malha da geogrelha e o
tamanho médio dos grãos da brita. 187
5 Considerações Finais 189
5.1. Conclusões 189
5.2. Recomendações e sugestões para trabalhos futuros 191
6 Referências Bibliográficas 192
ANEXO 198
12
Lista de Figuras
Figura 2.1- Tensões numa estrutura de pavimento
(Medina e Motta, 2005) ............................................................................ 33
Figura 2.2 – Tipos mais comuns de trincas que se
apresentam no pavimento (Bernucci et al., 2008). ................................... 36
Figura 2.3- Deformações num pavimento flexível (Reis, 2009). ............... 38
Figura 2.4 - Exemplo de deformação permanente em
pavimento asfáltico (Franco, 2007) .......................................................... 39
Figura 2.5–Afundamentos de trilha de roda segundo os
modos 0, 1, 2 e 3 (Malysz, 2009). ............................................................ 40
Figura 2.6 – Rotação das tensões principais provocadas
pela ação da carga de roda (Medina e Motta, 2005). ............................... 45
Figura 2.7 - Equipamento GeoGauge H-4140 da Humbolt
no local do presente estudo sobre a base imprimada. ............................. 47
Figura 2.8 – Esquema de um deflectômetro de impacto
(Fonte Bernucci et al., 2008) .................................................................... 49
Figura 2.9– Equipamento Light Weight Deflectometer
(LWD) do IME, usado neste estudo. ........................................................ 50
Figura 2.10 – Visão geral do equipamento LWD
(Fonte: Reis e Guimarães, 2012) ............................................................. 52
Figura 2.11 – Esquema dos dados necessários para a
retroanálise de pavimento (Fonte: Nóbrega, 2003) .................................. 53
Figura 2.12- Distribuição de tensões (Burmister, 1945
apud Kakuda, 2010) ................................................................................. 59
Figura 2.13 - Tipos de Geotêxteis utilizados em obras
geotécnicas. (a) Geotêxtil não tecido (b) Geotêxtil tecido
(c) Geotêxtil tricortado (CTG - ABINT, 2001)............................................ 63
Figura 2.14 - Geogrelha flexível, utilizada para reforço de
aterros/muros de contenção (CTG – ABINT, 2001) ................................. 64
Figura 2.15 – Proposta de modelo de transferência
13
de tensões de cisalhamento na interface base-geossintético.
(Fonte: Perkins 1999 apud Antunes, 2008) .............................................. 65
Figura 2.16 – Esquema da interação do reforço
(geogrelha) com o material de base (Antunes, 2008). ............................. 66
Figura 2.17 – Efeito que produz o geossintético numa
via não pavimentada (ANAPRE, s/d). ...................................................... 68
Figura 2.18 – Aplicação de geossintéticos como material de
reforço em pavimentos. ............................................................................ 69
Figura 2.19– Diagrama esquemático de equipamento de ensaio
(Perkins et al, 1999) ................................................................................. 70
Figura 2.20– Equipamento de ensaio (Demerchant et al., 2002) ............. 71
Figura 2.21– Diagrama esquemático de caixa de teste e
configuração do carregamento (Leng e Garb, 2002). ............................... 72
Figura 2.22– Vista em corte do LSME (Kim et al., 2005) ......................... 72
Figura 2.23– Teste de pavimento em laboratório
(Tingle e Jersey, 2005) ............................................................................. 73
Figura 2.24– Esquema geral do equipamento de carregamento
cíclico de grande escala (Antunes, 2008). ............................................... 76
Figura 2.25 – Caixa de ensaios utilizada por Kakuda, 2010. ................... 77
Figura 2.26– Esquema geral do equipamento de grande escala
(Góngora, 2011). ...................................................................................... 78
Figura 2.27 – Resultados de ensaios triaxiais mostrando a
influência da posição do geotêxtil: a) 21kPa: b) 210kPa
(Koerner 1994 apud Antunes, 2008). ....................................................... 81
Figura 3.1 – Localização da jazida de onde foi coletado
o material utilizado no subleito do experimento desta pesquisa............... 88
Figura 3.2 – Armazenamento e aparência física do material
utilizado como subleito no experimento deste estudo. ............................. 89
Figura 3.3 – Curva Granulométrica do material utilizado como
subleito no experimento deste estudo. ..................................................... 90
Figura 3.4 – Curva de compactação do solo utilizado como
subleito no experimento deste estudo. ..................................................... 91
Figura 3.5 – Gráfico de classificação MCT (Nogami &
Villibor, 1995) com a classificação do solo utilizado como
14
subleito no experimento deste estudo. ..................................................... 93
Figura 3.6 – Esquema do permeâmetro de carga variável. ...................... 95
Figura 3.7 – Resultado do ensaio triaxial cíclico de módulo de
resiliência do material empregado como subleito. .................................... 96
Figura 3.8 – Armazenamento e aparência física do material
utilizado como base no experimento deste estudo (brita) ........................ 98
Figura 3.9 – Curva Granulométrica do material utilizado
como base nesta pesquisa. .................................................................... 100
Figura 3.10 - Curva granulométrica da brita deste estudo
enquadrada na Faixa A. ......................................................................... 101
Figura 3.11 - Curva de compactação do solo utilizado como
base neste experimento. ........................................................................ 102
Figura 3.12 – Resultado do ensaio triaxial dinâmico de
Módulo de Resiliência do material empregado como base
neste estudo. .......................................................................................... 103
Figura 3.13 – Geogrelha Fornit J600 (30/30) utilizada neste
experimento. ........................................................................................... 105
Figura 3.14 – Ancoragem da geogrelha utilizando grampos
numa lateral do modelo físico (tanque-teste) usado
nesta pesquisa. ...................................................................................... 106
Figura 3.15 – Ancoragem da geogrelha no interior da camada
granular na outra lateral do modelo físico (tanque-teste)
usado nesta pesquisa. ........................................................................... 107
Figura 3.16 – Prédio onde está localizado o
“Tanque-Teste” da COPPE/UFRJ .......................................................... 108
Figura 3.17 – Planta baixa do tanque teste de pavimentos
(sem escala) da COPPE/UFRJ (Bastos, 2010) ...................................... 109
Figura 3.18 – Esquema das camadas do pavimento
experimental desta pesquisa .................................................................. 110
Figura 3.19 – Medidor de nível d’água e tubulação para
abastecimento de água no interior do tanque usado neste
experimento. ........................................................................................... 111
Figura 3.20 – Montagem do lastro de brita de (1”) neste
experimento. ........................................................................................... 111
15
Figura 3.21 – (a) Sistema de vigas de reação, (b) Cilindro
pneumático de diâmetro de 200 mm e placa circular de
25,05 cm de diâmetro deste experimento. ............................................. 112
Figura 3.22 – Calibração do cilindro utilizado na
aplicação do carregamento na calibração do atuador de carga
usado no experimento. ........................................................................... 113
Figura 3.23 – Distribuição da instrumentação de aquisição
de dados utilizada nesta pesquisa ......................................................... 115
Figura 3.24 – (a) Células de carga utilizadas (b) Sistema de
aquisição de dados para o monitoramento de aplicação
de carga. (c) Instalação a cada 30,0 cm no topo do subleito
(d) Instalação a 15,0 cm entre células no topo da base. ........................ 117
Figura 3.25 – Suporte inicial dos LVDTs preso ao teto do
laboratório no tanque-teste..................................................................... 118
Figura 3.26 – Fissuras apresentadas no teto do laboratório. ................. 119
Figura 3.27 – Novo sistema de suporte dos LVDTs no
tanque-teste ........................................................................................... 119
Figura 3.28 – Gráficos das calibrações dos LVDTs utilizados
nesta pesquisa. ...................................................................................... 120
Figura 3.29 – Conjunto para medição de umidade no solo.
(a) Sonda TRIME-P2Z, (b) Receptor de sinal TRIME-ES e
(c) fonte de alimentação para o TDR. .................................................... 121
Figura 3.30 – Distribuição dos TDRs ao longo da profundidade
no interior da estrutura do pavimento. .................................................... 122
Figura 3.31 – Fluxograma para a calibração das sondas
TDR (Silva, 2009). .................................................................................. 123
Figura 3.32 – Etapas de preparação do corpo de prova para
a realização das leituras de umidade para a respectiva
calibração com ambos materiais. ........................................................... 123
Figura 3.33 – Equipamento do Tensiômetro de alta
capacidade (corpo acrílico, pedra cerâmica porosa de 15 bar
e transdutor K1 da Ashcroft®) montado na COPPE . ............................. 124
Figura 3.34 – Processo de calibração do equipamento TAC.
(a) Saturação da pedra porosa através de vácuo.
16
(b) Pedras porosas colocadas em água deareada. (c) Montagem
do corpo acrílico. (d) Tensiômetros submersos em
água deareada. ...................................................................................... 125
Figura 3.35 – Detalhes da aplicação da lama bentonítica
na ponta do tensiômetro para garantia de contato pedra
porosa – solo. ......................................................................................... 126
Figura 3.36 – Distribuição dos tensiômetros ao longo do
interior da estrutura do pavimento. ......................................................... 127
Figura 3.37 – Tela principal do programa SicTri utilizado
para o ensaio de carga repetida, aplicado também no
experimento na estrutura do pavimento. ................................................ 128
Figura 3.38 – Tela principal do programa DefTan utilizados
para o registro das deformações do pavimento durante
os experimentos desta pesquisa. ........................................................... 128
Figura 3.39 – Estrutura do pavimento para as quatro etapas
de ensaios no “Tanque-Teste”. (a) Estrutura compactada na
umidade ótima. (b) Estrutura compactada na umidade ótima
com a inserção da geogrelha na interface subleito-base.
(c) Estrutura reforçada com o subleito inundado.
(d) Estrutura não reforçada com o subleito inundado. ............................ 130
Figura 3.40 – Utilização do Geogauge para a avaliação
do modulo de rigidez das camadas do pavimento deste estudo. ........... 131
Figura 3.41 – Uso do equipamento LWD no desenvolvimento
das deformações elásticas da presente pesquisa. ................................. 133
Figura 3.42 – Resultados de deslocamentos obtidos pelo
LWD no acompanhamento do carregamento cíclico. ............................. 133
Figura 3.43 – Betoneira de 400 litros utilizada para homogeneização
da umidade do material na umidade ótima para construção do
pavimento no tanque-teste. .................................................................... 134
Figura 3.44 – (a) Distribuição do material, (b) Compactação
do material utilizado como subleito no tanque teste (esquema
do método de compactação), (c) Controle da compactação
através do emprego do frasco de areia. ................................................. 137
Figura 3.45 – Superfície do pavimento no tanque-teste
17
após a imprimação ................................................................................. 137
Figura 3.46 – (a) Inserção da geogrelha na interface do
subleito-base. (b) Retirada da geogrelha ao final da etapa 3. ................ 138
Figura 3.47 – Papel Filtro tipo Whatman, utilizado para obter os
valores de sucção. ................................................................................. 140
Figura 3.48 – Metodologia seguida para obtenção de valores
de sucção através da técnica do papel filtro nesta pesquisa. ................ 143
Figura 3.49 – Curvas Características traçadas conforme a técnica
do papel filtro para os materiais utilizados nesta pesquisa. ................... 144
Figura 3.50 – Valores de sucção ao longo do perfil do pavimento
estudado para a condição do subleito compactado na umidade
ótima. ..................................................................................................... 144
Figura 3.51 – Valores de sucção ao longo do perfil do pavimento
estudado para a condição do subleito inundado. ................................... 145
Figura 3.52 – Equipamento de determinação da curva
característica de Fredlund usado nesta pesquisa. ................................. 146
Figura 3.53 – (a) Montagem da pedra porosa e do corpo
de prova. (b) Colocação da câmara de pressão. (c) Equipamento
montado para o inicio do ensaio de curva característica. ....................... 147
Figura 3.54 – Curva característica (ramo secagem) para o subleito
através do equipamento SWC-150 do Fredlund. ................................... 148
Figura 4.1 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
elásticos no primeiro ensaio. .................................................................. 151
Figura 4.2 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
plásticos no primeiro ensaio. .................................................................. 152
Figura 4.3 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
elásticos no segundo ensaio. ................................................................. 153
Figura 4.4 – Bacia de deslocamentos verticais em função do
número de ciclos de carga – ensaio reforçado com geogrelha. ............. 154
Figura 4.5 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
plásticos no segundo ensaio reforçado com geogrelha. ........................ 155
Figura 4.6 – Valores de umidade nas camadas do subleito
na umidade ótima e após a sua inundação. ........................................... 158
Figura 4.7 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
18
elásticos no terceiro ensaio desta pesquisa. .......................................... 159
Figura 4.8 – Bacia de deslocamentos verticais em função do
número de ciclos de carga – ensaio reforçado com geogrelha. ............. 160
Figura 4.9 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
plásticos no terceiro ensaio – reforço e inundação do subleito. ............. 161
Figura 4.10 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
elásticos no quarto ensaio – sem reforço e subleito inundado. .............. 162
Figura 4.11 – Bacia de deslocamentos verticais em função do
número de ciclos de carga – ensaio não reforçado. ............................... 163
Figura 4.12 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais
plásticos no quarto ensaio –sem reforço mas subleito inundado. .......... 164
Figura 4.13 – Deslocamento elástico em função do número
de ciclos de carga dos ensaios com e sem geogrelha, após
inundação do subleito. ........................................................................... 165
Figura 4.14 – Bacia de deflexão após 35.000 ciclos de
carga para estruturas sem e com reforço e subleito inundado. .............. 166
Figura 4.15 - Deslocamento plástico em função do número de
ciclos de carga após 35.000 ciclos de carga para estruturas
com e sem geogrelha após inundação do subleito. ............................... 167
Figura 4.16 – Esquema em planta, da superfície do pavimento,
no tanque dos pontos para realização de ensaios com o LWD.............. 168
Figura 4.17 – Resultados obtidos pelo programa ZFG do LWD
para a estrutura do pavimento reforçada na condição do
subleito na umidade ótima...................................................................... 169
Figura 4.18 – Resultados do LWD obtidos pelo programa
ZFG do LWD para a estrutura do pavimento reforçada - subleito
inundado................................................................................................. 171
Figura 4.19 - Resultados obtidos pelo programa ZFG do LWD
para a estrutura do pavimento não reforçada - subleito inundado. ........ 172
Figura 4.20 – Instalação das células de carga no pavimento
estudado................................................................................................. 176
Figura 4.21 – Exemplo de pulsos de carga medidos pelas
células instaladas no topo da base e do subleito para o pavimento
não reforçado com o subleito compactado na unidade ótima. ............... 177
19
Figura 4.22 – Pulsos de carga registrados pela célula (C-105)
onde indica que sua capacidade nominal foi superada. ......................... 178
Figura 4.23 - Pulsos de carga medidos pelas células instaladas
no topo da base e do subleito para o pavimento reforçado com
o subleito compactado na unidade ótima. .............................................. 178
Figura 4.24 – Gráfico do MR vs a Tensão Vertical Cíclica
na estrutura do pavimento reforçada para os casos
do subleito compactado na umidade ótima e inundado. ........................ 180
20
Lista de Tabelas
Tabela 2.1– Características técnicas do equipamento GeoGauge
H - 4140 da Humbolt (Fonte: Silva, 2009) ................................................ 48
Tabela 2.2 – Alturas capilares e materiais comumente
empregados em obras de terra (Fernandes, 2007) .................................. 85
Tabela 3.1 – Métodos de ensaios utilizados para avaliar o solo
empregado no subleito no experimento deste estudo. ............................. 89
Tabela 3.2 – Resultados dos ensaios de caracterização do
material utilizado como subleito no experimento deste estudo. ............... 90
Tabela 3.3 – Resultados do ensaio da Metodologia MCT e a
classificação do solo utilizado como subleito no experimento
deste estudo ............................................................................................. 92
Tabela 3.4 – Resultados do ensaio de permeabilidade de
carga variável do solo utilizado como subleito. ........................................ 95
Tabela 3.5 – Valores dos parâmetros de regressão do modelo
avaliado para o solo utilizado no subleito. ................................................ 96
Tabela 3.6 – Análise físico-química, por ataque sulfúrico,
do material do subleito ............................................................................. 97
Tabela 3.7 – Propriedades Mecânicas do agregado da
Pedreira (Fonte: Ramos, 2003) ................................................................ 98
Tabela 3.8 – Métodos de ensaios utilizados para avaliar
o material empregado como base. ........................................................... 99
Tabela 3.9 - – Resultados dos ensaios de caracterização
do material utilizado como base nesta pesquisa. ................................... 100
Tabela 3.10 – Valores dos parâmetros de regressão do
modelo avaliado para a brita utilizada na base. ..................................... 104
Tabela 3.11 – Especificações técnicas da geogrelha
Fornit J600 (30/30)- Fonte: Huesker (Agosto-2010) ............................... 105
Tabela 3.12 – Resultados da calibração dos LVDTs utilizados. ............. 120
Tabela 3.13 – Configuração dos ensaios realizados no
“Tanque-Teste”. ...................................................................................... 129
Tabela 3.14 – Resultados da análise do subleito
21
com o equipamento GeoGauge. ............................................................ 132
Tabela 3.15 - Resultados da análise da camada de
base com o equipamento GeoGauge. .................................................... 132
Tabela 3.16 – Características técnicas do soquete vibratório
e da placa vibratória usadas neste experimento. ................................... 135
Tabela 4.1 - Características dos ensaios realizados por
Antunes (2009) e Góngora (2011) com utilização de geossintéticos
como material de reforço. ....................................................................... 156
Tabela 4.2 – Resultados do ensaio de LWD na estrutura de
pavimento reforçada com o subleito compactado na umidade
ótima . .................................................................................................... 170
Tabela 4.3 - Resultados do deflexão obtidos nos ensaios não
destrutivos para a avaliação estrutural do pavimento
reforçado - subleito compactado na umidade ótima. .............................. 170
Tabela 4.4 – Resultados do ensaio de LWD na estrutura
de pavimento reforçada com o subleito inundado. ................................. 171
Tabela 4.5 – Resultados de deflexão obtidos nos ensaios
não destrutivos para a avaliação estrutural do pavimento
reforçado no caso de subleito inundado ................................................. 172
Tabela 4.6 – Resultados do ensaio LWD na estrutura de
pavimento não reforçada - subleito inundado......................................... 173
Tabela 4.7 - Resultados de deflexão obtidos nos ensaios
não destrutivos para a avaliação estrutural do pavimento não
reforçado no caso do subleito inundado. ................................................ 173
Tabela 4.8 – Deslocamentos e módulos de resiliência obtidos
com o ensaio do LWD neste estudo no tanque teste ............................. 174
Tabela 4.9 – Média e desvio padrão dos valores de
deslocamentos obtidos nos ensaios com o LWD ................................... 175
Tabela 4.10 – Valores de sucção máximos registrados
pelos TAC instalados na estrutura do pavimento (subleito
compactado na umidade ótima). ............................................................ 182
Tabela 4.11 – Valores de sucção máximos registrados
pelos TAC instalados na estrutura do pavimento (subleito
inundado). .............................................................................................. 183
22
Tabela 4.12 – Valores de sucção máximos registrados
nas duas condições de umidade do subleito. ......................................... 183
Tabela 4.13 – Valores de sucção e umidade apresentadas no
trabalho de Silva (2009) para cada situação de umidade. ..................... 184
Tabela 4.14 - Módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson
típicos para os materiais que compõem um pavimento flexível. ............ 186
Tabela 4.15 – Módulos de resiliência obtidos a partir da
retroanálise das bacias de deflexões com reforço, para a
condição de subleito compactado na umidade ótima. ............................ 186
Tabela 4.16 - Módulos de resiliência obtidos a partir da
retroanálise das bacias de deflexões, para a condição de
subleito inundado ................................................................................... 187
23
Lista de Abreviaturas
AASHTO American Association of State Highway and
Transportation Officials
ABINT Associação Brasileira das Indústrias de Não
Tecidos e Tecidos Técnicos
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ANAPRE Associação Nacional de Pisos e Revestimento de
alto desempenho.
ASTM American Society for Testing and Materials
ATR Afundamento de trilha de roda
CBR California Bearing Ratio
COPPE Instituto Alberto Luiz Coimbra de Pós- Graduação
e Pesquisa de Engenharia
c.p. Corpo de prova
CTG Comitê Técnico Geotêxtil
DIRENG Diretoria de Engenharia Aeronáutica
DNER Departamento Nacional de Estradas de Rodagem
DNIT Departamento Nacional de Infraestrutura de
Transportes
FHWA Federal Highway Administration
FWD Falling Weigth Deflectometer
GPS Global Positioning System
HRB Highway Research Board
HWD High Weight Deflectometer
IG Índice de grupo
IME Instituto Militar de Engenharia
IPR Instituto de Pesquisas Rodoviárias
ISC Índice Suporte Califórnia
Ltda Limitada
LVDT Linear Variable Differential Transformer
LWD Light Weight Deflectometer
MCT Miniatura, Compactado, Tropical
24
NA Nível da água
NBR Norma Brasileira
PUC Pontifícia Universidade Católica
PVC Policloreto de polivinila
RCD-R Resíduos de construção de demolição reciclados
RIS Relação entre Índices de Suporte
RR-1C Emulsão asfáltica ruptura rápida
SUCS Sistema Unificado de Classificação de Solos
TAC Tensiômetros de Alta Capacidade
TDR Time Domain Reflectometry
TBR Traffic Benefit Radio
TLC Trincas Longitudinais Curtas
TLL Trincas Longitudinais Longas
TTC Trincas Transversais Curtas
TTL Trincas Transversais Longas
UFRJ Universidade Federal de Rio de Janeiro
USACE Corpo de Engenheiros do Exército dos Estados
Unidos
WT Whitetopping
25
Lista de Símbolos
t Deformação de tração
p Deformação específica plástica
N Número de repetições de carga
A,B Parâmetros experimentais obtidos nos ensaios
triaxiais que dependem do nível de tensão e das
condições de moldagem
MR Módulo de resiliência
d Tensão desviadora
R Deformação resiliente axial
1 Tensão principal maior
2 Tensão principal intermediária
3 Tensão confinante
τoct Tensão cisalhante octaédrica
z Tensão vertical
h Tensão horizontal
R Raio do prato de carga do LWD
Df Deflexão
EVD Módulo de Elasticidade/Resiliência
pa Pressão atmosférica
θ Primeiro invariante de tensão
P Carga aplicada sobre a área circular
E Módulo elástico
υ Coeficiente de Poisson
TR Trilha de roda
di Deflexão medida no ponto de distancia ri
ri Distância radial do ponto de aplicação da carga
∆ Deslocamento vertical
w Peso específico da água
T Tensão superficial da água
hc Altura de ascensão capilar
hcmáx Altura de ascensão capilar máxima
26
sG Massa específica real dos grãos
d Massa específica aparente seca
w Teor de umidade
e Índice de vazios
S Grau de saturação
CL-ML Argila siltosa
c' Coeficiente do ensaio MCT
Pi Perda de massa por imersão no ensaio MCT
e' Índice de classificação do ensaio MCT
NS’ Não Laterítico siltoso
k1, k2, k3 Parâmetros de regressão do modelo potencial e
composto
ki, kr Índices de intemperismo
GW Pedregulho bem graduado
φ Diâmetro
Cu Coeficiente de uniformidade
Cc Coeficiente de curvatura
ppm
”
Nº
Partes por milhão
Polegadas
Número
s/d Sem data
atm Atmosfera
kgf Kilogramo força
kPa Kilopascal
MPa
kN
mm
cm
°C
Hz
Megapascal
Kilonewton
Milímetro
Centímetros
Graus centígrados
Hertz
m Metros
s Segundos
27
1 Introdução
1.1. Justificativa
As rodovias, sejam pavimentadas ou em leito natural, tem como principal
objetivo proporcionar um meio seguro e econômico de transporte de carga e
pessoas entre duas localidades. São as principais vias de transporte de pessoas em
curta e média distância.
A existência de subleitos de baixa capacidade de suporte em locais onde
serão implantadas novas rodovias demanda técnicas inovadoras construtivas de
maneira a aumentar a durabilidade dos pavimentos. A esta problemática também
pode-se acrescentar a escassez de materiais adequados para compor as camadas de
aterros ou reforço de subleito próximos ao local da construção do pavimento,
sendo necessário o transporte de grande volume de materiais de outros locais o
que incrementa o custo do pavimento.
Ainda hoje as técnicas construtivas tradicionais para o melhoramento da
capacidade de suporte do subleito de uma rodovia se desenvolvem mediante: a
estabilização do solo com troncos de árvores da zona da obra, prática utilizada no
meio da Amazônia Peruana pela falta de pedreiras apropriadas, ou a remoção do
solo do subleito em grandes volumes para ser restituído por outro de melhores
características, criando em ambos os casos impacto ao meio ambiente.
Atualmente outras técnicas podem ser usadas, sendo uma das tecnologias
disponíveis para aumentar a vida útil do pavimento os geossintéticos,
desenvolvidos com propriedades mecânicas e hidráulicas adequadas para uso em
várias etapas e soluções no meio rodoviário. A utilização deste material como
reforço em pavimentos, seja nas camadas de subleito, base ou revestimento,
contribui para a minimização de impactos ambientais, eliminando o emprego de
técnicas construtivas que comprometem a integridade do ambiente natural, em
geral diminuem as espessuras finais do pavimento, além de poder proporcionar o
aumento de vida útil.
28
Os geossintéticos são definidos como produtos industrializados poliméricos
(sintéticos ou naturais), cujas propriedades contribuem para melhorias
geotécnicas, nas quais eles desempenham principalmente funções de: reforço,
filtração, drenagem, proteção, separação, controle fluxo (impermeabilização) e
controle superficial. Os geossintéticos empregados no pavimento propriamente
são aqueles que exercem especialmente finalidade de reforço, tanto de fundação
quanto no revestimento, entre eles estão os geotêxteis e as geogrelhas. No
Capítulo 2 são mostradas algumas das aplicações destes materiais utilizados como
materiais de reforço.
No Brasil, as pesquisas desenvolvidas sobre o assunto de geossintéticos em
pavimentação são crescentes, nas várias aplicações. Citam-se como exemplo,
estudos realizados em modelos físicos de grandes dimensões: Antunes (2008)
utilizou dois tipos de geossintéticos (geogrelha e geotêxtil) para avaliar o
comportamento de uma estrutura de pavimento não reforçada, uma reforçada com
geogrelha e outra com geotêxtil, os elementos de reforço foram instalados na
interface base/subleito do pavimento. Bastos (2010) avaliou o comportamento
mecânico de misturas asfálticas reforçadas com geogrelhas como material de
reforço de pavimento flexível. Kakuda (2010) desenvolveu um modelo físico no
qual estudou a incorporação de uma geogrelha como elemento de reforço de uma
camada de base solo-brita dentro de uma estrutura de pavimento.
No entanto, novos estudos ainda devem ser desenvolvidos para entender
melhor o comportamento de estruturas de pavimentos reforçados com
geossintéticos, especialmente como reforço de subleito ou de base, contemplando-
se os materiais característicos do país, o clima tropical e o tráfego das rodovias
brasileiras.
O uso de modelos físicos geotécnicos de verdadeira grandeza também é
ótima ferramenta de pesquisa por permitirem aproximação maior com a situação
de campo, mais que na dimensão de corpos de prova, porém, ainda mantendo as
condições controladas de laboratório. O modelo físico utilizado nesta pesquisa foi
ferramenta para o desenvolvimento de duas pesquisas anteriores. Silva (2009),
que desenvolveu o modelo físico de verdadeira grandeza, analisou o
comportamento mecânico de um pavimento rodoviário submetido à oscilação do
lençol freático. Bastos (2010) utilizou a estrutura do pavimento desenvolvida por
29
Silva (2009) no modelo físico para avaliar o comportamento de misturas asfálticas
reforçadas com geogrelha.
Neste contexto, o presente trabalho aborda o estudo de geossintéticos em
reforço de subleito/base, especificamente, avaliando o comportamento de
estruturas de pavimento explorando os resultados de outros autores e contribuindo
com o estudo de uma estrutura construída com materiais típicos da região do Rio
de Janeiro experimentalmente.
1.2. Objetivo
O objetivo principal do presente trabalho foi analisar o comportamento
mecânico de uma estrutura de pavimento sem e com a utilização de uma
geogrelha como material de reforço subleito/base, desenvolvido num modelo
físico de verdadeira grandeza, submetido à aplicação de carregamento cíclico e à
variação de umidade do material do subleito.
Para se alcançar este objetivo foi necessário desenvolver os seguintes
objetivos específicos:
- Determinar as características físicas e mecânicas dos materiais que
compõem o subleito e a camada de base da estrutura do pavimento
montado em um tanque - teste.
- Estudar a influência da presença da geogrelha como material de
reforço no comportamento do pavimento. Verificar o benefício
gerado pela inclusão de um reforço sintético entre duas camadas de
solo e brita, em termos da redução das deformações produzidas por
cargas repetidas.
- Preparar o modelo físico de verdadeira grandeza com
instrumentação e equipamentos que permitam o desenvolvimento
de ensaios sobre a estrutura de duas camadas analisada em
situações sem e com reforço e com a variação da umidade do
subleito.
- Compor a estrutura em camadas: subleito e base, com o controle
correspondente a uma obra rodoviária que garantem a obtenção dos
resultados próximos à situação de uma obra de pavimento real.
30
- Complementar a análise do comportamento mecânico da estrutura
com ensaios in situ através de equipamentos de menor tamanho
(portáteis).
1.3. Estrutura do trabalho
O presente trabalho está divido em cinco capítulos, descritos em seguida:
O Capítulo 1 é este capítulo introdutório, onde se apresenta a justificativa do
estudo e o objetivo, e se descreve o desenvolvimento do trabalho.
O Capítulo 2 apresenta a revisão bibliográfica sobre aspectos relevantes para
o desenvolvimento do projeto. Neste capítulo abordam-se temas relacionados aos
mecanismos de ruptura em pavimentos flexíveis decorrentes da ação do tráfego,
também as formas de avaliação estrutural do pavimento descrevendo os ensaios
destrutivos e não destrutivos. Abordam-se os métodos de retroanálise para
determinação dos módulos de resiliência obtidos a partir das bacias
deflectométricas. Comenta-se sobre a distribuição de tensões e deslocamentos e a
instrumentação empregada em pavimentos para avaliar estes parâmetros.
Apresenta-se uma descrição dos geossintéticos mais utilizados em pavimentos
dando ênfase aos utilizados como reforço de camada de base. São citadas algumas
das principais pesquisas desenvolvidas sobre reforço de pavimentos e finalmente
se apresenta a questão relativa à capilaridade em pavimentos rodoviários.
O Capítulo 3 apresenta os métodos empregados na realização dos ensaios,
descrevem-se os materiais empregados, a construção da estrutura das camadas no
modelo físico de verdadeira grandeza, a instrumentação instalada nas camadas
estudadas e ensaios realizados in situ e de laboratório para complementar a
avaliação do comportamento da estrutura do pavimento.
O Capítulo 4 apresenta os resultados dos ensaios de carregamento cíclico
sobre a estrutura do pavimento, bem como comparações dos resultados com
ensaios desenvolvidos em equipamentos de menor tamanho.
31
O Capítulo 5 apresenta as conclusões do presente trabalho e as
recomendações para trabalhos futuros.
Finalizando o texto vêm as Referências Bibliográficas utilizadas no
trabalho, seguidas de um anexo que mostra o controle da umidade diário realizado
no modelo físico de verdadeira grandeza.
32
2 Revisão Bibliográfica
A revisão bibliográfica do presente trabalho abrange vários tópicos tendo
em vista que a pesquisa envolveu assuntos diversos, materiais distintos,
equipamentos e instrumentações variadas, entre outros aspectos, o que resultou
nos seguintes tópicos:
o Desenvolvimento dos principais mecanismos de deformação que
ocorrem na estrutura do pavimento decorrentes do tráfego, e fatores
que comprometem a integridade da estrutura no decorrer do tempo.
o Breve descrição dos ensaios destrutivos e não destrutivos utilizados
para a avaliação estrutural de pavimentos flexíveis.
o Métodos de retroanálise das bacias deflectométricas para obtenção
dos módulos de resiliência das camadas do pavimento.
o Distribuição das tensões e deformações e a instrumentação em
estruturas de pavimentos.
o Breve descrição sobre utilização de geossintéticos como material de
reforço para uma estrutura de pavimento, dando ênfase ao uso da
geogrelha como reforço de base e os efeitos da sua presença dentro
dos pavimentos. Inclui também uma descrição dos equipamentos de
laboratório utilizados para avaliar o uso de geossintéticos.
o O fenômeno de capilaridade em pavimentos.
2.1. Mecanismo de ruptura de pavimentos flexíveis
O pavimento flexível é uma estrutura constituída de várias camadas de
espessura finita que interagem entre si, geralmente constituídas de um
revestimento asfáltico e de camadas de materiais granulares ou de pedra britada,
assentes sobre um semiespaço infinito denominado subleito.
Os principais mecanismos de ruptura de pavimentos flexíveis são a ruptura
por fadiga e a deformação permanente ou “afundamento de trilha de roda (ATR)”,
33
os quais se dão de forma gradual ao longo do tempo e estão associados à
passagem repetida das cargas do tráfego.
2.1.1. Deformação elástica – Ruptura por fadiga
O fenômeno da fadiga é um processo de deterioração estrutural que sofre
um material, quando submetido a um estado de tensões e de deformações elásticas
repetidas, resultando em trincas ou fratura completa, após um número suficiente
de repetições do carregamento, ou seja, é a perda de resistência que o material
sofre, quando solicitado repetidamente por uma carga (Pinto, 1991).
Na área de pavimentos, a deformação é traduzida também em termos de
deslocamentos, citando-se ambos no desenvolvimento do presente trabalho.
As deformações elásticas ou deflexões reversíveis são os deslocamentos
verticais que surgem na superfície de um pavimento ou no interior da sua estrutura
quando é submetido a esforços, até um determinado limite de tolerância, em
forma intermitente ou transitória permitindo que quando esses esforços cessam, o
sistema retorna à sua posição anterior (Córdova e Guimarães, 2011).
Várias pesquisas mostram que a ocorrência do trincamento por fadiga em
pavimentos flexíveis está relacionada com a deformação máxima de tração que
ocorre no fundo da camada asfáltica, quando da passagem das cargas do tráfego,
propagando-se por toda a espessura até o surgimento das trincas na superfície. A
Figura 2.1 ilustra a distribuição das tensões que são geradas na estrutura de
pavimento, quando solicitado por uma carga vertical de compressão na superfície.
Observa-se que na fibra inferior da camada asfáltica surgem tensões de tração e de
compressão, devido ao carregamento e descarregamento repetido.
Figura 2.1- Tensões numa estrutura de pavimento (Medina e Motta, 2005)
34
Num pavimento flexível a distribuição das tensões e deformações, geradas
na estrutura pelas cargas de roda, se dá de modo que as camadas de revestimento e
base aliviem as tensões verticais de compressão no subleito por meio da absorção
de tensões cisalhantes. Neste processo, ocorrem tensões e deformações de tração
na fibra inferior do revestimento asfáltico, que provocam seu trincamento por
fadiga com a repetição das cargas do tráfego. Ao mesmo tempo, a repetição das
tensões e deformações verticais de compressão, que atuam em todas as camadas
do pavimento, leva à formação de afundamentos de trilha de roda, quanto mais o
tráfego for canalizado, e à ondulação longitudinal da superfície, sendo estes os
principais mecanismos de ruptura de um pavimento (Gonçalves, 2002).
As trincas também podem ter início pelo topo da camada do revestimento,
devido ao surgimento de tensões críticas na fibra superior da camada, agravadas
pelo enrijecimento ocasionado pelo envelhecimento, dependendo da espessura da
camada asfáltica.
A ruptura por fadiga da camada de revestimento está associada à estrutura
do pavimento como um todo, ou seja, aos módulos elásticos e às espessuras de
cada camada constituinte da estrutura de pavimento.
Porém, deve-se considerar que há trincamento dos pavimentos devido a um
grande número de causas, tais como as seguintes Colombier (1989 apud Pereira,
2002):
• Fadiga: decorre da passagem de cargas repetidas, causando a ruptura
da camada após determinado número de ciclos;
• Retração: a ocorrência de temperaturas muito baixas combinadas
com a cura de camadas estabilizadas com ligantes hidráulicos
(cimento, cal, etc.) provocam retração das camadas que podem levar
ao trincamento;
• Movimentação do subleito: movimento vertical diferencial entre as
bordas de trincas, provocado pelo aumento de umidade, recalques,
escorregamento, retração hidráulica e expansão;
• Defeitos construtivos: gerados pela má composição das camadas do
pavimento, má execução de juntas longitudinais e deslocamento das
camadas.
35
A propagação de trincas no revestimento asfáltico, decorrentes das diversas
solicitações é, em geral, resultado de três etapas, com mecanismos diferentes:
a) Início do fissuramento, que consome apenas pequena parcela da vida
de fadiga;
b) Crescimento estável da trinca, que corresponde à maior parcela da
vida de fadiga;
c) Propagação instável da trinca, que culmina na ruptura.
Durante o ciclo de deformação, devido ao carregamento do tráfego, as
trincas sofrem concentrações de tensões repentinas e acabam aliviando as tensões
no pavimento. A formação de zonas plásticas é espalhada ao redor da trinca
durante o carregamento brusco da propagação das trincas. Durante o
descarregamento elástico as trincas são solicitadas com tensões residuais que
também contribuem para o seu desenvolvimento, porém de forma mais lenta.
Segundo Gonçalves (2002), o tempo que a trinca leva para aparecer na
superfície aumenta com a espessura da camada de revestimento. A natureza da
camada de revestimento também é importante porque a trinca propaga-se mais
rapidamente através de um material mais friável. As principais forças dirigidas
para o início e propagação das trincas são as cargas do tráfego, a variação de
temperatura e a variações de umidade do solo.
Existem diversos sistemas para se classificar o trincamento, em função do
tipo, extensão, intensidade e severidade das trincas. De acordo com Bernucci et al.
(2008), quatro categorias de trincas podem ser identificadas (Figura 2.2):
o Transversais (se aproximadamente perpendicular ao eixo da estrada),
que podem ser curtas (TTC) ou longas (TTL);
o Longitudinais (se aproximadamente paralela ao eixo da estrada), que
podem ser curtas (TLC) ou longas (TLL);
o Trincas em blocos (com lados bem definidos aparentando blocos); e
o Trincas em couro de jacaré (interligadas sem direções preferenciais,
que podem apresentar, ou não, erosão acentuada nas bordas).
36
Trincas longitudinais curtas
Trincas longitudinais longas
Trincas em blocos
Trincas em couro de jacaré
Figura 2.2 – Tipos mais comuns de trincas que se apresentam no pavimento
(Bernucci et al., 2008).
Como comentado, as causas do trincamento dos pavimentos são variadas,
observando-se na Figura 2.2 a trinca por couro de jacaré como a mais comum
resultante de fadiga do revestimento.
O aparecimento de trincas na superfície de um pavimento traz
consequências prejudiciais ao desempenho estrutural e funcional, tais como:
o Perda de impermeabilização da superfície, permitindo a infiltração
de água na estrutura e causando perda da capacidade de suporte do
solo e a abertura de buracos;
o Degradação progressiva do revestimento próximo à trinca, devido à
concentração dos esforços nas bordas da trinca, o que leva ao
aumento da irregularidade;
37
o Aumento nas tensões verticais que atuam nas camadas subjacentes,
devido à queda na rigidez da camada trincada.
Os modelos básicos de previsão do número de repetições de carga para se
prever o trincamento por fadiga, baseiam-se na deformação de tração, na tensão
de tração e no módulo de deformação. Alguns destes modelos, internacionais e
nacionais são:
- Modelos de fadiga desenvolvidos pelo Instituto de Asfalto dos EUA
(MS 1 e MS 11), pela Shell Oil e pelo Superpave (A-357), citados
em Franco (2000);
- Modelos de fadiga desenvolvidos por Pinto (1991), para misturas
asfálticas brasileiras, utilizando a deformação de tração Ɛt e o
módulo de resiliência da camada asfáltica e por Rodrigues (1991)
utilizando a relação entre a vida de fadiga e a densidade de energia
de deformação.
Os modelos de fadiga de laboratório necessitam ser calibrados de forma a se
aproximar da situação de campo, já que são obtidos em condições específicas, tais
como: nível e frequência de carregamentos constantes, temperatura fixa, forma e
tipo de compactação, etc., diferentes das condições no campo que são mais
complexas e aleatórias. A forma mais usual é a aplicação de um fator
campo/laboratório que é bastante variável na literatura nacional e internacional.
2.1.2. Deformação plástica – Afundamento de trilha de roda
A deformação plástica ou permanente é a deformação que ocorre no
material, tendo em vista a ação de uma carga, e que não é recuperável quando
cessa o carregamento. Como em geral num pavimento rodoviário o tráfego se
concentra numa região determinada do pavimento, tendo em vista a largura da
faixa de rolamento em relação à largura dos veículos comerciais, esta região mais
solicitada é designada de trilha de roda. As deformações plásticas se concentram
então nesta região do pavimento, gerando o defeito conhecido como afundamento
de trilha de roda – ATR.
A Figura 2.3 apresenta um exemplo de deformação permanente num
pavimento flexível, bem como a trinca por fadiga.
38
Figura 2.3- Deformações num pavimento flexível (Reis, 2009).
O comportamento de um solo quanto à deformação permanente está
relacionado à história de tensões a que foi submetido, isto é, para o caso de
pavimentos, à sequência de aplicação do carregamento.
Os afundamentos são decorrentes do mecanismo denominado deformação
plástica ou permanente. Estes defeitos são originados por dois distintos modos de
solicitação mecânica: flexão repetida e compressão simples.
Segundo Svenson (1980), o acúmulo de deformações permanentes em uma
camada de concreto asfáltico é causado por uma combinação de densificação
(redução do volume) e deformação cisalhante, devido à repetição das cargas de
tráfego. O fator predominante são as elevadas tensões cisalhantes na parte
superior da camada asfáltica.
Algumas vezes considera-se (erroneamente) o afundamento de trilha de roda
como unicamente devido à contribuição da camada de subleito. Sabe-se que o
pavimento funciona como um sistema de múltiplas camadas, portanto os
afundamentos são oriundos da contribuição de todas as camadas, podendo ser
muito acentuadamente desenvolvida na mistura asfáltica do revestimento quando
esta não é convenientemente projetada (Motta e Medina, 2006).
Em sua fase inicial, na maioria dos casos, os afundamentos de trilha de roda
são praticamente imperceptíveis e somente são notados quando da ocorrência de
chuvas, através do acúmulo de água. A presença significativa de ATR pode levar
ao comprometimento estrutural do pavimento e, também elevar o potencial para a
ocorrência de hidroplanagem dos veículos. Por isso, na etapa de projeto é
fundamental considerar as condições necessárias para que as camadas possam
39
resistir a deformações plásticas excessivas. A Figura 2.4 mostra um exemplo de
deformação permanente suscitada em uma rodovia pavimentada considerada
rompida.
Figura 2.4 - Exemplo de deformação permanente em pavimento asfáltico (Franco,
2007)
Os ensaios de deformação permanente são realizados em um estado de
tensões representativo da camada ou do subleito e aplicados um número N de
repetições de carga acima de 105 ou até garantir que o material tenda à
estabilização das deformações permanentes. Busca-se definir o acomodamento
(shakedown) de solos granulares e finos para balizar a escolha de materiais hoje
em dia e garantir que não haverá esta ruptura plástica (Guimarães, 2009).
Segundo Dawson e Kolisoja (2004 apud Malysz, 2009), os afundamentos de
trilha de roda podem ocorrer segundo quatro mecanismos, designados como
modos 0, 1, 2 e 3, considerando os casos de pavimentos com revestimento
delgado ou sem revestimento. No modo 0, o ATR ocorre por pós-compactação do
material da camada, de base ou revestimento primário, devida às cargas dos
veículos. Neste caso, no subleito as deformações são desprezíveis. Rupturas por
este modo podem ser evitadas pela utilização de procedimento de compactação
eficiente. Porém, quando são utilizados agregados de baixa resistência, pode
ocorrer cisalhamento próximo à aplicação das cargas de roda. Este tipo de
afundamento é definido como de modo 1 e normalmente acontece quando o
agregado está sujeito a elevados graus de saturação. Quando o agregado é de boa
qualidade, numa camada bem compactada e drenada, ainda pode ocorrer ATR por
40
outro mecanismo. Neste caso os afundamentos ocorrem segundo o modo 2, no
qual a camada do agregado apenas acompanha as deformações sofridas pelo
subleito sem alterar a sua espessura. O modo 3 ocorre quando as partículas do
agregado são danificadas por atrito ou abrasão, apresentando aspecto semelhante
ao modo 0. A Figura 2.5 apresenta os quatro modos de afundamento
esquematicamente.
Modo 0
Modo 1
Modo 2 Modo 3
Figura 2.5–Afundamentos de trilha de roda segundo os modos 0, 1, 2 e 3 (Malysz,
2009).
A previsão da evolução de ATR é um problema complexo e requer a
caracterização detalhada das propriedades elásticas, plásticas e de viscosidade dos
materiais que constituem as camadas do pavimento, inclusive do revestimento.
Modelos de previsão da deformação permanente dos materiais de
pavimentação têm sido desenvolvidos a partir de dados obtidos em laboratório
principalmente através de ensaios triaxiais de cargas repetidas. Nestes ensaios são
utilizados corpos de prova preparados para as condições de temperatura, estado de
tensões, umidade e densidade próximas ao encontrado em campo.
O efeito cumulativo das deformações permanentes tem sido em geral
expresso pelo modelo matemático simplificado de Monismith et al. (1975),
apresentado na equação (2.1):
B
p AN=ε Equação 2.1
41
Onde: εp: é a deformação específica plástica;
N: é o número de repetições de carga, e
A e B: são parâmetros experimentais obtidos nos ensaios triaxiais,
dependem do nível de tensão e das condições de moldagem.
Com esse modelo consegue-se, para as condições específicas de
carregamento e preparação de cada material, obter boas regressões, representando
o comportamento da deformação permanente em relação apenas ao número de
repetições de carga, tanto para solos granulares como para solos argilosos.
Entretanto, não prevê mudanças no comportamento em função de variações
climáticas ou variações de parâmetros das camadas, tais como: umidade,
densidade e estado de tensões (Franco, 2000).
2.2. Avaliação Estrutural do Pavimento
A avaliação estrutural de um pavimento é feita por métodos que permitam
inferir as características de deformabilidade, capacidade de carga e resistência à
ruptura por cisalhamento do sistema em camadas, causadas pela passagem das
cargas de tráfego. Em pavimentos em uso pode ser feita por provas de carga não
destrutivas e/ou abertura de poços para coleta de amostras e posterior ensaios de
laboratório. A correta determinação da condição estrutural é de fundamental
importância para a aplicação de métodos mecanístico–empíricos de projeto de
pavimentos novos ou de reforços.
Quando o processo de avaliação de um trecho é feito sistemática e
repetidamente em várias idades do pavimento, é possível obter uma curva de
desempenho (modelo de desempenho) que permite prever a condição futura do
pavimento, a partir da condição analisada numa data atual em condições
semelhantes de estrutura e carregamento. Assim é possível aplicar decisões de
gestão de pavimentos, decidindo o momento das intervenções preventivas e
corretivas, e dimensionar reforço estrutural quando necessário.
A identificação da condição estrutural de um pavimento é efetuada por meio
de avaliações destrutivas e não destrutivas.
42
• Avaliação destrutiva: retirada de partes do pavimento (poços de
sondagem) para verificação das condições “in situ” e a obtenção de
amostras para ensaios de laboratório.
• Avaliação não destrutiva: realizam-se ensaios “in situ” para registrar
os defeitos da superfície e as respostas do pavimento sob
carregamento, em termos elásticos e plásticos. Basicamente, este
método consiste na determinação das bacias deflectométricas ou de
deformação na superfície do pavimento e medidas de afundamento
de trilha de roda.
A avaliação destrutiva consiste na abertura de poços de sondagem para a
identificação da natureza e das espessuras dos materiais das camadas do
pavimento, bem como, para a coleta de amostras deformadas ou indeformadas dos
materiais da pista destinadas a ensaios laboratoriais. É possível determinar a
massa específica e a umidade de cada camada para comparar com as condições de
umidade ótima e massa específica máxima dos ensaios de compactação, e assim,
avaliar eventuais excessos de umidade ou deficiência do grau de compactação.
Pela sua própria natureza destrutiva só pode ser empregado em alguns
poucos pontos selecionados como representativos para cada segmento a ser
avaliado (Bernucci et. al., 2008).
A partir destas amostras de campo podem ser realizados ensaios de
laboratório para obter parâmetros que permitam a análise de tensões –
deformações e avaliação da capacidade de carga do pavimento em avaliação.
Um parâmetro útil e necessário para se prever as tensões e deformações
produzidas no pavimento pelas cargas transientes é o módulo de resiliência, que é
um módulo de elasticidade obtido sob carga repetida, com pulsos de cargas com
duração da ordem de 0,1 s. Francis Hveem da Califórnia, EUA, durante a década
de 1950, foi o primeiro a relacionar as propriedades resilientes dos materiais dos
pavimentos ao trincamento por fadiga dos revestimentos asfálticos (Gonçalves,
1999).
Define-se o módulo de resiliência (MR) do solo, a partir de um ensaio
triaxial dinâmico, como a relação entre a tensão-desvio aplicada axial e
ciclicamente em um corpo de prova e a correspondente deformação específica
vertical recuperável, conforme a equação (2.2):
43
R
d
RMε
σ= Equação 2.2
Onde:
Rε = deformação resiliente axial (vertical);
σd= tensão desvio aplicada repetidamente.
A correta caracterização do solo de subleito quanto ao seu comportamento
resiliente, especialmente quanto à variação de MR com o estado de tensões, é
fundamental para previsões confiáveis da deflexão do pavimento, na medida em
que o subleito tende a ser a camada de maior contribuição nas deflexões.
Silva (2003) afirma que, a maioria de solos e britas não possuem um
comportamento elástico linear sob carregamentos repetidos, tendo seus módulos
de resiliência dependentes dos estados de tensão atuantes.
Os módulos de resiliência têm sido representados pelos seguintes modelos
potenciais:
2
31.k
R kM σ= (para solos arenosos) Equação 2.3
2.1k
dR kM σ= (para solos argilosos) Equação 2.4
Onde: MR: módulo de resiliência;
σ3: tensão confinante;
σd: tensão desvio; e
k1 e k2: parâmetros de regressão.
Os modelos indicados pelas equações (2.3) e (2.4) foram os modelos
comumente empregados na maioria dos estudos. Mas atualmente tem-se utilizado
também o modelo composto, representado pela equação (2.5).
32
31 .. kk
dR kM σσ= Equação 2.5
Onde: MR:módulo de resiliência;
σ3: tensão confinante;
σd: tensão desvio; e
k1, k2 e k3: parâmetros de regressão.
44
A vantagem deste modelo é que é genérico e não depende de saber a priori
se o comportamento predominante é o granular ou o argiloso. Nos solos tropicais
não é fácil deduzir este comportamento a partir da granulometria do material visto
que, muitas vezes, a cimentação proporcionada pela presença dos óxidos de ferro
ou de alumínio modifica o comportamento resiliente do solo, ou seja, a
predominância de uma das tensões na não linearidade (Medina e Motta, 2005).
Outro modelo a citar é o modelo da AASHTO, representado pela equação
2.6.
32
1...1
k
a
oct
k
a
aRpp
pkM
+
=
τθ
Equação 2.6
Onde: k1, k2 e k3: parâmetros de regressão;
pa: pressão atmosférica (usada para normalizar as unidades
do MR);
θ: primeiro invariante de tensão; e
τoct: tensão cisalhante octaédrica.
Segundo Guimarães (2009), uma restrição feita para o equipamento triaxial
dinâmico ou de cargas repetidas se refere à sua impossibilidade de simular a
rotação das tensões principais que ocorre em um elemento de solo submetido à
ação da carga de roda em movimento, bem com a indução de tensões cisalhantes,
conforme ilustrado na Figura 2.6.
45
σ
τ
h
vh
carga
x
pavimento
subleito
τvh
σh
σv
vσ
τhv
hv
τ
σ
σ
σ
σ
σ σ
σσ
1A
eixo da tensão principal maior -posiçãoA
eixo da tensão principal maior-posição B
A B
PP
1
B
A1
B
1
A
B B
A
3
3
33
tensão
deslocamento
(x)
σv
σh
hvτ
(a) - tensões normais e tangenciais
(b) - rotação dos planos principais
Figura 2.6 – Rotação das tensões principais provocadas pela ação da carga de roda
(Medina e Motta, 2005).
A avaliação estrutural não destrutiva refere-se à determinação da
deformação elástica, que significa a resposta do pavimento sob carregamento.
Este parâmetro é influenciado pelo comportamento resiliente dos materiais, pelo
teor de umidade dos materiais e pela temperatura, que pelo seu aumento diminui o
módulo de resiliência, principalmente das misturas asfálticas (Trichês, Pitta e
D’Oliveira, 2000).
Basicamente, a avaliação não destrutiva consiste na determinação da bacia
de deflexão do pavimento sob carga estática ou dinâmica e, “a posteriori”, a
determinação dos módulos de resiliência por meio de retroanálise, utilizando-se de
programas computacionais.
Define-se como bacia de deformação aos assentamentos que resultam do
efeito de aplicação de uma carga sobre o pavimento, a mesma que se dissipa a
medida que se afasta do seu ponto de aplicação.
Para determinar o dano que estas deformações causam à estrutura de um
pavimento é preciso desenvolver uma análise dos níveis atingidos e das
capacidades de suportar estas deformações pelas camadas que conformam a
46
estrutura, antes de apresentar problemas de consideração (Córdova e Guimarães,
2011).
Os equipamentos utilizados em avaliações não destrutivas podem ser
divididos em:
o Carregamentos Estáticos – medem a deformação sob uma carga
estática ou em deslocamento a velocidade muito baixa (Ensaio de
Placa e Viga Benkelman);
o Carregamentos Vibratórios – medem a deformação sob uma carga
vibratória ou cíclica (Dynaflect);
o Carregamento por impacto – a deformação medida é causada pela
queda de um peso padronizado (Falling Weight Deflectometer-
FWD).
Segundo Bernucci et. al. (2008), há bastante diferença entre os valores
numéricos de avaliação estrutural realizados utilizando-se cada um desses tipos de
equipamentos, que podem ser usados para levantamentos da condição de
pavimentos, para análises de rotina ou para projeto de reabilitação.
No Brasil, o DNIT (antigo DNER) normalizou os seguintes equipamentos
na avaliação estrutural de pavimentos: ensaio de placa (carga estática), a Viga
Benkelman (carga quase estática) e o FWD (carga por impacto).
Durante o desenvolvimento da presente pesquisa também foi realizada a
avaliação estrutural do pavimento construído pelo decorrer da aplicação de
carregamento, utilizando equipamentos menores: o Geogauge H-4140 da Humbolt
e o Light Weight Deflectometer (LWD).
O GeoGauge é um equipamento transportável que fornece uma forma
simples, rápida e precisa de medições “in situ” de duas propriedades importantes
da engenharia e da mecânica do solo compactado e do agregado: a rigidez elevada
(MN/m) e o módulo do Young (MPa) do material.
A avaliação com o equipamento GeoGauge é considerado um método não
destrutivo e de fácil aplicação para a avaliação estrutural do pavimento, pode ser
utilizado durante a etapa de construção das estradas e no monitoramento durante
sua vida útil.
O Geogauge pode ser utilizado “in situ” para estimar o valor do módulo de
Young do material ou estimar os resultados do ensaio de prova de carga com
47
maior velocidade e simplicidade e ainda com menor custo. (GeoGaugeTM User
Guide, 2007).
O equipamento com cerca de 10 kgf de peso é alimentado por seis pilhas
alcalinas tipo D (Figura 2.7), suficiente para até 1.500 medições. Seu princípio de
funcionamento é a partir de vibrações com 25 estágios de frequências crescentes
(entre 100 e 196 Hz), das quais se medem as deformações respectivas, calculando-
se o desvio padrão entre as mesmas. Tal medição dura aproximadamente 75 s. A
profundidade de alcance do mesmo é de 22,0 a 31,0 cm. Para se medir o módulo e
a rigidez de uma determinada camada de solo este deve estar em contato íntimo
com pelo menos 60% do perímetro do anel metálico existente na base do
GeoGauge.
A Tabela 2.1 mostra algumas características técnicas do equipamento.
Figura 2.7 - Equipamento GeoGauge H-4140 da Humbolt no local do presente
estudo sobre a base imprimada.
48
Tabela 2.1– Características técnicas do equipamento GeoGauge H - 4140 da
Humbolt (Fonte: Silva, 2009)
Característica Especificações
Rigidez Faixa de utilização – de 3 a 70 MN/m
Módulo de Young Faixa de utilização – de 26 a 610 MPa
Profundidade de medição de 220 a 310 mm
Tempo de medição 75 s
Dimensões 280 mm x 270 mm
Peso 10 kg (apenas o equipamento)
15,5 kg (equipamento e caixa de proteção)
Para conhecer as características mecânicas e o comportamento do material
empregado na estrutura do pavimento, submetendo-os a carregamentos simulados
com cargas de tráfego padrão, foram desenvolvidos na década de 1980
equipamentos tipo deflectômetro de impacto.
Existem atualmente três versões principais: o deflectômetro de impacto para
cargas altas (HWD), o deflectômetro de impacto para cargas médias ou
rodoviárias (FWD) e o deflectômetro de impacto para cargas baixas (LWD), que
apresentam características para serem usados em aeroportos e rodovias
pavimentadas urbanas, rurais ou especiais.
Os equipamentos tipo FWD trabalham transferindo ao pavimento uma carga
dinâmica de impacto mediante um peso suspenso que é elevado até uma altura
pré-estabelecida e solto sobre amortecedores que comunicam o choque a uma
placa metálica apoiada sobre o pavimento no ponto de leitura da deflexão máxima
(Figura 2.8).
49
Figura 2.8 – Esquema de um deflectômetro de impacto (Fonte Bernucci et al.,
2008)
Algumas das características padrões destes equipamentos são as seguintes:
• Possuem uma placa sobre a qual é imposto o carregamento. Essa
deve ficar totalmente em contato com a superfície do pavimento.
• A carga real aplicada é medida por uma célula de carga e tem uma
duração que pode variar de 0,25 s a 0,30 s, tempo correspondente à
passagem de um veículo com velocidade de 60 a 80 km/h.
• Aplicam os pulsos de carga no pavimento em forma de ondas que se
propagam no interior da estrutura a velocidades finitas. Estas ondas
são registradas em diferentes instantes através de sensores de vários
tipos, que permitem determinar as deflexões produzidas pelo
carregamento induzido.
• Os diferentes sensores do equipamento estão dispostos desde o
centro da placa, ponto 0,0 m, e os demais ao longo do comprimento
de uma barra metálica a distâncias pré-estabelecidas que pode variar
cada 0,20 m, mais ou menos, até 1,00 m ou 1,20 m.
• As deflexões são registradas e armazenadas em um computador
ligado ao equipamento permitindo também o registro simultâneo de
valores de temperatura da superfície do revestimento e do ar, a carga
real aplicada ao pavimento e a distância percorrida total e parcial.
50
Especificamente o equipamento utilizado no presente trabalho foi o Light
Weight Deflectometer (LWD) que tem o mesmo princípio, porém é bastante
simplificado: é operado manualmente, tem somente uma placa de carga e três
sensores para medir a deformabilidade das camadas.
Fleming (2000 apud Reis e Guimarães, 2012) realizou avaliações
laboratoriais e de campo com diversos equipamentos, dentre deles o LWD,
destacando a qualidade do mesmo pela presença de célula de carga para medir a
força de impacto, coletando as informações através de software específico. O
LWD é um equipamento de precisão para determinar in situ módulos de
resiliência (MR) baixos, de até 2000 MPa, visando estabelecer características
mecânicas importantes das camadas de uma estrutura de pavimento podendo ser
usado no acompanhamento de trabalhos de intervenção ou de construção.
O equipamento é composto por uma célula de carga de alta precisão que
mede o valor máximo da força de impacto da queda de um peso de 15 kg
acoplado a uma placa de carga com diâmetro de 300 mm, conforme a Figura 2.9.
O valor máximo da força de impacto é baseado em medidas de célula de carga e
os deslocamentos (deflexões) são medidos com até 3 sensores, que ficam
posicionados a diferentes distâncias em relação ao centro da placa.
Figura 2.9– Equipamento Light Weight Deflectometer (LWD) do IME, usado neste
estudo.
51
Durante o desenvolvimento de um teste, a deflexão no centro da placa de
carga é obtida para calcular também o módulo de elasticidade/resiliência (EVD) da
camada em estudo. A expressão utilizada para o cálculo do módulo da camada é
aquela desenvolvida por Boussinesq com base na Teoria da Elasticidade (Reis e
Guimarães, 2012), conforme mostrado na equação 2.7.
Df
RFEVD
σν )1()(
2−= Equação 2.7
Onde: F=fator que depende da distribuição das tensões, onde F=2 para
distribuição uniforme, F=π/2 para placa rígida, distribuição
parabólica (solo granular) F=8/3 e distribuição parabólica (solo
coesivo) F=4/3;
=ν coeficiente de Poisson;
σ = tensão aplicada (kPa);
R = raio do prato de carga (mm);
Df = Deflexão (µm);
EVD = Módulo de Elasticidade (MPa).
As partes constituintes do equipamento são apresentadas na Figura 2.10
(Dynatest, 2006):
• Célula de carga que mede o valor máximo da força de impacto da
queda de um peso com 10, 15 ou 20 kg, incorporada numa placa de
carga com um diâmetro de 100, 200, ou 300 mm. O valor máximo
da força de impacto é medido pela célula de carga;
• Os deslocamentos (deflexões) são medidos pelos sensores em tempo
real e apresentados graficamente no Palm Top conectado ou
transmitido por onda tipo Bluetooth;
• O módulo de elasticidade “EVD” é calculado e visualizado em tempo
real;
• O software de coleta de dados exibe na tela do Palm Top o Módulo
de elasticidade da superfície e um gráfico de histórico em tempo
real.
52
Figura 2.10 – Visão geral do equipamento LWD (Fonte: Reis e Guimarães, 2012)
O ensaio é realizado através de impacto, sendo que o ponto selecionado para
sua avaliação é ensaiado três vezes e o valor de módulo para cada ponto é a média
dos três ensaios. Cada ponto ensaiado é devidamente registrado pelo GPS do
próprio equipamento, gerando assim a coordenada geográfica dos mesmos,
variável muito útil em trabalhos de campo.
2.3. Retroanálise de Módulos de Resiliência
Os módulos de resiliência ou de elasticidade dos materiais das camadas
granulares e do solo de subleito são parâmetros fundamentais para avaliação do
comportamento estrutural de pavimentos flexíveis. No entanto, para que se possa
caracterizar de maneira adequada esse comportamento estrutural de um pavimento
em uso é essencial que se determine a variação da magnitude dos valores dos
módulos dessas camadas tanto em relação à profundidade como no sentido
longitudinal da via (variabilidade construtiva).
A determinação dos módulos de resiliência ou de elasticidade das camadas
que compõem uma estrutura de pavimento pode ser efetuada pelos seguintes
procedimentos:
1 - Placa de carga 2 - Asas 3 - Geofone Central 4 - Massa 5 - Amortecedores 6 - Haste Guia 7 - Manípulo Galho 8 - Unidade Principal 9 - Equipamento eletrônico de medição
53
o Ensaios de módulo de resiliência realizados em laboratório a partir
de amostras coletadas em poços de sondagem;
o Retroanálise a partir de levantamentos deflectométricos efetuados
com deflectômetros;
o Estimado a partir de propriedades dos materiais (ex.: granulometria,
teor de argila, etc);
o Atribuídos com base na experiência adquirida na utilização de solos
ou materiais granulares similares.
A retroanálise é o método que permite inferir os módulos de elasticidade
dos materiais que compõem as camadas e o subleito do pavimento em serviço
através da interpretação das bacias de deflexões. A Figura 2.11 indica os
elementos necessários para aplicar o método da retroanálise. Tendo-se
conhecimento da carga externa aplicada para a qual foi obtida a bacia
deflectométrica e, conhecendo-se as características básicas dos tipos de materiais
presentes em cada camada e suas espessuras, é possível inferir os módulos a partir
das deflexões obtidas.
Figura 2.11 – Esquema dos dados necessários para a retroanálise de pavimento
(Fonte: Nóbrega, 2003)
Em relação ao dimensionamento de um pavimento a ser restaurado, a
retroanálise tenta calcular o módulo de resiliência dos materiais empregados numa
estrutura de pavimento através das deformações resultantes de um carregamento
conhecido, por meio de ensaios não destrutivos.
54
Esta retroanálise pode ser feita por várias técnicas, tais como: métodos
simplificados, iterativos ou de bancos de dados ou solução fechada para duas
camadas e por meio de equações simultâneas. Cada método tem sua
particularidade, apresentando tanto vantagens como desvantagens, dependendo
dos parâmetros considerados.
Bernucci et al. (2008) citam algumas vantagens e desvantagens da utilização
do método da retroanálise:
- “Possibilita a obtenção dos módulos nas condições de campo;
- Minimiza o número de sondagens para determinação das espessuras
e coletas de amostras para determinação dos parâmetros desejados,
que são de difícil reprodução em laboratório, além de serem
onerosas, e demoradas;
- Possibilita o uso pleno da bacia deflectométrica, não só a deflexão
máxima (d0) como nas técnicas de avaliação estrutural preconizadas
pelo DNER;
- Caracteriza com rapidez as camadas em termos de elasticidade;
- Verifica a condição estrutural de cada camada e subleito.”
Entre as desvantagens citam-se:
• “A sensibilidade do cálculo dos valores dos módulos de elasticidade
aos valores das bacias deflectométricas que tem imprecisão inerente
aos levantamentos de campo;
• A confiabilidade dos instrumentos e dos procedimentos operacionais
de medição das deflexões deve ser continuamente verificada;
• Os módulos retroanalisados não representam necessariamente os
módulos reais das camadas e sim “módulos equivalentes;
• O conjunto de módulos retroanalisados não é único, depende do
programa utilizado para obtê-los, das hipóteses simplificadoras, dos
níveis de ajuste atingidos, etc”.
Vários programas foram desenvolvidos para retroanálise de pavimento. A
norma ASTM D-5858 cita os programas: MODULUS, ELMOD, ESSEM4,
MODCOMP, DIPLOMAT E ISKBACK.
55
Os métodos iterativos buscam obter os módulos de todas as camadas do
sistema existente, pavimento/subleito e através destes módulos, das espessuras das
camadas e das cargas atuantes, calcular as tensões, deformações e deslocamentos
em qualquer ponto do sistema analisado. Utilizam aplicativos computacionais que
procuram o melhor ajuste das bacias de deflexões, através de técnicas de
minimização do erro absoluto ou erro quadrático. Possuem formulação
matemática complexa e utilizam processos iterativos de convergência. Em geral
apresentam boa acurácia, porém o tempo de processamento é relativamente
grande.
Este método compara a bacia de deflexão teórica com a obtida em campo
até a obtenção de um determinado critério de convergência, que tem como
objetivo a minimização das diferenças (Nóbrega, 2003).
Segundo Albernaz et al. (1995 apud Nóbrega, 2003), os métodos iterativos
são agrupados em:
1. Métodos que calculam, durante o processamento, os parâmetros
elásticos de estruturas teóricas, cujas bacias deflectométricas são
comparadas às bacias medidas em campo; comparam a bacia de
campo e a calcula de forma iterativa, até que a convergência seja
próxima. Os parâmetros da estrutura teórica são calculados através
de programas de análise de tensões e deformações como FEPAVE2,
ELSYM5, JULEA, BISAR, KENLAYER, etc.;
2. Métodos que fazem uso de banco de dados das características
elásticas e geométricas de uma gama de estruturas teóricas; e partem
do mesmo princípio do método anterior, a diferença é que as bacias
medidas em campo são comparadas com as bacias teóricas de
estruturas previamente calculadas e armazenadas em um banco de
dados. Exemplos são os seguintes programas: MODULUS,
COMDEF, DBCONPAS, REPAV, etc.;
3. Métodos que utilizam equação de regressão estatística para
determinação das deflexões teóricas em pontos pré-estabelecidos da
bacia deflectométrica. Os dados usados na regressão são obtidos por
programas de análise mecanística. São exemplos de aplicação deste
método os programas LOADRATE e PASTREW.
56
Utilizou-se a retroanálise no presente trabalho por comparação das bacias
deflectométricas do experimento com as bacias geradas durante o processamento
do ELSYM5, para analisar a variação do módulo de resiliência das camadas do
pavimento para cada etapa do programa experimental.
Os métodos simplificados estimam os módulos do sistema
pavimento/subleito, a partir da aplicação de equações, tabelas, gráficos ou outros
procedimentos simplificados gerados a partir da Teoria da Elasticidade, aplicada
aos meios homogêneos, isotrópicos e linearmente elásticos, transformando a
estrutura real multicamadas em estruturas equivalentes mais simples (duas ou três
camadas, incluindo o subleito). Como tratam o problema de forma simplificada,
são mais rápidos do que os métodos iterativos, porém perdem em acurácia.
Dentre os métodos simplificados de retroanálise, destaca-se o da AASHTO
(1993) em que o pavimento real é transformado em estrutura de duas camadas:
uma sendo o conjunto das camadas do pavimento (revestimento+base+sub-base),
e outra o subleito.
A aplicação desse método exige que sejam fornecidos os dados da bacia de
deflexão, da carga solicitante e da espessura total do pavimento acima do subleito.
O módulo de elasticidade do subleito (Me) é obtido através da equação 2.8.
ii
erd
PM
24,0= Equação 2.8
Onde:
Me: módulo do subleito;
P: carga aplicada sobre uma área circular;
di: deflexão medida no ponto de distancia ri; e
ri: distância radial do ponto de aplicação da carga.
O produto (di*ri) deve ser determinado para um ponto da bacia
deflectométrica bem afastado do ponto de aplicação da carga, onde só há a
influência do subleito. A AASHTO recomenda que o valor de ri seja cerca de 70%
do valor do raio do bulbo de tensões ae na interface pavimento/subleito, cujo valor
é dado pela equação 2.9.
57
+=
2
32 .R
Pe MEDaa
Equação 2.9
Por fim, o módulo EP é determinado iterativamente, até que o segundo
membro da equação 2.10 se iguale ao valor da deflexão máxima (d0), que se dá no
ponto de aplicação da carga.
( )
+−
+
+
=P
R
PR
E
aD
ME
a
DM
apd
2
2
3
0
/1
11
.1.
1..5,1 Equação 2.10
Onde:
D = espessura total das camadas acima do subleito;
P = carga aplicada sobre a área circular;
a = raio da área circular de distribuição da carga;
p = pressão de contato.
No guia da AASHTO (1993) é apresentada uma série de critérios de ajuste
para o valor modular do subleito, que é influenciado por variações sazonais e pela
presença de camadas rígidas presentes até 4,5 m de profundidade.
2.4. Distribuição de Tensões e Deslocamentos em Pavimentos
A aplicação da teoria da elasticidade à pavimentação, permitindo o cálculo
de estruturas de pavimento com várias camadas, foi feita inicialmente por
Burmister que apresentou em 1943 e 1945 um método para determinar tensões e
deformações em sistemas de duas e três camadas. Esse método se baseia na teoria
formulada em 1885 por Boussinesq, que considerou um espaço homogêneo,
isotrópico e elástico linear para calcular a tensão em qualquer ponto no interior da
massa e o deslocamento na superfície provocado por uma carga.
A tensão vertical a uma profundidade qualquer é dada pela equação (2.11) e
a constante (k) pela equação (2.12) segundo Boussinesq, para uma camada.
2.Z
Pkz =σ Equação 2.11
58
2
52
1
1.
2
3
+
=
Z
r
kπ
Equação 2.12
Onde: σz: tensão vertical;
k: constante adimensional;
P: carga pontual aplicada na superfície;
Z: profundidade; e
r: distância radial.
Como foi mencionado, Burmister desenvolveu soluções para sistemas
constituídos por duas e três camadas. Procurou resolver problemas que se
apresentam nos cálculos de fundações e de pavimentos de aeródromos. Na
solução de problemas de sistema de camadas elásticas foram consideradas
algumas suposições básicas: cada camada é homogênea, isotrópica e elástica
linear com módulo elástico (E) e coeficiente de Poisson (υ), as camadas são
admitidas infinitas na direção lateral e finita em profundidade.
O sistema de duas camadas pode ser aplicado quando o revestimento é
colocado diretamente sobre o subleito. Segundo as soluções obtidas por
Burmister, os valores de tensão e deslocamento são dependentes da relação de
módulos das camadas (E1/E2), onde E1 e E2 são os módulos de elasticidade do
revestimento e subleito, respectivamente. Para a relação E1/E2=1 obtém-se a
solução de Boussinesq para o semiespaço homogêneo.
Segundo Burmister (1943 apud Kakuda, 2010), o deslocamento vertical
total máximo na superfície (recalque), em termos do fator de deflexão F2 para
υ=0.5, pode ser calculado pelas equações 2.13 e 2.14, nos casos de placa flexível e
placa rígida, respectivamente.
22
..
.5,1 FE
aq=∆ Equação 2.13
22
..
.18,1 FE
aq=∆ Equação 2.14
Onde: ∆: deslocamento vertical;
q: carregamento uniformemente distribuído na área circular;
59
a: raio da placa;
E2: módulo de elasticidade da camada inferior; e
F2: fator adimensional dependente da relação entre os módulos do
revestimento e subleito.
Para o caso específico da distribuição de tensões em sistemas elásticos
constituídos por três camadas, Burmister (1945) deduziu expressões matemáticas
que incluem a tensão vertical nas interfaces 1 e 2 e tensões radiais em todas as
camadas do sistema, conforme Figura 2.12.
Figura 2.12- Distribuição de tensões (Burmister, 1945 apud Kakuda, 2010)
2.5. Instrumentação em estruturas de Pavimentos
Existem muitos instrumentos disponíveis no mercado que permitem a
avaliação do comportamento da estrutura de um pavimento frente à ação do
tráfego de veículos. As instrumentações servem para auxiliar na interpretação do
desempenho de estruturas de pavimentos, permitindo a determinação de
parâmetros, tais como: tensão e deformação horizontal, tensão e deformação
vertical, afundamentos na superfície do pavimento, umidade, sucção e
temperatura.
Na escolha dos equipamentos de leitura destes parâmetros, principalmente,
em ensaios de grandes dimensões e trechos experimentais deve-se levar em conta
a durabilidade, resistência mecânica durante a compactação das camadas,
resistência à fadiga e o ponto de instalação.
60
Segundo Werneck (1996 apud Kakuda, 2010), as características mais
comuns dos equipamentos são:
• Faixa: ou range (do inglês), representa todos os níveis de amplitudes
do sinal de entrada, nos quais se supõe que o instrumento opere;
• Resolução: é o menor incremento do sinal de entrada que é sensível
ou pode ser medido pelo instrumento;
• Sensibilidade: é a função de transferência do equipamento, isto é, a
relação entre o estímulo de entrada e o sinal de saída por ele
produzido;
• Linearidade: quando se mede com o instrumento um valor padrão
conhecido que varia de maneira conhecida, se o instrumento for
perfeito ou ocorrer um erro desprezível, a “curva” obtida é uma reta;
no entanto, como sempre ocorre um erro, a curva obtida “foge” em
alguns pontos da “curva” ideal (reta). A distância máxima observada
entre uma medida feita pelo instrumento e o valor padrão dividido
pela faixa e multiplicada por 100 fornece a linearidade (%);
• Histerese: se o estímulo de entrada, que existe em um instrumento,
crescer até um determinado ponto o instrumento irá acusar certo
valor, mas se o estímulo começa de um ponto mais elevado e
decresce até o mesmo valor anterior, o equipamento poderá acusar
um valor diferente daquele fornecido anteriormente. Pode ocorrer
histerese por diversas razões, tais como: atrito mecânico dos
ponteiros de um instrumento de medida, resposta de frequência,
inércia molecular etc;
• Exatidão ou erro: é a diferença absoluta entre o valor real e o valor
medido pelo instrumento. Pode ser dada em porcentagem ou em
partes por milhão (ppm) quando este valor for muito pequeno;
• Precisão ou repetibilidade: é a capacidade de se obter um mesmo
valor em diversas medidas; pode ser dada pelo desvio padrão das
medidas efetuadas de um mesmo valor ou pelo maior erro em
qualquer medida;
• Estabilidade: é a capacidade de um instrumento voltar à situação de
regime permanente (steadystate) depois de receber um sinal
61
transitório, como um degrau ou um pulso, por exemplo. Depende
principalmente do ganho de representação e da frequência da
ressonância do sistema.
Silva (1999) descreve a pesquisa realizada na Pista Experimental Circular
do IPR/DNER para estudar a restauração de pavimentos flexíveis com concreto de
cimento Portland (“whitetopping”- WT). Para determinar o desempenho deste tipo
de reforço foram utilizados seis extensômetros e duas células de carga. Os seis
extensômetros embutidos na camada de WT resistiram satisfatoriamente aos
esforços na fase de construção e às solicitações devidas ao carregamento externo e
fatores ambientais. Com relação às células de carga, acredita-se que uma das
células de carga sofreu um deslocamento devido a recalques diferenciais do
subleito refletindo erro de registro das medições. Com os valores de deformação
registrados pelos extensômetros foi possível calcular as tensões de tração na face
inferior do WT.
Silva (2009) avaliou o comportamento mecânico de um pavimento
rodoviário submetido à oscilação do lençol freático simulado no modelo físico de
verdadeira grandeza desenvolvido no laboratório da COPPE - Setor de
Pavimentos. A instrumentação utilizada para tal análise foi composta de sete
tensiômetros de alta capacidade, sete refletômetros no domínio do tempo que
conseguiram medir a sucção e a umidade dos solos, respectivamente, frente à
variação da umidade dos materiais, também dois LVDTs e cinco células de carga
permitiram controlar as deflexões e as tensões geradas na estrutura do pavimento
com a aplicação do carregamento cíclico.
O tipo de instrumentação utilizada no presente trabalho foi a que utilizou
Silva (2009). No entanto, foi incrementado o número de LVDTs que permitiram
controlar as deflexões em mais pontos da superfície do pavimento com o objetivo
de obter a bacia de deflexão gerada pela aplicação de carregamento cíclico nos
ensaios desenvolvidos. Também foi reduzido o número de tensiômetros de alta
capacidade (TAC) e refletômetros no domínio do tempo (TDR), instalados no
subleito e na camada de base do pavimento, que controlaram a variação da
umidade e da sucção quando o subleito foi submetido à imersão por danos a
alguns dos instrumentos. As células de carga monitoraram a aplicação de carga
aplicada. A descrição de cada instrumento está no Capítulo 3.
62
2.6. Utilização de Geossintéticos em Pavimento Flexível
O termo geossintético é usado para descrever uma família de produtos
sintéticos utilizados para resolver problemas em Geotecnia. A natureza sintética
desses produtos os torna próprios para uso em obras de terra onde um alto nível de
durabilidade é exigido.
O emprego de geossintéticos numa estrutura de pavimento tem como
principal objetivo diminuir e distribuir de forma homogênea as tensões que
chegam ao subleito, controlando ou reduzindo a um mínimo os defeitos estruturais
como afundamento de trilha de roda e trincamento por fadiga do revestimento
asfáltico. Possibilita ainda, a redução das espessuras das camadas granulares,
aumento na vida útil do pavimento e também atuam como elemento separador e
filtrante. Podem ser utilizados tanto no reforço de base de pavimentos em
construção quanto no reforço da capa asfáltica, na restauração de pavimentos
degradados.
Os quatro grupos principais de geossintéticos são: geotêxteis, geogrelhas,
geomantas e geocompostos, sendo mais utilizados em pavimentos os dois
primeiros. Uma breve descrição dos geotêxteis e das geogrelhas é a seguinte:
a) Geotêxtil
Produto têxtil bidimensional permeável, composto por fibras cortadas,
filamentos contínuos, monofilamentos, laminetes ou fios, formando estruturas
tecidas, não tecidas ou tricortadas, cujas propriedades mecânicas e hidráulicas
permitem que desempenhe várias funções numa obra geotécnica (Vertematti,
2004).
Para a utilização em restauração de pavimentos flexíveis devem apresentar
uma resistência à tração maior que 7kN/m (NBR 12824), capacidade de retenção
de ligante betuminoso maior que 0,9 l/m2 e ponto de amolecimento superior a
180°C.
Para a utilização em base tem sido utilizado como separador ou elemento
filtrante, tendo como principal função a de prevenir a interpenetração do material
de base na camada inferior. Holtzet et al. (1995 apud Kakuda, 2010) recomendam
63
o uso de geotêxtil em subleitos de baixa capacidade de suporte, expressa por
CBR<3% ou módulo de resiliência < 30MPa.
(a)
(b)
(c)
Figura 2.13 - Tipos de Geotêxteis utilizados em obras geotécnicas. (a) Geotêxtil
não tecido (b) Geotêxtil tecido (c) Geotêxtil tricortado (CTG - ABINT, 2001)
b) Geogrelha
As geogrelhas possuem estrutura em forma de tela ou malha, com malha
retangular ou quadrada e seu uso é predominantemente estrutural como reforço, e
a abertura da malha permite a interação com o meio em que está confinado, sendo
constituídas por elementos com grande resistência à tração. São obtidas em uma
ou em duas direções planares perpendiculares, de uma placa sintética perfurada,
cujas perfurações formam aberturas quase retangulares, que variam tipicamente de
1 a 10 cm.
São consideradas unidirecional, quando apresenta elevada resistência à
tração apenas em uma direção, e bidirecional, quando apresenta elevada
resistência à tração, nas duas direções principais (ortogonais). Quanto ao processo
64
de fabricação, as geogrelhas podem ser classificadas como extrudadas, soldadas
ou tecidas (Vertematti, 2004).
Figura 2.14 - Geogrelha flexível, utilizada para reforço de aterros/muros de
contenção (CTG – ABINT, 2001)
Segundo Antunes (2008), as geogrelhas são utilizadas comumente em
sistemas de pavimentos rodoviários em três situações: (a) em construções de
pavimentos sobre solos moles; (b) melhoria ou aumento da vida útil de projeto do
pavimento; (c) redução de deformações elásticas e plásticas para uma determinada
vida útil.
Para a utilização em restauração de pavimentos flexíveis devem apresentar
uma resistência à tração maior que 50 kN/m, para deformação menor que 12%
(NBR 12824), resistência à fadiga maior que 90% de resistência retida após
100.000 ciclos de carregamento, a relação entre abertura da malha e diâmetro
máximo do agregado deve ficar no intervalo de 2 a 10 e o ponto de amolecimento
superior a 180°C (Kakuda, 2010).
As camadas granulares de base e sub-base são componentes essenciais para
o desempenho de pavimentos flexíveis. Sua função principal é a de reduzir as
tensões provocadas pelas cargas repetidas do tráfego e transmiti-las ao subleito de
maneira a minimizar a ocorrência de ATR (Afundamento de Trilha de Roda).
Além disso, as camadas granulares têm especial importância em pavimentos de
baixo volume de tráfego onde a espessura do revestimento é pequena ou somente
tratamento superficial é utilizado (Gonçalves, 1999).
O reforço da camada de base (camada granular) com a utilização de
geossintético faz com que ocorra um aumento na capacidade estrutural da camada.
É utilizado principalmente nos casos em que o subleito apresenta baixa
capacidade de suporte e seja inviável a remoção e substituição do material, e
65
também quando o material granular para a base e revestimento é escasso ou fica
longe do local da obra, permitindo a redução da espessura destas camadas.
Segundo Perkins (1999 apud Antunes, 2008), a função do reforço de base é
desenvolvida pela interação entre as camadas de solo e de geossintético contida no
interior ou na parte inferior da camada granular de base e basicamente, consiste
em quatro mecanismos distintos. Conforme a Figura 2.15, o carregamento
proveniente do veículo, aplicado na superfície do pavimento, gera tensões laterais
na base logo abaixo do carregamento aplicado. Os movimentos laterais da base
comprometem o desempenho e a durabilidade do pavimento.
Figura 2.15 – Proposta de modelo de transferência de tensões de cisalhamento na
interface base-geossintético. (Fonte: Perkins 1999 apud Antunes, 2008)
Antunes (2008) cita o desenvolvimento dos mecanismos gerados pela
interação entre a camada granular de base e o geossintético que são:
a) Mecanismo que corresponde à redução direta do espraiamento lateral
da camada de base.
Uma “interação cisalhante” se desenvolve entre o agregado e a geogrelha
com a tentativa da base se espalhar lateralmente. O carregamento cisalhante é
transmitido do agregado de base para o geossintético, que é então tracionado. A
rigidez relativamente alta da malha atua no retardamento do desenvolvimento de
deformações laterais na base adjacente ao geossintético. Menores deformações
laterais na base resultam em menores deformações verticais da superfície do
pavimento (Figura 2.16)
66
Figura 2.16 – Esquema da interação do reforço (geogrelha) com o material de
base (Antunes, 2008).
b) Mecanismo do confinamento lateral
Este mecanismo gera um aumento na rigidez da camada de base quando há
uma interação adequada entre a base e o geossintético devido à presença do
reforço que proporciona um aumento no confinamento lateral, porque as tensões
cisalhantes que se desenvolvem entre a camada de base e o geossintético
proporcionam um aumento nas tensões laterais no interior da base.
c) Mecanismo de distribuição de tensões no subleito
A presença do geossintético na base da estrutura do pavimento pode
também causar uma mudança no estado de tensões e deformações do subleito. A
tensão vertical na base e no subleito, diretamente abaixo da área de aplicação de
carregamento, diminui à medida que a rigidez da camada aumenta. As tensões
verticais no subleito se tornarão mais amplamente distribuídas.
d) Mecanismo na redução da tensão cisalhante no subleito
Experimentos usando carregamento monotônico em camadas de base
granular sobre subleito fraco mostraram que as tensões cisalhantes transmitidas da
camada de base para o subleito decrescem à medida que a base solicita o reforço à
tração. Menores tensões cisalhantes, junto com menores tensões verticais,
resultam em um estado de carregamento consideravelmente menor, implicando
em menores deformações verticais no subleito.
Um indicador que possibilita quantificar a melhoria do desempenho de um
pavimento em que se utilizou de um geossintético é a taxa de benefício de tráfego,
TBR (traffic benefit radio), dado pela equação 2.15.
67
N
NTBR
geo= Equação 2.15
Onde: Ngeo: número de repetições do eixo padrão de 82 kN, que
produz um determinado afundamento em trilha de roda (TR)
no pavimento com geossintético; e
N: número de repetições do eixo padrão de 82 kN, que
produz um determinado afundamento em trilha de roda (TR)
no pavimento sem geossintético (Manual Brasileiro de
Geossintéticos (Vertematti, 2004).
Os indicadores de desempenho de pavimentos reforçados com
geossintéticos, em sua grande maioria, são obtidos por meio de comparação de
estruturas com e sem a utilização de geossintéticos. Essa comparação se dá por
meio de parâmetros que são obtidos de ensaio de laboratório ou campo.
Zambrano (2007) afirma que o estudo do reforço de base de obras viárias
pode ser dividido em duas vertentes: pavimentos com revestimento primário e
pavimentos com revestimento asfáltico ou rígido (concreto). Os mecanismos de
solicitação do reforço e os benefícios que este traz a essas estruturas são de certa
forma, parecidos. A grande diferença entre pavimentos com revestimento primário
e com capa asfáltica é a profundidade admissível para os afundamentos de trilhas
de rodas (ATR). A capacidade de suporte do solo de subleito está diretamente
ligada à ocorrência de ATR na superfície do pavimento, ou seja, a ATR depende
da deformação ocorrida no subleito. Em rodovias com revestimento primário,
ATR da ordem de dezenas de milímetros de profundidade não comprometem
seriamente o seu uso. Entretanto, é necessário adotar um critério para estabelecer
um estado limite de utilização do pavimento.
A Figura 2.17 mostra o efeito que produze a utilização dos geossintéticos
em vias não pavimentadas.
68
Figura 2.17 – Efeito que produz o geossintético numa via não pavimentada
(ANAPRE, s/d).
Giroud e Han (2004 apud Zambrano, 2007) descrevem quatro mecanismos
responsáveis pelo surgimento de deformações na superfície de rodovia sem
revestimento:
o Sobre - compactação da camada de base e/ou do subleito devido às
solicitações de tráfego;
o Ruptura por falta de capacidade de carga da camada de base ou
subleito devido às tensões normais e cisalhantes induzidas pelo
tráfego inicial;
o Ruptura por falta de capacidade de carga na base ou subleito após
repetidas solicitações de tráfego resultante de deterioração
progressiva do material, redução da espessura efetiva por
contaminação dos finos do solo de subleito, redução da capacidade
da base distribuir as solicitações de tráfego ao subleito, ou
decréscimo na resistência do solo de subleito devido ao surgimento
de pressões neutras durante a construção;
o Deslocamento lateral dos materiais da base e subleito devido à
acumulação de incrementos de deformações plásticas induzidas por
cada ciclo de carregamento.
Na Figura 2.18 pode-se observar algumas das aplicações dos geossintéticos
utilizados como material de reforço em pavimentos segundo as referências de
Huesker e http://www.oempreiteiro.com.br.
69
(a) Reforço de base de pavimentos
(b) Reforço de revestimentos asfálticos
(c) Restauração de pavimento
Figura 2.18 – Aplicação de geossintéticos como material de reforço em
pavimentos.
2.6.1. Pesquisas desenvolvidas empregando geossintético como reforço de base
Pesquisas desenvolvidas no estrangeiro para avaliar o uso de geossintéticos
em reforço de base aconteceram a partir da década de 1990. No Brasil, somente a
partir do presente século foram desenvolvidos alguns trabalhos de investigação da
utilização de geossintéticos com material de reforço para estruturas de
pavimentos.
A variedade de situações encontradas em campo exigiu que se
desenvolvessem equipamentos que simulem de maneira mais real o que acontece
no campo, com o objetivo de minimizar o efeito escala (campo/laboratório) e
obter resultados em curto tempo e menor custo. Isto passou a ser feito em modelos
físicos, caixas ou tanques de teste, de tamanhos proporcionais às estruturas de
pavimento comuns.
70
Kakuda (2010) apresenta um grande levantamento de equipamentos
utilizados para a avaliação do desempenho de geossintéticos. No entanto, aqui
serão citados apenas aqueles que apresentam características físicas similares ao
usado no presente trabalho quanto a dimensões, forma de carregamento,
frequência da aplicação de carga, entre outros aspectos.
Perkins et al. (1999) analisaram a estrutura de um pavimento composto de
camada de base nas espessuras de 300 e 375 mm, subleito com espessuras de 1045
mm e 970 mm e a capa asfáltica de 75 mm. Essa estrutura de pavimento foi
montada dentro de uma caixa quadrada de ferro de 2,0 m de largura e 1,5 m de
profundidade. A aplicação do carregamento foi através de um atuador pneumático
sobre uma placa circular de aço de 25 mm de espessura e 305 mm de diâmetro.
Uma borracha de 4 mm de espessura foi usada entre a placa e a superfície de
concreto asfáltico. Os solos utilizados como subleito foram: uma argila de CBR
1,5% e uma areia siltosa de CBR de 15%. Os materiais de reforço foram duas
geogrelhas de polietileno, biaxial de polietileno de alta densidade e um geotêxtil
tecido, todos usados na interface subleito-base. A Figura 2.19 apresenta uma vista
em corte da estrutura avaliada.
Figura 2.19– Diagrama esquemático de equipamento de ensaio (Perkins et al,
1999)
71
De Merchant et al. (2002) utilizaram um agregado leve de argila expandida
na estrutura constituída de uma cava escorada de 2,2 x 3,2 x 1,6 m de
profundidade (Figura 2.20). A aplicação do carregamento foi através de um
atuador hidráulico fixado a uma viga de reação que atuava sobre uma placa rígida
circular de aço de 305 mm de diâmetro.
Figura 2.20– Equipamento de ensaio (Demerchant et al., 2002)
Leng and Garb (2002) analisou a estrutura composta de camada de base
granular (GW) nas espessuras de 152 e 254 mm, e um subleito com CBR entre 3 e
4%. Tudo foi construído em uma caixa de 1,5 m de comprimento x 1,5 m de
largura e 1,35 m de profundidade. O carregamento de 40 kN foi aplicado através
de um atuador hidráulico com uma frequência de 0,67 Hz que atuava sobre uma
placa circular de aço de 305 mm de diâmetro. Os materiais de reforço foram duas
geogrelhas biaxiais de polipropileno com as mesmas aberturas de malha e
diferentes gramaturas e resistência à tração, de alta densidade, e um geotêxtil
tecido na interface subleito-base. A Figura 2.21 apresenta uma vista em corte da
estrutura avaliada.
72
Figura 2.21– Diagrama esquemático de caixa de teste e configuração do
carregamento (Leng e Garb, 2002).
Kim et. al. (2005) apresentaram um modelo experimental de grande escala,
com uma estrutura de um pavimento composta de subleito (CBR 7%) e uma
camada de 450 mm de espessura de poliestireno expandida (Figura 2.18). O
carregamento cíclico tinha uma amplitude de 1,4 kN e frequência de 1 Hz (0,1s de
atuação por 0,9 s de descanso), que atuava sobre uma placa rígida de 250 mm de
diâmetro e 25 mm de espessura. Medidores de deslocamentos foram fixados no
geossintéticos a 0, 130, 255 e 510 mm do centro de aplicação para a obtenção de
deformações do material.
Figura 2.22– Vista em corte do LSME (Kim et al., 2005)
Tingle & Jersey (2005) analisaram a estrutura composta de camada de base
nas espessuras de 360 e 510 mm e o subleito com espessura de 810 mm. Essa
estrutura foi montada dentro de uma caixa de aço de espessura de 25 mm com
73
dimensões de 1,83 m de comprimento por 1,83m de largura e 1,37 m de
profundidade (Figura 2.23). A aplicação do carregamento de 40 kN foi feita
empregando um atuador hidráulico com frequência de 1 Hz (0,1 s de atuação e 0,9
s de repouso) sobre uma placa circular de aço de 305 mm de diâmetro e 1” de
espessura, apoiado sobre um neoprene de 6 mm. O solo do subleito era uma argila
de CBR de 1% e o material da base era um agregado calcário. O material sintético
de reforço foi colocado na interface subleito-base.
Figura 2.23– Teste de pavimento em laboratório (Tingle e Jersey, 2005)
O Manual Brasileiro de Geossintéticos cita pesquisas desenvolvidas com a
inserção de um geossintético em experimentos de laboratório envolvendo a
aplicação de carga estática (Klein et al., 2003) e cíclica (Cancelli et al., 1996;
Hass et al.; 1988; Miura et al., 1990), bem como em experimentos em verdadeira
grandeza, construídos com equipamentos industriais (Anderson e Killeavy, 1989;
Miura, 1990). Os resultados obtidos indicam que os pavimentos reforçados
apresentaram vida útil de três a dez vezes maior em comparação com uma seção
similar de pavimento não-reforçado. No caso de espessura da camada de base
granular, os experimentos mostram uma redução de 20% a 50% graças aos
geossintéticos.
Estudos desenvolvidos por Anderson e Killeavy (1989) e Cancelli et al.
(1996) demonstraram que as geogrelhas são superiores aos geotêxteis quando
empregadas como material de reforço de base.
74
Entre 1984 e 1992, o Corpo de Engenheiros do Exército dos Estados Unidos
(USACE), em Vicksburg, e as universidades do Alasca, de Waterllo e de
Nottingham conduziram quatro grandes experimentos, cujo principal objetivo foi
avaliar a eficiência de diferentes tipos de geogrelhas no reforço de camada de base
de pavimentos (TENSAR CORPORATION, 1996). As espessuras da camada de
base variaram de 15,0 a 30,0 cm e a capacidade de suporte do solo de fundação
(CBR) variou de 1,0 até 8,0%. O desempenho das geogrelhas foi avaliado através
da taxa de benefício de tráfego (TBR). Os experimentos permitiram chegar às
seguintes conclusões:
• A TBR para os diferentes tipos de geogrelhas avaliados varia de 2 a
4, definida para afundamentos em trilhas de roda entre 2,5 e
3,0 cm;
• As geogrelhas com maior módulo secante conduzem a maiores
valores de TBR;
• Quanto maior a capacidade de suporte do solo de fundação, menor
a eficiência da geogrelha na redução do ATR e, portanto, menor a
TBR;
• O melhor desempenho da estrutura ocorre com a geogrelha
posicionada na profundidade entre 18,0 e 26,0 cm, pois trabalha
bem sob tração.
Perkins et al. (2012) analisou o comportamento de afundamentos de trilha
de roda em estruturas de estradas não pavimentadas em laboratório e em campo,
utilizando o mesmo tipo de material (solos e geossintéticos) para ambos testes. O
solo do subleito foi uma argila de baixa plasticidade CL e o material da base um
agregado triturado e graduado proveniente de um depósito de terraço de
Lewistown, Montana, os geossintéticos foram duas geogrelhas biaxiais de
prolipopileno soldadas e um compósito de geogrelha/geotêxtil. O equipamento de
ensaio utilizado em laboratório tratou-se de uma caixa de metálica de 1,80 x 1,80
x 1,50 m de profundidade, e, a estrutura do pavimento estava composta de um
subleito de 120 cm e uma base de 20 cm. A carga aplicada através de um atuador
pneumático com um a frequência 0,67 Hz foi de 600 kPa a qual foi transmitida ao
pavimento através de uma placa de diâmetro de 300 mm. Os ensaios foram
75
realizados adotando-se como critério de parada deslocamento vertical permanente
superficial de 100 mm. A estrutura de pavimento experimental em campo foi
construída ao ar livre, nas instalações de pesquisa TRANSEND em Lewistown,
Montana, com dimensões de 4,0 m de largura, 195 m de comprimento e 1 m de
profundidade. O material graúdo da base foi colocado para uma espessura de 200
mm. O tráfego foi aplicado através de um caminhão basculante de eixo triplo
totalmente carregado tendo uma pressão do pneu de 690 kPa. De acordo aos
resultados decorrentes dos ensaios realizados em laboratório e em campo, eles
concluíram que: os ensaios de campo mostraram uma taxa mais rápida de
afundamento quando comparados com os afundamentos que se desenvolveram
nos três primeiros ensaios de laboratório. Esta diferença no desempenho dos
afundamentos dos ensaios dos dois conjuntos de seções testes (laboratório e
campo) foi atribuída às pequenas alterações nas propriedades construídas, nas
técnicas de construção e o método de carregamento.
No Brasil foram desenvolvidas pesquisas similares às mencionadas
anteriormente, entre elas podem ser citadas:
Antunes (2008) analisou a estrutura composta de uma camada de base com
espessura de 20 cm, e o subleito com espessura de 50 cm, sem revestimento. Tudo
foi compactado em uma caixa metálica de 1,60 de comprimento x 1,60 de largura
e 1,20 m de profundidade. A aplicação do carregamento foi através de um sistema
hidráulico com uma frequência de aplicação igual a 1 Hz que atuava sobre uma
placa circular de aço de 30 cm de diâmetro. O solo do subleito tratava-se de uma
areia siltosa de CBR de 18% e a base foi composta de uma brita corrida de CBR
de 90%. O material de reforço foi uma geogrelha e um geossintético colocados na
interface subleito-base. A Figura 2.24 apresenta uma vista em corte da estrutura
analisada.
76
Figura 2.24– Esquema geral do equipamento de carregamento cíclico de grande
escala (Antunes, 2008).
Silva (2009) desenvolveu um modelo físico de pavimentos onde estudou o
comportamento mecânico face à variação do lençol freático (não utilizou
geossintéticos). O modelo físico foi construído na forma de tanque de concreto,
com dimensões de 2,0 m (comprimento) x 2,0 m (largura) x 1,80 m
(profundidade). A estrutura analisada era composta de 1,0 m de subleito (solo com
CBR de 12%), 0,20 m de sub - base (solo com CBR de 39%) e de 0,20 m de base
(brita graduada com CBR de 107%). Foram analisadas as estruturas sem
revestimento e com dois tipos de revestimento (concreto asfáltico e peças pré-
moldadas de concreto). A aplicação da carga é realizada por um cilindro
pneumático com freqüência de 1 Hz (0,1s de atuação por 0,9 de descanso),
atuando sobre uma placa de 15,2 cm de diâmetro. A instrumentação utilizada se
refere a células de carga, LVDTs, assim como instrumentação que permitiu o
controle da variação do lençol freático (instrumentos de medição de umidade e de
sucção). Neste modelo físico é que foi realizado o experimento da presente
pesquisa.
Kakuda (2010) desenvolveu um equipamento onde analisou a estrutura
composta de uma camada de base com espessura de 20 cm e o subleito com
espessura de 50 cm, sem revestimento. Tudo foi compactado em uma caixa
metálica de 1,50 m de comprimento x 1,50 m de largura e 1,20 m de altura. A
aplicação do carregamento foi através de um cilindro pneumático com uma
77
frequência de aplicação igual a 1 Hz com valores de 40 kN e 20 kN que atuava
sobre placas rígidas circulares de 300 mm e 216 mm de diâmetro,
respectivamente. O solo do subleito, segundo a classificação MCT, foi definido
como solo de comportamento não laterítico NS’ com CBR de 8% e um módulo de
resiliência de 20 MPa. A base era composta de uma mistura solo (30%) + brita
(70%), definido como de comportamento laterítico LA’ de CBR de 190%. O
material de reforço foi uma geogrelha colocada na interface subleito-base e no
centro da camada de base. A Figura 2.25 mostra o a estrutura do equipamento
utilizado.
Figura 2.25 – Caixa de ensaios utilizada por Kakuda, 2010.
Góngora (2011) utilizou um tanque cilíndrico metálico rígido com diâmetro
interno de 0,75 m e altura de 0,53 m, onde analisou o comportamento de uma
estrutura de pavimento composta de uma camada de base (aterro) com espessura
de 23 cm, e o subleito com espessura de 30 cm, sem revestimento. A aplicação do
carregamento foi através de um sistema hidráulico com uma frequência de
aplicação igual a 1 Hz que atuava sobre uma placa circular de aço de 20 cm de
diâmetro. O solo do subleito tratava-se de um solo fino denominada “argila porosa
de Brasília” de CBR de 4,23% e os materiais do aterro (base) foram dois: resíduo
de construção e demolição reciclados (RCD-R) e uma brita. Os materiais de
reforço foram três tipos de geogrelha diferenciadas pela abertura da malha
colocadas na interface subleito-base. A instrumentação estava constituída de
78
células de carga e células de tensões totais de medidores de deslocamento linear.
A Figura 2.26 apresenta uma vista em corte da estrutura analisada.
Figura 2.26– Esquema geral do equipamento de grande escala (Góngora, 2011).
Carmo, D’Ávila e Ruiz (2012) apresentaram um trabalho de campo, onde se
utilizou a geogrelha tipo Fornit J600, como material de reforço num trecho de
pavimento de 850 metros, localizado na região metropolitana de Vitória na cidade
de Viana no estado do Espírito Santo. A estrutura do pavimento existente nesse
trecho estava constituída de uma camada superficial de mistura escória bruta com
argila variando de 0,00 a 0,25 m com CBR na ordem de 15%. Esta apoiava-se
sobre uma camada de argila não compactada com espessura variável de 0,85 m e
CBR igual a 7%. Foi também identificada abaixo da camada de argila (aterro)
uma espessa camada de argila orgânica altamente compressível, com umidade
natural de 80%. Nesta estrutura descrita foi realizado um levantamento
deflectométrico com a Viga Benkelman encontrando-se uma deflexão máxima de
2,5 mm na estaca 570+10 do trecho avaliado. Com as espessuras da sondagem e
levantamento defletométrico, foi calculado o módulo de resiliência das camadas
existentes através da retroanálise com o auxilio do programa ELSYM5.
Realizando o dimensionamento de um novo pavimento a ser construído sobre esta
estrutura existente, pelo método da AASHTO, definiu-se que a estrutura do
79
pavimento existente fosse incrementada com uma camada de base de brita
graduada simples de 30 cm de espessura com a inserção de uma geogrelha na base
desta camada, e uma camada de CBUQ de 5 cm de espessura. Após 28 meses da
conclusão da obra foi realizada a avaliação estrutural do novo pavimento
registrando-se uma deflexão máxima 0,9 mm. Também foi analisada a condição
da estrutura reforçada através da retroanálise para se estimar o novo valor de
módulo de resiliência da camada de base, verificando-se que a geogrelha
promoveu um acréscimo de 2,25 vezes na rigidez do módulo da brita graduada.
De forma geral, segundo as pesquisas citadas, independentemente do tipo de
geossintético e da sua posição, pôde-se observar que a inclusão do material de
reforço melhorou o desempenho da estrutura do pavimento analisada, em maior
ou menor grau.
2.6.2. Efeitos da geogrelha dentro da estrutura de pavimentos flexíveis
A seguir serão ressaltadas algumas das principais conclusões dos trabalhos
realizados para quantificar os efeitos da presença de geogrelhas como camada de
reforço de base-subleito, de forma resumida.
Os aspectos agrupados dizem respeito a: espessura da camada granular,
posicionamento do geossintético, capacidade de carga do subleito, tipo e
características mecânicas do produto.
� Espessura da camada granular reforçada
Quanto mais delgada é a camada granular da base, a efetividade da
geogrelha é maior. Kakuda (2010) cita vários pesquisadores que concluíram que
quando as espessuras das camadas são pequenas, a geogrelha deve ser instalada na
interface subleito-base e para pavimentos de bases espessas deve ser colocada
próximo ao meio da camada de base.
� Posicionamento do geossintético
Segundo Zambrano (2007), no reforço de base de pavimentos, o
geossintético pode ser posicionado tanto à meia altura da camada de base, quanto
80
na interface desta com o subleito. No primeiro caso, são utilizadas geogrelhas, e
no segundo pode-se utilizar tanto geogrelhas quanto geotêxteis. Geogrelhas são
mais efetivas como reforço em relação aos geotêxteis pela interação que ocorre
entre o geossintético-solo e o contato solo-solo existente na abertura de malha.
Zambrano (2007) cita diversos pesquisadores que determinaram os efeitos
da inclusão do reforço na estrutura do pavimento. Eles afirmam que os
mecanismos de reforço quando o geossintético é posicionado na interface base-
subleito são a prevenção de cisalhamento local no subleito, maior distribuição de
cargas, redução ou reorientação de tensões cisalhantes na interface base-subleito e
efeito membrana. O segundo mecanismo de reforço, a distribuição de cargas, se
dá pela melhor distribuição do carregamento que chega ao subleito. Isto se traduz
pelo ângulo de espraiamento que é maior para estruturas reforçadas em
comparação com similares não reforçadas. Portanto, a máxima tensão normal
atuante no subleito é reduzida.
Giroud e Han (2004 apud Zambrano, 2007) mencionam os benefícios da
utilização de geogrelhas inseridas no interior da camada de base:
o Prevenção do movimento lateral do solo da camada de base,
reduzindo ATR na superfície do pavimento;
o Aumento da rigidez do material da camada de base, reduzindo suas
deformações verticais e aumentando a concentração das tensões,
reduzindo a tensão vertical máxima no subleito;
o Redução das tensões cisalhantes transmitidas da base para o subleito,
aumentando a capacidade de carga deste.
Para pavimentos com revestimento primário, a utilização de geogrelhas no
interior da camada de base granular tem as seguintes funções:
o Prevenir o surgimento de rupturas por cisalhamento na base;
o Prevenir o surgimento de fissuras na porção inferior da camada de
base, minimizando a contaminação desta pelos finos do solo de
subleito à medida que a camada granular deforma com o
carregamento; e
o Prevenção da perda de agregados da base para dentro do subleito.
Koerner (1994 apud Antunes, 2008) relata a realização de uma série de
ensaios triaxiais com o intuito de ilustrar os efeitos benéficos sobre a resistência
81
ao cisalhamento de um solo quando o reforço é apropriadamente posicionado. A
Figura 2.27 mostra resultados de ensaios triaxiais em areia densa com pressões de
confinamento de 20 kPa e 210 kPa e diferentes configurações.
Observando as curvas 1 (amostra sem reforço) e 2 (geossintético colocado
no topo e na base da amostra) pode-se verificar que não houve incremento de
resistência para o caso reforçado, pois sabe-se que as regiões testadas são zonas
mortas em ensaios triaxiais convencionais, mostrando que se o reforço é
posicionado erroneamente não haverá efeitos benéficos.
Figura 2.27 – Resultados de ensaios triaxiais mostrando a influência da posição do
geotêxtil: a) 21kPa: b) 210kPa (Koerner 1994 apud Antunes, 2008).
Beretta et al. (1994 apud Antunes, 2008) investigaram a influência da
presença de camadas de geogrelha colocadas na interface subleito / base e na parte
central da camada de base. O que se verificou foi um desempenho bem superior
do conjunto quando o reforço esteve posicionado na interface entre as duas
camadas, sendo a vida útil dos pavimentos ensaiados aumentada em 30%.
Considerando os resultados obtidos em pesquisas nacionais e internacionais
sobre o posicionamento da geogrelha na interface subleito - base, os quais
significaram a melhoria da resistência do solo submetido a diferentes condições de
carregamento e umidade, optou-se em manter a posição da geogrelha nessa
interface para o presente trabalho. É importante também mencionar que a correta
fixação do material de reforço no interior da estrutura do pavimento contribuirá ao
efeito positivo de melhoramento do comportamento estrutural do pavimento.
82
� Capacidade de suporte do subleito
O valor da capacidade de suporte do solo do subleito vai determinar a
influência da utilização do reforço com geossintéticos: à medida que o valor do
CBR aumenta, a taxa de benefício diminui. A bibliografia existente menciona que
a efetividade do uso de material de reforço será mais bem refletida quando o solo
do subleito apresenta um valor de CBR≤3%.
Perkins et al. (1999 apud Kakuda, 2010) mostraram que a utilização de
geossintético proporcionou um significativo aumento no desempenho do
pavimento, quanto às deformações permanentes na superfície, sendo mais efetivo
quando se utilizou um subleito de argila de CBR 1,5% ao invés de um subleito de
areia siltosa de CBR 15%.
As respostas de um pavimento flexível quando submetidos às cargas do
tráfego (tensões, deformações e deslocamentos) são significativamente
influenciadas pelo subleito. Uma porcentagem elevada da deflexão que ocorre na
superfície é devido ao subleito no caso deste ser muito deformável. Se a deflexão
na superfície for um critério de projeto, a necessidade de uma caracterização
adequada do subleito torna-se óbvia. Uma caracterização adequada do subleito
requer que sejam efetuadas considerações acerca da variação das propriedades do
solo do subleito ao longo do pavimento (variabilidade longitudinal) e ao longo do
tempo (efeito da sazonalidade e da variação climática).
� Tipo e características mecânicas do geossintético
Os resultados de trabalhos em que foram utilizados geossintéticos no
reforço de base de uma estrutura de pavimento flexível, mostram melhoria no
desempenho do pavimento. As geogrelhas, na maioria das pesquisas, têm
aumentado o TBR do pavimento, sendo que o módulo de rigidez do material tem
uma parcela considerável nesse ganho.
A grande diversidade de geogrelhas no mercado permite comparar qual
geogrelha apresenta melhor desempenho, e algumas pesquisas foram
desenvolvidas no sentido de averiguar essa variável. Webster (1992) investigou o
emprego de geogrelha como reforço da base, avaliando seis tipos de geogrelhas,
duas de prolipropileno, uma biaxial de prolipropileno e três de poliéster tecido,
através de ensaios de campo, com a carga de 130 kN aplicada por uma roda, e
pode verificar que o melhor desempenho foi obtido pelo pavimento composto pela
83
geogrelha biaxial de prolipropileno quando apresenta elevada resistência à tração,
nos dois eixos principais (ortogonais).
Wrigley et al. (2012), com o objetivo de determinar a quantidade de danos
de instalação transmitida em cada tipo de geogrelhas testadas sob várias condições
de esforço de compactação e materiais de preenchimento, avaliaram a resistência
ao dano na instalação no pavimento de geogrelhas com abertura triangular e
retangular. Foram construídos compartimentos de ensaio previamente nivelados e
compactados onde foram instaladas as amostras de geogrelhas dispostas em
materiais típicos de rodovias e com as condições encontradas na construção de
estradas. Após a compactação as amostras testadas foram cuidadosamente
desenterradas manualmente para logo serem avaliadas visualmente e algumas
submetidas a ensaio de tração. O resultado foi que as geogrelhas de abertura
triangular são mais susceptíveis aos danos de instalação, apresentando maiores
danos visuais (cortes nas nervuras e fraturas nos nodos) e, portanto sua resistência
foi reduzida após o ensaio.
2.7. O fenômeno da capilaridade em pavimentos
Uma das principais constatações resultantes de vários estudos de campo
apresentadas e analisadas em Medina (1997) é a de que a umidade de equilíbrio
dos pavimentos de rodovias bem projetadas e construídas com dispositivos de
drenagem (superficial e profunda) eficientes pode ser considerada igual, no
máximo, ao teor de umidade do ensaio Proctor normal de compactação. O mesmo
ocorre na maioria das camadas de base e de sub-base. As exceções ocorrem em
situações de drenagem precária (Motta e Medina, 2006).
Assim, pode ocorrer que, durante ou após a construção de pavimentos
rodoviários, a água existente própria do lençol freático pode subir por capilaridade
e tende a comprometer a durabilidade de pavimentos, desde que o lençol esteja
muito próximo ao topo do subleito. A capilaridade é a capacidade que um líquido
possui de subir por tubos bem finos (capilares) – finos como fios de cabelo, e
quanto mais finos os tubos e mais viscoso o liquido, mais rápido ele subirá.
84
Os fenômenos capilares estão diretamente associados à tensão superficial
que atua em toda a superfície de um líquido como decorrência da ação da energia
superficial livre.
Segundo Pinto (2006), a altura de ascensão capilar em um tubo de raio r
pode ser calculada igualando o peso da água no tubo acima do nível da água com
a resultante da tensão superficial responsável pelo equilíbrio (tensão superficial da
água a 20°C é 0,073 Nm/m2). A equação 2.16, proveniente dos estudos de
Laplace, é utilizada para obter essa altura.
wr
Thcmáx
γ.
.2=
Equação 2.16
Onde:
T = tensão superficial da água;
r = raio do tubo capilar;
γw = peso específico da água;
De acordo com a equação 2.16 conclui-se que a altura de ascensão capilar é
inversamente proporcional ao raio do tubo. Como exemplo: quando o r = 0,1mm,
hc vale 30,0 cm, para r = 0,01mm, o valor de hc é de 3,0 metros.
Os vazios no solo fino são muito pequenos, comparáveis aos tubos
capilares, embora muito irregulares e interconectados. Ainda, alguns estão cheios
de ar, que poderiam atrapalhar a movimentação d’água por capilaridade (Manilla
et al., 2002)
Quando um solo seco é colocado em contato com água livre, esta sobe por
capilaridade até uma altura que é função do diâmetro dos vazios, este relacionado
com o diâmetro das partículas. Como bolhas de ar ficam oclusas, o solo mantém
parcial e decrescente saturação até a altura máxima de ascensão capilar.
Segundo Pinto (2006), a ascensão máxima é variável com o tipo de solo:
para pedregulhos é de pouco centímetros, de 1 a 2 metros para areias, e de 3 a 4
metros para os siltes e dezenas de metros para argilas.
Marinho (2005 apud Silva, 2009) comenta que, em relação à presença da
água nos materiais porosos, solos com materiais mais ávidos por água e com
menor índice de vazios permitirão uma ascensão capilar maior. O fenômeno da
ascensão capilar que depende da natureza e da distribuição dos grãos do material,
em muitos casos atinge dezenas de metros.
85
Fernandes (2007 apud Silva, 2009) estabelece uma tabela onde são
mostradas as respectivas alturas capilares médias atingidas para os materiais de
uso comum em obras de terra de maneira geral.
Tabela 2.2 – Alturas capilares e materiais comumente empregados em obras de
terra (Fernandes, 2007)
Tipo de solo Tamanho de grão (cm) Altura capilar (cm)
Cascalho fino 1,0 5,0
Areia Grossa 0,1 20,0
Areia Fina 0,01 100,0
Silte 0,001 180,0
Argila 0,0001 200,0
Se o terreno de fundação de um pavimento é constituído por um solo siltoso
e o nível freático está pouco profundo, para evitar a ascensão capilar da água é
necessário substituir o material siltoso por outro com menor potencial de
capilaridade.
Na presente pesquisa foi testada a condição de ascensão de água por
capilaridade no subleito do experimento para simular uma possível situação de
saturação ou perda de capacidade de suporte por aumento excessivo da umidade
do solo. É sabido que a umidade influi na deformabilidade dos solos, aumentando-
a, e em consequência na distribuição de tensões no pavimento, o que compromete
o comportamento mecânico esperado em termos de fadiga e de afundamento de
trilha de roda. Os módulos de resiliência dos materiais considerados para esta
pesquisa são afetados pela condição de sucção e umidade e, portanto, neste
experimento serão medidos estes fatores como forma de comprovar esta
influência. Na forma tradicional de dimensionamento e seleção dos materiais, o
índice de suporte Califórnia é o parâmetro típico usado, determinado sempre após
quatro dias de embebição em água. Por ser muito conhecido do meio técnico, este
último sempre é citado nas pesquisas de efeito do uso dos geossintéticos como
reforço de base bem como outras possíveis situações de mudança da condição de
umidade do subleito após compactação na umidade ótima.
86
3 Materiais e Métodos
3.1. Considerações iniciais
Como dito na introdução, o objetivo principal desta dissertação foi estudar o
comportamento de uma estrutura de pavimento submetida a carregamentos
cíclicos, considerando-se a situação não reforçada e reforçada com uma geogrelha
colocada entre a base e o subleito.
Para alcançar este objetivo foi feito um experimento em um modelo físico
de grandes dimensões, descrito em Silva (2009), para pesquisar o efeito do uso de
uma geogrelha específica como reforço base-subleito quando submetido o
conjunto a cargas cíclicas e variação de umidade.
O planejamento do experimento resultou num programa de ensaios
estabelecido para tal que pode ser resumido em cinco etapas descritas a seguir:
a) Na primeira etapa foi avaliado o comportamento mecânico dos materiais
utilizados para compor o subleito (solo de jazida) e a base (brita
graduada proveniente de uma pedreira) por ensaios de laboratório,
englobando ensaios triaxiais de carga repetida.
b) Na segunda etapa foi construída a estrutura subleito – base dentro do
modelo físico e avaliado o comportamento sem reforço, considerando-se
a situação típica de pós – construção com as camadas compactadas nas
respectivas umidades ótimas. Aplicou-se certo número de cargas
repetidas por um atuador de carga.
c) Na terceira etapa foi retirada a camada de base e inserido na estrutura o
elemento de reforço (geogrelha) na interface subleito-base, refeita a base
na umidade ótima. Aplicou-se certo número de cargas repetidas por um
atuador de carga.
d) Na quarta etapa para a mesma estrutura reforçada da terceira, foi
mudada a condição de umidade do subleito mediante o enchimento do
87
tanque com água até o topo do subleito. Aplicou-se certo número de
cargas repetidas por um atuador de carga.
e) Na quinta etapa ainda com o subleito quase inundado foi retirado o
material de reforço e novamente foi compactada a camada de base.
Aplicou-se certo número de cargas repetidas por um atuador de carga.
As etapas do programa experimental realizado são detalhadamente descritas
neste capítulo, bem como a descrição dos materiais utilizados na pesquisa,
detalhes de execução dos ensaios e equipamentos utilizados nos ensaios de
laboratório.
Os ensaios do programa experimental desta pesquisa foram realizados no
Laboratório de Geotecnia/Pavimentos da COPPE/UFRJ.
3.2. Materiais Empregados
Os materiais que foram utilizados na construção da estrutura do pavimento
são um solo e uma brita e como material de reforço da camada da base uma
geogrelha biaxial, Fornit J600 (30/30). O solo foi destinado para a construção do
subleito, a brita foi empregada na composição da base, e a geogrelha, utilizada
como material de reforço, foi colocada na interface do subleito com a base.
3.2.1. Solo Fino
O solo utilizado para compor a camada do subleito foi escolhido
propositalmente com características de baixa qualidade como material de
fundação de um pavimento. Na revisão bibliográfica viu-se que muitos resultados
apontaram a maior efetividade do reforço quando o CBR do subleito era menor ou
igual a 3%. Portanto, optou-se por um material existente numa parte específica da
Jazida de Manelão, localizada no município de Belford Roxo, no Estado do Rio de
Janeiro, reconhecida pelos donos como de má qualidade.
A Figura 3.1 mostra o local da coleta do solo utilizado como subleito no
experimento deste estudo. A coleta foi realizada no dia 01 de junho de 2012.
88
Figura 3.1 – Localização da jazida de onde foi coletado o material utilizado no
subleito do experimento desta pesquisa.
Como um dos objetivos dessa pesquisa foi analisar um pavimento composto
por um subleito com um solo de características não adequadas para compor uma
estrutura de pavimento ou subleito de má qualidade, que estaria submetido a
condições de carregamento cíclico, foi selecionado um solo saprolítico,
visualmente contendo silte, proveniente do Município de Belford Roxo, tendo
como referência a Av. Automóvel Clube Nº 588 (Parque São Jose). A amostra de
solo, com cerca de 8,0 m3, foi armazenada nas instalações do Laboratório de
Geotecnia Jacques de Medina no Setor de Pavimentos e foi registrado com o
código S=1201 no controle de entrada de amostras. Na Figura 3.2 são mostradas
imagens do solo ao chegar no pátio do Laboratório e outra após secagem em
estufa.
Os ensaios a que foram submetidos o solo, com a finalidade de obter
parâmetros de referência a serem utilizados para analisar o comportamento
geotécnico dos materiais de construção nos ensaios de pesquisa, são apresentados
na Tabela 3.1.
89
Figura 3.2 – Armazenamento e aparência física do material utilizado como subleito
no experimento deste estudo.
Tabela 3.1 – Métodos de ensaios utilizados para avaliar o solo empregado no
subleito no experimento deste estudo.
Título Método do Ensaio
Teor de Umidade Natural NBR 6457/1984
Análise Granulométrica NBR 7181/1984
Massa específica real dos grãos NBR 6508/1984
Determinação do limite de liquidez NBR 6459/1984
Determinação do limite de plasticidade NBR 7180/1984
Compactação NBR 7182/1986
Solos compactados em equipamento
miniatura – Mini-CBR e expansão DNER – ME 254/97
Classificação de solos tropicais para fins
rodoviárias utilizando corpos-de-prova
compactados em equipamento miniatura.
DNER – CLA 259/96
Determinação do Módulo de Resiliência DNIT 134/2010 – ME
Determinação do Índice de Suporte Califórnia
(CBR) DNER – ME 049/94
GRANULOMETRIA E CLASSIFICAÇÃO
A Figura 3.3 mostra a curva granulométrica do solo utilizado como subleito
e sua composição percentual de argila, silte, areia e pedregulho. A Tabela 3.2
apresenta os resultados dos ensaios de caracterização segundo as normas e as
classificações dos materiais dos sistemas S.U.C.S e H.R.B. Também são
apresentados os resultados do ensaio de compactação realizado na energia
intermediária: umidade ótima e massa específica seca máxima. A amostra
90
coletada apresentou ao final uma porcentagem de areia mais alta do que a
pretendida para o experimento em relação a outros resultados de amostras da
mesma região da jazida, lamentavelmente. Mas não foi possível coletar outra
amostra devido ao pouco tempo disponível para o experimento total.
Figura 3.3 – Curva Granulométrica do material utilizado como subleito no
experimento deste estudo.
Tabela 3.2 – Resultados dos ensaios de caracterização do material utilizado como
subleito no experimento deste estudo.
Características e Propriedades Unidade Valor
Massa específica real dos grãos g/cm3 2,664
Limite de liquidez (%) 46,0
Limite de plasticidade (%) 21,7
Índice de plasticidade (%) 24,3
Classificação HRB A-7-6
Classificação SUCS CL-ML
W ótima (%) 17
dγ (g/cm3) 1,746
S (%) 88
91
Analisando a curva granulométrica do material utilizado como subleito, o
SUCS classifica o solo como CL-ML, ou seja, uma argila silto - arenosa. Já o
sistema HRB classifica o solo de subleito como A-7-6, o que significa que seus
materiais constituintes são principalmente as argilas, ou seja, seu comportamento
estrutural como subleito é ruim. Segundo o valor do IG obtido de 7,3, esse solo é
classificado como de comportamento mecânico regular a mau para material de
fundação de pavimento.
A Figura 3.4 apresenta a curva de compactação do solo utilizado no
subleito. Para a obtenção desta curva utilizou-se a energia Proctor intermediária e
o cilindro de compactação utilizado foi do ensaio triaxial de carga repetida, com
dimensões 10,0 cm x 20,0 cm. A energia de compactação intermediária foi
utilizada porque durante os ensaios de módulo de resiliência em corpos de prova
preparados na energia Proctor Normal os resultados foram muito dispersos e
ficava difícil homogeneizar os resultados do ensaio nos três corpos de prova. Para
ambas energias de compactação foram obtidos módulos de resiliência de
similares, da mesma ordem de grandeza.
Figura 3.4 – Curva de compactação do solo utilizado como subleito no
experimento deste estudo.
92
CLASSIFICAÇÃO SEGUNDO O MÉTODO MCT
O método MCT (Miniatura, Compactado, Tropical) também foi empregado
para a classificação do solo deste estudo. Esta classificação aplica-se a solos
tropicais, tendo por objetivo separar os solos de comportamento laterítico (L)
daqueles não lateríticos (N), e dividi-los em subclasses: LA (arenosos), LA’
(areno-argilosos), LG’ (argilosos), NA (arenosos), NA’ (areno-argilosos), NS’
(siltosos) e NG’ (argilosos).
Os solos tropicais, basicamente, são constituídos por dois tipos principais de
solos: os solos lateríticos, que são mais intemperizados e compõem o horizonte
mais superficial, e os saprolíticos que são encontrados em horizontes mais
profundos com a preservação das estruturas da rocha matriz. O potencial de
utilização destes solos saprolíticos como substrato de pavimentos viários é
bastante variável conforme a natureza do mesmo.
Nogami e Villibor (1995) observaram que solos tropicais podem ter
respostas mecânicas bastante diferenciadas sob condições similares de solicitações
externas dependendo se apresentam comportamento laterítico ou não.
O ensaio e a classificação MCT foram realizados seguindo o procedimento
descrito nas normas DNER-ME 254/97 e DNER-CLA 259/96 respectivamente.
A Tabela 3.3 apresenta os valores de perda por imersão (Pi), assim como o
coeficiente c’, o índice de classificação e’ e a classificação do solo deste estudo. A
Figura 3.5 apresenta o solo posicionado no gráfico da classificação MCT.
Tabela 3.3 – Resultados do ensaio da Metodologia MCT e a classificação do solo
utilizado como subleito no experimento deste estudo
Pi c’ e’ Classe
210 1,43 1,38 NS’
93
Figura 3.5 – Gráfico de classificação MCT (Nogami & Villibor, 1995) com a
classificação do solo utilizado como subleito no experimento deste estudo.
Segundo a Figura 3.5, no sistema MCT, o solo é classificado como Não
Laterítico Siltoso - NS’- classe que engloba, sobretudo, os solos saprolíticos silto -
arenosos peculiares, resultantes do intemperismo tropical nas rochas eruptivas e
metamórficas e se caracterizam por apresentar os argilominerais e, eventualmente,
outros minerais não recobertos por óxidos e hidróxidos de ferro e alumínio, como
no caso dos solos lateríticos (Nogami e Villibor, 1995).
Esses solos caracterizam-se principalmente por terem, quando compactados
na umidade ótima e massa especifica aparente máxima, baixa capacidade de
suporte quando imersos em água; baixo módulo de resiliência; elevada
erodibilidade; elevada expansibilidade (porém baixa pressão de expansão);
elevado coeficiente de sorção e permeabilidade média. Em suas condições
naturais apresentam geralmente baixa massa específica aparente seca, podem ser
colapsíveis e ter baixa capacidade de suporte. Predominam variedades com
erodibilidade de média a elevada nos taludes de cortes (Nogami & Villibor, 1995).
ÍNDICE DE SUPORTE CALIFÓRNIA (CBR)
O CBR deste solo, feito convencionalmente embebido por 4 dias deu valor
de 6%. Para fins comparativos com a situação inicial de teste do experimento,
também foi feito o ensaio de CBR não embebido, a ruptura tendo sido feita logo
após a moldagem do corpo de prova na umidade ótima, e o resultado foi de 19%.
A relação denominada por Nogami e Villibor (2005) de RIS = 100 (ISC
embebido/ISC não embebido) é uma das características usadas para escolha de
94
solos para compor um pavimento. RIS maior que 50% é um critério do método
MCT para considerar um solo adequado para uso em pavimentação, o que não foi
o caso deste solo.
O valor de CBR do solo é apresentado para fins comparativos com
pesquisas similares desenvolvidas para o teste de eficiência do uso de reforço de
geossintéticos base - subleito no meio rodoviário.
O valor do CBR não foi tão baixo quanto se pretendeu, mas não foi possível
obter outra amostra de qualidade mais baixa do que esta na época da busca para
início da pesquisa.
ENSAIO DE PERMEABILIDADE
Como a estrutura do pavimento ia ser submetida a processo de inundação
através do avanço da franja capilar foi realizado o ensaio para determinar o
coeficiente de permeabilidade do solo.
Segundo Silva (2009), a permeabilidade é governada por fatores ligados ao
líquido percolante e ao solo. Os principais fatores relacionados ao solo são: a
natureza dos cátions trocáveis, a capacidade de troca catiônica, a espessura da
camada de água adsorvida, a espessura da dupla camada, o tamanho, a forma e o
arranjo das partículas, o tamanho e a forma dos vazios, o índice de vazios, a
composição mineralógica (para solos finos), a micro e a macroestrutura, o grau de
saturação e o tipo de fluxo. Os relacionados ao líquido percolante são os
seguintes: a viscosidade, a massa específica, a temperatura, a constante dielétrica,
o pH, a natureza e a concentração de íons dissolvidos.
Capper e Cassie (1976) para a determinação do coeficiente de
permeabilidade para solos finos (solos argilosos e siltosos) recomendam o ensaio
de Permeâmetro de Carga Variável, baseado na experiência de Darcy. Os
resultados obtidos no ensaio de permeabilidade são apresentados na Tabela 3.4.
Para o caso do permeâmetro de carga variável, a fórmula que determina o
coeficiente de permeabilidade é:
−=
2
1
12
log.3,2.).(
.h
h
ttA
Lak Equação 3.1
95
Figura 3.6 – Esquema do permeâmetro de carga variável.
Tabela 3.4 – Resultados do ensaio de permeabilidade de carga variável do solo
utilizado como subleito.
Como mostrado na Tabela 3.4, o solo do subleito apresentou coeficiente de
permeabilidade baixo que corresponde a siltes e argilas, a partir do qual já se
espera que a variação do nível da água no solo do subleito deve levar um tempo
prolongado.
ENSAIO TRIAXIAL DINÂMICO
O ensaio triaxial de cargas repetidas para avaliação do módulo de resiliência
do material de subleito na umidade ótima foi realizado em corpos de prova de
10,0 x 20,0 cm de dimensões, compactado em 10 camadas por impacto com
energia intermediária do ensaio Proctor, seguindo a norma DNIT 134/2010-ME
Determinação do módulo de resiliência - Método de ensaio.
A Figura 3.7 apresenta a título ilustrativo a linha de tendência (sem indicar
os pontos experimentais) do resultado do ensaio triaxial de cargas repetidas, de
três corpos-de-prova moldados, que representa a variação do MR em função da
variação do estado de tensão, expresso pelo modelo potencial de MR em função da
tensão desvio, geralmente usado para solos coesivos.
96
Figura 3.7 – Resultado do ensaio triaxial cíclico de módulo de resiliência do
material empregado como subleito.
A Tabela 3.5 apresenta os valores dos parâmetros de regressão determinados
para os três ensaios de carga cíclica realizados para o solo utilizado como camada
de subleito, expresso pelo modelo potencial de MR em função da tensão desvio.
Tabela 3.5 – Valores dos parâmetros de regressão do modelo avaliado para o solo
utilizado no subleito.
Ensaio R2
Parâmetros de regressão
c.p.
k1 k2
1 0,60 47,9 -0,268
2 0,65 44,3 -0,316
3 0,43 47,4 -0,226
Este resultado mostra que este material é muito deformável elasticamente,
compatível com o esperado para material com presença de silte. Preussler (1983)
definiu três tipos de subleito em relação à resiliência, em função da porcentagem
de silte na fração fina (passante na peneira 200), e o tipo III, correspondente a
mais de 65% de silte nesta fração tipicamente apresenta módulo de resiliência de
50 MPa, o mais deformável. Esta classificação foi adotada pelo DNER / DNIT
desde 1994, e faz parte do Procedimento DNER PRO 269/94 de projeto de reforço
de pavimentos. O solo deste estudo tem 75% de silte na fração passante, portanto
97
é enquadrado como tipo III e realmente apresenta a mesma ordem de grandeza de
MR prevista pela classificação.
Não foi possível obter os módulos de resiliência do solo na condição de
submersão em água por quatro dias devido a que o corpo de prova não passou a
etapa do condicionamento do ensaio.
ANÁLISE FÍSICO-QUÍMICA DO MATERIAL DO SUBLEITO
O resultado da análise físico-química por ataque sulfúrico do subleito
encontra-se na Tabela 3.6.
Tabela 3.6 – Análise físico-química, por ataque sulfúrico, do material do subleito
Observam-se na Tabela 3.6 os valores de Ki e Kr, conhecidos como “índices
de intemperismo” do solo utilizado para o subleito. Eles são calculados pelas
relações moleculares sílica alumina (Ki=SiO2/Al2O3) e sílica-sesquióxidos
(Kr=SiO2/Al2O3+Fe2O3). A laterização é caracterizada por valores de Ki e Kr
menores que 2. Estes valores estão muito baixos em relação ao esperado pela
natureza do material, mas isto se explica pelo fato deste solo ter uma grande
porcentagem de areia, o que pode influenciar o resultado visto que o resíduo
(última coluna) foi alto.
3.2.2. Brita
A camada de base foi composta por uma brita graduada, faixa DIRENG,
cuja aparência física pode-se observar na Figura 3.8. Este material é proveniente
da Pedreira EMASA, localizada em Senador Camará no Estado do Rio de Janeiro,
sendo a rocha matriz classificada como quartzo monzonito. As propriedades
mecânicas típicas do agregado desta pedreira são apresentadas na Tabela 3.7.
Estes resultados não foram refeitos para a amostra em questão por não serem
determinantes na análise deste experimento.
98
Tabela 3.7 – Propriedades Mecânicas do agregado da Pedreira (Fonte: Ramos, 2003)
Pedreira Resistência a
compressão (MPa)
Resistência a
tração (MPa)
Módulo de
deformação (GPa)
EMASA 76,7 9,6 48,1
Da mesma forma que o solo, cerca de 1,5 m3 de brita foi armazenada no
Laboratório de Geotecnia, Setor de pavimentos e foi registrada com o código
S=1216. Na Figura 3.8 está mostrado o material ao chegar ao pátio do Laboratório
no dia 13 de junho de 2012 e o mesmo após secagem.
Os ensaios a que foram submetidos o material da base, com a finalidade de
obter parâmetros de referência a serem utilizados para analisar o comportamento
geotécnico dos materiais de construção nos ensaios desta pesquisa são os listados
na Tabela 3.8.
Figura 3.8 – Armazenamento e aparência física do material utilizado como base no
experimento deste estudo (brita)
99
Tabela 3.8 – Métodos de ensaios utilizados para avaliar o material empregado
como base.
Título Método do Ensaio
Teor de Umidade Natural NBR 6457/1984
Análise Granulométrica NBR 7181/1984
Massa específica real dos grãos NBR 6508/1984
Determinação do limite de liquidez NBR 6459/1984
Determinação do limite de plasticidade NBR 7180/1984
Compactação NBR 7182/1986
Determinação do Módulo de Resiliência DNIT 134/2010 – ME
Determinação do Índice de Suporte
Califórnia (CBR) DNER – ME 049/94
GRANULOMETRIA E CLASSIFICAÇÃO
A Figura 3.9 mostra a curva granulométrica da brita utilizada na camada de
base e sua composição percentual de argila, silte, areia e pedregulho segundo a
escala ABNT. A Tabela 3.9 apresenta os resultados dos ensaios de caracterização
segundo as normas e as classificações dos materiais dos sistemas S.U.C.S e
H.R.B. Nesta tabela são também apresentados os resultados do ensaio de
compactação realizado na energia modificada: umidade ótima e massa específica
seca máxima.
100
Figura 3.9 – Curva Granulométrica do material utilizado como base nesta
pesquisa.
Tabela 3.9 - – Resultados dos ensaios de caracterização do material utilizado
como base nesta pesquisa.
Características e Propriedades Unidade Valor
Massa específica real dos grãos g/cm3 2,694
Limite de liquidez (%) N.L
Limite de plasticidade (%) N.P
Índice de plasticidade (%) -
Classificação HRB A-1a
Classificação SUCS GW
Wótima (%) 5.4
dγ (g/cm3) 2,257
S (%) 75
Analisando a granulometria e a classificação SUCS, pode-se concluir que,
como mais de 50% do solo foi retido na peneira N° 200 e mais de 50% da fração
grossa foi retida na peneira N° 4, trata-se de um solo de granulometria grossa que
corresponde ao grupo de pedregulhos e de acordo ao coeficiente de uniformidade
101
(Cu) e de curvatura (Cc) é classificado como GW, denominando-se pedregulho
bem graduado.
Já o sistema HRB classifica o material da base como A-1a, tendo como
materiais predominantes pedra britada, pedregulho e areia. O índice de grupo é
IG=0 e o material apresenta um comportamento mecânico excelente para material
de base para pavimento segundo este critério.
A brita analisada enquadra na faixa granulométrica denominada de Faixa A,
proposta na Especificação de Serviço da Diretoria de Engenharia Aeronáutica
(DIRENG) Figura 3.10.
Figura 3.10 - Curva granulométrica da brita deste estudo enquadrada na Faixa A.
A Figura 3.11 apresenta a curva de compactação do material utilizado na
base. Para a obtenção desta curva utilizou-se a energia Proctor modificada e o
cilindro de compactação utilizado foi do ensaio triaxial de carga repetida, com
dimensões 10.0 cm x 20.0 cm.
102
Figura 3.11 - Curva de compactação do solo utilizado como base neste
experimento.
ÍNDICE DE SUPORTE CALIFÓRNIA (CBR)
O CBR deste material, feito convencionalmente embebido por 4 dias foi de
208,6% e não embebido foi de 246,5%. O valor de CBR da brita é apresentado
para fins comparativos com pesquisas similares desenvolvidas para o meio
rodoviário.
Segundo Souza (1981 apud Antunes, 2008), os materiais utilizados como
agregado de base granular devem apresentar valores de CBR superiores a 80%,
sendo o valor do CBR da brita utilizada na camada desta pesquisa superior ao
indicado pelo autor citado e que é o exigido na maioria das obras de pavimentação
de rodovias e aeroportos no Brasil.
ENSAIO TRIAXIAL DINÂMICO
O ensaio triaxial de cargas repetidas para avaliação do módulo de resiliência
do material de base na umidade ótima foi realizado em corpos de prova de 10,0 x
20,0 cm de dimensões, compactado em 10 camadas por impacto com energia
modificada do ensaio Proctor, sendo usada a norma DNIT 134/2010-ME
Determinação do módulo de resiliência - Método de ensaio. Para utilizar esta
103
dimensão de corpo de prova a fração de pedregulho acima da peneira de uma
polegada (2,54 cm) foi escalpelada, mas como era muito pequena considera-se
válido este procedimento.
A Figura 3.12 apresenta a título ilustrativo a linha de tendência do resultado
do ensaio triaxial de cargas repetidas, para os três corpos de prova moldados para
a brita que foi utilizada como a base para a estrutura do experimento. O resultado
representa a variação do MR em função da variação do estado de tensão, expresso
pelo modelo potencial de MR em função da tensão confinante, sendo mais
utilizado para solos granulares.
Os valores de MR deste material estão compatíveis com valores usuais de
britas usadas em pavimentos rodoviários e urbanos brasileiros como pode ser
visto, por exemplo, em Ramos (2003) que ensaiou britas de várias pedreiras do
Rio de Janeiro. São valores relativamente elevados, mostrando baixas
deformabilidades para as maiores tensões confinantes.
Figura 3.12 – Resultado do ensaio triaxial dinâmico de Módulo de Resiliência do
material empregado como base neste estudo.
A Tabela 3.10 apresenta os valores dos parâmetros de regressão
determinados para os três ensaios de carga cíclica realizados para a brita utilizada
na camada de base do pavimento experimental, expresso pelo modelo potencial de
MR em função da tensão confinante.
104
Tabela 3.10 – Valores dos parâmetros de regressão do modelo avaliado para a
brita utilizada na base.
Ensaio R2
Parâmetros de regressão
c.p.
k1 k2
1 0,90 1095,9 0,449
2 0,90 1222,9 0,454
3 0,92 1182,1 0,473
ENSAIO DE ABRASÃO “LOS ANGELES”
O agregado da brita deste experimento foi submetido ao ensaio de Abrasão
“Los Angeles” (DNER – ME 035/98) e apresentou uma perda ao desgaste da
ordem de 43%, valor abaixo do limite de 55% para materiais utilizados na
construção de bases de pavimentos rodoviários estabilizados
granulometricamente. O valor alto da perda por abrasão deste agregado é uma
característica que se percebe na maioria dos agregados das pedreiras do Estado do
Rio de Janeiro, sabidamente na região.
Ramos (2003) realizou ensaios de laboratório para avaliar as propriedades
físicas dos agregados de 13 pedreiras do Estado do Rio de Janeiro, dentro das
quais encontra-se a Pedreira EMASA. Obteve, para esta pedreira, que a perda ao
desgaste do agregado foi de 46% e 49% para Brita N° 1 e Brita N° 0,
respectivamente, valores próximos ao que se obteve no ensaio “Los Angeles” da
brita utilizada no presente trabalho.
3.2.3. Elemento de reforço da base
O elemento de reforço utilizado na presente pesquisa foi a geogrelha de
polipropileno modelo Fornit J600 (30/30) fabricada pela Empresa Huesker Ltda.
A escolha pela geogrelha dentro dos geossintéticos como material de reforço para
camada de base de pavimento foi feita pelas recomendações citadas em pesquisas
similares desenvolvidas tanto no Brasil como fora do país, já que esse tipo de
material de reforço apresenta rigidez superior ao do geotêxtil.
Este produto geossintético é produzido a partir de filamentos de
prolipopileno de alta tenacidade, com revestimento protetor polimérico de elevada
rigidez e aberturas de malha que variam de 15 a 40 mm. A amostra utilizada no
105
experimento foi cedida pela Huesker, e apresenta malha de abertura de 40 mm. A
Figura 3.13 ilustra a amostra da geogrelha Fornit J600 (30/30) utilizada nesta
pesquisa.
Este modelo de geogrelha possui elevada resistência ao arrancamento e é
capaz de mobilizar elevadas cargas de tração a níveis de deformação muito baixos
segundo o manual do fabricante. A Tabela 3.11 apresenta as especificações
técnicas fornecidas pelo fabricante da geogrelha em questão.
Nenhum ensaio de qualificação da geogrelha foi feito neste estudo
admitindo-se que a amostra cedida atende aos requisitos técnicos para o tipo de
uso que foi feito.
Tabela 3.11 – Especificações técnicas da geogrelha Fornit J600 (30/30)- Fonte:
Huesker (Agosto-2010)
Propriedade Unidade Método Valor
Abertura de malha nominal mm 40
Módulo de rigidez à tração
nominal (à 2% de deformação) KN/m ABNT 12.824 600
Deformação máxima na
resistência nominal % ABNT 12.824 10
Coeficiente de interação ASTM D 6706 ≥ 0,95
Figura 3.13 – Geogrelha Fornit J600 (30/30) utilizada neste experimento.
É importante garantir a ancoragem do reforço no interior do pavimento. Para
garantir este fator, no experimento, que foi feito dentro de um modelo físico
106
(tanque-teste) com paredes de concreto, foi realizado um primeiro teste com a
geogrelha simplesmente cortada nas dimensões da área útil do subleito. Este
experimento mostrou que a geogrelha não ficava ancorada de forma conveniente.
Assim foi refeita a montagem usando ancoragem forçada como descrito a seguir.
A geogrelha utilizada foi ancorada na camada do solo do subleito com
pequenos grampos numa lateral (Figura 3.14) do tanque e na outra foi dobrada em
dois segmentos de 10 cm, de maneira que os últimos 10 cm ficassem embutidos
dentro da camada de base de brita como é apresentado na Figura 3.15. Em ambas
as direções o tensionamento da geogrelha foi manual e garantindo que ficasse
apoiada no subleito somente.
Figura 3.14 – Ancoragem da geogrelha utilizando grampos numa lateral do modelo
físico (tanque-teste) usado nesta pesquisa.
107
Figura 3.15 – Ancoragem da geogrelha no interior da camada granular na outra
lateral do modelo físico (tanque-teste) usado nesta pesquisa.
3.3. Ensaio de Carregamento Cíclico em modelo físico de Grandes Dimensões
O modelo físico usado nesta pesquisa, denominado de “Tanque-Teste” de
Pavimentos, foi desenvolvido por Silva (2009) em sua tese de doutorado, e tem
como objetivo simular um pavimento com dimensões próximas das reais em
campo, principalmente quanto às espessuras das camadas.
Para o presente trabalho foi utilizado o “Tanque-Teste” para a realização
dos ensaios de carregamento cíclico, similar ao imposto pelo tráfego rodoviário,
sob uma estrutura composta pelo subleito e uma camada de base sem e com a
inserção da geogrelha na interface do subleito-base. Dessa forma foi possível
avaliar o comportamento mecânico do pavimento em diferentes etapas
consideradas no programa experimental.
A instrumentação instalada no modelo físico forneceu medidas para o
cálculo dos deslocamentos elásticos e plásticos na superfície e permitiu o
monitoramento das cargas aplicadas e o controle da umidade ao longo da estrutura
do pavimento.
108
3.3.1. Tanque-Teste de Pavimentos
Silva (2009) utilizou o “Tanque-Teste” de Pavimentos para avaliar
principalmente o comportamento do modelo físico desenvolvido e construído, e
ensaiou uma estrutura de pavimento submetida à variação de umidade de suas
camadas constituintes. A estrutura do pavimento analisada foi composta das
seguintes camadas: subleito, sub-base, base e revestimento (asfáltico e rígido).
Bastos (2010) também utilizou o mesmo modelo físico de grandes
dimensões “Tanque-Teste” e o pavimento lá existente (o preparado no último
experimento de Silva, 2009) para avaliar o comportamento mecânico de misturas
asfálticas reforçadas com geogrelhas.
O objetivo do presente trabalho foi analisar o comportamento mecânico de
um pavimento sujeito a cargas cíclicas com o emprego de geossintético como
reforço da camada de base, variando a umidade do subleito. Para tanto foi
montado um pavimento rodoviário em sistema de camadas, com o material de
solo como subleito e a brita graduada como base.
O “Tanque-Teste” de Pavimentos está localizado no Laboratório de
Geotecnia da COPPE/UFRJ, bloco anexo ao Centro de Tecnologia, na cidade
Universitária da UFRJ, Ilha do Fundão, no Rio de Janeiro. O prédio tem área de
aproximadamente 29,0 m2, o Tanque área interna de 4,0 m2 e volume interno de
aproximadamente 8,0 m3. Na Figura 3.16 e na Figura 3.17 estão apresentados: o
prédio em que se encontra o “Tanque-Teste” e sua planta com dimensões.
Figura 3.16 – Prédio onde está localizado o “Tanque-Teste” da COPPE/UFRJ
109
Figura 3.17 – Planta baixa do tanque teste de pavimentos (sem escala) da
COPPE/UFRJ (Bastos, 2010)
3.3.2. Estrutura do Pavimento Experimental no Tanque - Teste
As espessuras das camadas do pavimento experimental construído no
“Tanque-Teste” foram concebidas a partir de estruturas típicas. Não se efetuou um
projeto de dimensionamento do pavimento com estudos de tráfego, materiais etc.
O que se pretende avaliar é o comportamento de uma estrutura subleito-base com
a utilização de reforço frente à variação da umidade do subleito.
O “Tanque-Teste” possui seção interna de 2,0 m x 2,0 m e altura interna de
1,80 m, com paredes duplas de concreto armado com 0,20 m de espessura. O
pavimento experimental foi composto por uma camada de drenagem de lastro de
brita (1”) com espessura de 0,14 m, de uma camada considerada como subleito
(solo A-7-6) de 1,00 m de espessura e uma camada de base (brita graduada) de
0,20 m de espessura. Os materiais utilizados foram os descritos anteriormente.
Além da estrutura conformada o “Tanque-Teste” foi implementado com sistema
de carregamento, instrumentação e aquisição de dados, que permitiram avaliar o
comportamento da estrutura frente à aplicação de carga repetida e à variação da
umidade do subleito. Assim também foi utilizado o sistema de umedecimento do
tanque para a inundação do subleito. Na Figura 3.18 está apresentada
esquematicamente a estrutura de pavimento construída no “Tanque-Teste”
utilizada nesta pesquisa, onde foram realizadas as quatro etapas de ensaios
110
propostas que permitiram avaliar o comportamento mecânico do pavimento com e
sem a geogrelha.
Figura 3.18 – Esquema das camadas do pavimento experimental desta pesquisa
3.3.3. Sistema de umedecimento e drenagem do tanque
O “Tanque-Teste” dispõe de um sistema de umedecimento composto de
entrada de água através de tubulação (φ de 1/2”) ligada a uma fonte d’água entre
as paredes duplas, sendo que a interna tem um vão inferior para a passagem do
fluxo de água. Associado ao dispositivo de umedecimento foi instalado um tubo
externo para a indicação da carga da água para se controlar a altura do nível
d’água (NA) no interior do tanque.
Preliminarmente à compactação da seção do pavimento foi colocado um
lastro de brita uniforme (1”) de 0,14 m de espessura, localizado internamente na
base do tanque, que permite o fluxo de água (ou nível d’água) ascender para as
camadas superiores do pavimento. Há também um sistema de drenagem
constituído por dois ralos no piso inferior do tanque, protegidos por uma seção de
manta geotêxtil usada para evitar o entupimento dos ralos pelo material fino
eventualmente erodido.
A Figura 3.19 mostra o sistema de umedecimento do “Tanque-Teste” e a
Figura 3.20 o material montado como lastro com brita de 1”.
111
Figura 3.19 – Medidor de nível d’água e tubulação para abastecimento de água no
interior do tanque usado neste experimento.
Figura 3.20 – Montagem do lastro de brita de (1”) neste experimento.
3.3.4. Sistema de carregamento cíclico
O sistema de carregamento cíclico utilizado foi o pneumático constituído
por um cilindro aplicador de cargas, que atua sobre uma placa metálica circular de
25,05 cm de diâmetro que transfere a carga ao pavimento. O cilindro, de marca
Norgren, tipo “tandem”, de tirantes aparentes e dupla ação, possui diâmetro do
êmbolo de 200 mm e curso de 50 mm. Sua força resultante, segundo o fabricante,
Válvulas de controle
de entrada de água
Medidor de nível
d’água
112
é de 3895 kgf (38,2 kN) a 10 Bar (1000 kPa) de pressão de ar. Duas vigas
(metálicas) de reação de seção 20,3 x 22,0 cm foram utilizadas como reação para
permitir a aplicação de cargas dinâmicas sobre a estrutura do pavimento
experimental, as quais ficam apoiadas nos muros do tanque. A Figura 3.21a
apresenta uma vista geral onde se destacam o sistema de vigas de reação, o
cilindro pneumático e a Figura 3.21b mostra com maior detalhe o cilindro e a
placa rígida, utilizados nesta pesquisa.
O sistema de carga é composto de um cilindro pneumático, um compressor
de ar, filtros coalescentes e purgadores e válvulas de controle de entrada e saída de
ar.
(a)
(b)
Figura 3.21 – (a) Sistema de vigas de reação, (b) Cilindro pneumático de diâmetro
de 200 mm e placa circular de 25,05 cm de diâmetro deste experimento.
113
A calibração do cilindro foi feita em duas etapas para o período de tempo e
regulagem dos níveis de aplicação da carga e pressão exercida, com os mesmos
princípios do equipamento utilizado no Laboratório de Pavimentos da
COPPE/UFRJ, para ensaios de cargas repetidas de determinação do módulo de
resiliência de solos.
Com o auxilio de uma célula de carga com capacidade nominal de 2,0 t
acoplada, por intermédio de um condicionador de sinais, a um osciloscópio digital
procede-se à regulagem dos potenciômetros da placa de aquisição para os valores
desejados para o tempo de duração da carga e do relaxamento de pressão (Figura
3.22).
Figura 3.22 – Calibração do cilindro utilizado na aplicação do carregamento na
calibração do atuador de carga usado no experimento.
Um sistema de ar comprimido aplica pressão que vai atuar sobre a placa de
carga localizada sobre o pavimento. As medidas dos deslocamentos verticais
(elástico e plástico) da placa de carga sobre o pavimento foram realizadas com
quatro LVDTs que ficam apoiados sobre a placa.
Foram colocados os LVDTs sobre a placa rígida devido à sensibilidade que
tem as pontas dos transdutores evitando que a superfície irregular do pavimento
(camada de brita) interferisse nas leituras registradas. O mesmo foi feito para os
LVDTs adicionais, sempre colocados sobre pequena base metálica.
Na pesquisa foram aplicados carregamentos de 550 kPa em ciclos com
duração de 1 s (1 Hz) aplicados sobre a placa metálica de 25,05 cm de diâmetro.
Célula de carga
114
Com a aplicação deste carregamento supôs-se estar reproduzindo uma das rodas
de um eixo-padrão de rodas duplas com pressão de contato de 0,56 MPa (5,6
kgf/cm2) que é a pressão típica de medidas de deflexão em campo nas avaliações
de pavimentos em uso. Lamentavelmente o conjunto de equipamentos existentes
no local não permite cargas maiores. Para conseguir esta pressão de contato da
placa com o pavimento foi aplicada uma carga equivalente a 3,05 toneladas.
Por opção da pesquisa não foi usado nenhum elemento plástico ou
emborrachado entre a placa metálica e o material da base. Alguns autores, como
mostrado no Capítulo 2, relatam o uso destes elementos de amortecimento do
efeito da placa rígida.
3.3.5. Sistema de instrumentação
Segundo Palmeira (1996 apud Antunes, 2008), a necessidade da utilização
de instrumentação geotécnica pode-se dar por vários motivos, dentre os quais
pode-se destacar:
• Por razões de diagnóstico, ou seja, para verificação do projeto da
obra ou da adequabilidade de uma nova técnica construtiva, além de
se possibilitar o acompanhamento do desempenho de uma obra;
• Para acumular experiência local;
• Por razões legais, ou seja, em casos em que se necessite de provas
judiciais;
• Para fins de pesquisa.
A instrumentação utilizada nessa pesquisa foi composta por: células de
carga para o monitoramento da carga aplicada, localizadas no interior do
pavimento; transdutores de deformação (LVDTs) para o registro das medidas dos
deslocamentos elásticos e plásticos na superfície da seção ensaiada, dois apoiados
sobre a placa circular próximo ao seu centro, evitando-se o efeito da vibração da
placa, e dois posicionados fora da área carregada e alinhados aos anteriores e
apoiados sobre a superfície do pavimento. Também foram colocados dispositivos
de medição de umidade TDRs (Refletômetros no Domínio do Tempo) e de sucção
TAC (Tensiômetros de Alta Capacidade) que permitiram avaliar a variação da
umidade do subleito, distribuídos a diferentes profundidades no interior das
115
camadas do pavimento. A Figura 3.23 mostra a distribuição da instrumentação
utilizada na presente pesquisa.
Figura 3.23 – Distribuição da instrumentação de aquisição de dados utilizada
nesta pesquisa
3.3.5.1. Células de Carga
Para medir a transferência da carga aplicada no subleito não reforçado e
reforçado foram usadas três células de carga instaladas na interface do subleito e a
base, codificadas como C-106, C-107 e C-108. São da marca Líder Balanças,
modelo MC-200, em aço, capacidade nominal de 200 kgf, em compressão,
precisão de 0,10%. Além destas mais duas células de carga foram colocadas no
topo da camada de base, codificadas como C-102 e C-105, que permitiram medir
a carga que estava sendo transferida para o interior da estrutura solicitada. Estas
células foram as mesmas utilizadas por Silva (2009), recalibradas antes da
colocação neste experimento. O diâmetro e a altura das células são,
respectivamente, 51 e 32 mm. A utilização destas células visa verificação do
espraiamento das tensões à medida que se afasta do ponto de aplicação de carga
(vertical e horizontal). Foram usadas simplesmente para garantir que alguma carga
esta sendo transmitida entre camadas.
116
Silva (2009) cita que alguns pesquisadores concordam que tentativas de se
medir tensões totais numa massa de solo podem ter erros resultantes da
acomodação imprópria, ou seja, a presença da célula em si e o método de
instalação geralmente utilizado criam alterações significativas no estado de tensão
no entorno da mesma.
Gonçalves (2002) cita dificuldades para a determinação de medidas
confiáveis de tensões no interior das camadas de pavimentos com base em estudos
realizados ao longo dos anos. Tais dificuldades devem-se aos seguintes aspectos
principais:
• A relação existente entre a rigidez da célula de tensão total e a
rigidez do solo e;
• Ao uso de técnicas inadequadas de instalação de instrumentos.
Há limitação na utilização dos dados das células, pois sua presença altera o
estado de tensões devido à diferença de rigidez entre estas e o material
circundante.
A instalação de células de carga neste trabalho simplesmente foi para
monitorar as reduções das tensões com a profundidade e com o afastamento da
horizontal que passa pelo centro da carga.
Na Figura 3.24 apresentam-se as células de carga e o equipamento de
aquisição dos dados utilizados, assim como sua instalação no tanque-teste.
(a)
(b)
117
(c)
(d)
Figura 3.24 – (a) Células de carga utilizadas (b) Sistema de aquisição de dados
para o monitoramento de aplicação de carga. (c) Instalação a cada 30,0 cm no topo do
subleito (d) Instalação a 15,0 cm entre células no topo da base.
Durante a realização da segunda e terceira etapa dos ensaios programados e
realizados a capacidade das células C-02 e C-05 montadas no topo da camada de
base, bem próximo à superfície, foi atingida levando-se a necessidade de descartar
as ditas células, obrigando a realizar o restante dos ensaios apenas com as células
montadas no topo do subleito.
3.3.5.2. LVDT (do inglês – “Linear Variable Differential Transformer”)
Os extensômetros tipo LVDTs são utilizados para medição dos
deslocamentos verticais superficiais do pavimento.
Neste trabalho, os LVDTs utilizados foram da marca Sensotec. O número de
sensores utilizados foram quatro, dois com 5 mm de curso total colocados sobre a
placa rígida e os outros dois com 1 mm de curso total colocados sobre a superfície
do pavimento. Para se evitar que as pequenas deformações da estrutura do tanque
teste, surgidas durante o ensaio, não interferissem nas leituras realizadas pelos
LVDTs, projetou-se uma estrutura de suporte para os mesmos que fosse
completamente independente do sistema de aplicação da carga, assim como do
material ensaiado. O referido suporte foi, então, preso ao teto do laboratório, um
referencial fixo em relação aos ensaios (Figura 3.25).
118
Figura 3.25 – Suporte inicial dos LVDTs preso ao teto do laboratório no tanque-
teste.
Os quatro LVDTs foram alinhados e apoiados sobre a superfície do
pavimento, dois deles posicionados fora da região carregada a 37,5 e 58,0 cm
afastados do centro de carga e os outros dois colocados sobre a placa rígida
afastados 3,5 cm do centro de aplicação da carga, evitando-se o efeito da vibração
da placa.
Durante o desenvolvimento da pesquisa, mais propriamente na realização da
terceira etapa do programa experimental referido ao ensaio de carregamento
cíclico sobre a estrutura do pavimento reforçada, foi detectado que a presença de
fissuras no teto do laboratório (Figura 3.26) influía nas leituras registradas pelos
LVDTs, quando a altas temperaturas do dia a laje do teto do laboratório se
dilatava e quando resfriava o teto voltava ao seu estado inicial. Foi então
necessário mudar o sistema de fixação da estrutura de suporte dos LVDTs, de tal
forma que fosse independente do teto. Por tal motivo as medidas realizadas
correspondentes à terceira etapa de ensaios foram descartadas, sendo necessária a
repetição dos ensaios da terceira etapa do programa experimental com o novo
referencial.
119
Figura 3.26 – Fissuras apresentadas no teto do laboratório.
Foi então implantado um novo sistema de fixação para a estrutura de
suporte dos LVDTs, a qual foi fixada num perfil metálico tipo I de seção 8”x4” o
qual atravessa a seção do tanque e é apoiado nos muros do tanque, assim como se
observa na Figura 3.27.
Figura 3.27 – Novo sistema de suporte dos LVDTs no tanque-teste
Foram utilizados dois tipos de LVDTs, dispositivo eletro-mecânico que
produz uma tensão de saída proporcional à posição de um núcleo móvel, e cuja
calibração foi viabilizada com o auxilio do programa SicTri para ensaios triaxiais
dinâmicos e deformação permanente desenvolvido na COPPE em 2000.
Com o auxilio de um micrômetro e com as leituras feitas pelo software
SicTri expressos na Tabela 3.12 e graficamente na Figura 3.28, foram obtidos os
120
valores das constantes de calibração de KLVDT1=0,449, KLVDT2=0,405,
KLVDT3=0,116 e KLVDT4=0,113.
Tabela 3.12 – Resultados da calibração dos LVDTs utilizados.
Micrômetro (mm)
LVDT (1) LVDT (2)
0.0 0.201 0.201 0.201 0.197 0.196 0.195
0.4 1.054 1.052 1.052 1.170 1.168 1.166
0.8 1.917 1.920 1.918 2.151 2.147 2.145
1.2 2.793 2.800 2.791 3.133 3.132 3.134
1.6 3.679 3.678 3.678 4.127 4.125 4.140
2.0 4.577 4.573 4.575 5.118 5.121 5.119
2.4 5.474 5.475 5.476 6.114 6.111 6.108
2.8 6.377 6.383 6.379 7.101 7.130 7.232
3.2 7.279 7.281 7.281 8.078 8.081 8.080
3.6 8.184 8.177 8.178 9.054 9.054 9.055
4.0 9.073 9.077 9.074
Micrômetro (mm)
LVDT (3) LVDT (4)
0.0 0.194 0.193 0.198 0.238 0.236 0.235
0.1 1.068 1.047 1.047 1.146 1.105 1.114
0.2 1.914 1.911 1.913 1.997 1.991 1.985
0.3 2.768 2.765 2.764 2.868 2.875 2.862
0.4 3.620 3.625 3.629 3.758 3.751 3.746
0.5 4.480 4.477 4.481 4.624 4.621 4.625
0.6 5.328 5.337 5.333 5.498 5.498 5.513
0.7 6.202 6.202 6.202 6.393 6.384 6.409
0.8 7.058 7.067 7.060 7.288 7.268 7.285
0.9 7.917 7.918 7.923 8.159 8.154 8.157
1.0 8.771 8.773 8.775 9.037 9.030 9.040
Figura 3.28 – Gráficos das calibrações dos LVDTs utilizados nesta pesquisa.
121
3.3.5.3. Refletômetros no domínio do tempo (TDR)
Os equipamentos do tipo TDR são utilizados para medida da umidade dos
materiais, instantaneamente, de forma contínua e não destrutiva, sendo necessária
apenas a instalação das sondas na profundidade de interesse (TRIME-FM, 2012).
Os TDRs utilizados, da marca IMKO designados por TRIME –P2Z, foram
convenientemente espaçados em 20,0 cm nas camadas de subleito e base. O
modelo empregado pode ser utilizado a profundidades variáveis por ser
constituído por material resistente ao processo de compactação.
A sonda do TDR TRIME-P2Z necessita de um módulo receptor de sinal
para leitura e processamento dos dados coletados pela mesma. Este módulo, da
mesma marca IMKO, é o Trime-ES (Figura 3.29).
Figura 3.29 – Conjunto para medição de umidade no solo. (a) Sonda TRIME-P2Z,
(b) Receptor de sinal TRIME-ES e (c) fonte de alimentação para o TDR.
O equipamento é acompanhado por dois softwares, sendo que um serve para
a calibração (Trime WinCal) e outro serve para realizar as medições (Trime
WinMonitor). O software da calibração permite que seja escolhida uma entre seis
opções de ordens de polinômios para ajuste da curva de calibração, quanto menor
é o valor do polinômio o ajuste da curva será melhor. Permite ainda que se copie a
calibração de uma sonda a outra ou que se reprograme a calibração original (de
fábrica). O TDR funciona com um chip interno à sonda que recebe, após a sua
calibração, as constantes da curva, acelerando sobremaneira o processo de
c
b
a
122
medição, fornecendo diretamente o valor da umidade gravimétrica do material em
contato com as hastes da sonda.
Foram utilizados cinco TDRs, dos quais quatro foram colocados no subleito
espaçados a cada 20,0 cm e o último foi colocado na camada da base. As sondas
foram numeradas entre S-01 e S-04 que correspondem aos TDRs que foram
colocados no solo compactado, e a sonda S-05 corresponde ao TDR que foi
colocado na camada da base (Figura 3.30). Foi então calibrada a S-01 em uma
amostra do solo, para logo transferir a calibração às sondas S-02, S-03, S-04,
usadas no solo. Também foi feita a calibração da sonda S-05 no material da brita.
Figura 3.30 – Distribuição dos TDRs ao longo da profundidade no interior da
estrutura do pavimento.
Para a calibração dos TDRs foi empregado o método utilizado por Silva
(2009), mostrado no fluxograma da Figura 3.31. A Figura 3.32 mostra as etapas
de preparação do corpo de prova e realização das medidas utilizadas na calibração
das sondas.
123
Figura 3.31 – Fluxograma para a calibração das sondas TDR (Silva, 2009).
Figura 3.32 – Etapas de preparação do corpo de prova para a realização das
leituras de umidade para a respectiva calibração com ambos materiais.
124
3.3.5.4. Tensiômetros de alta capacidade (TAC)
Segundo Silva (2009) chama-se tensiômetro de alta capacidade aquele capaz
de medir uma grande faixa de sucção, abrangendo os níveis considerados elevados
para a geotecnia de maneira geral (acima de 100 kPa).
Um tensiômetro é composto de uma pedra porosa, um transdutor que
possibilita leituras positivas e negativas e de um corpo acrílico (Figura 3.33). O
tensiômetro (COPPE/UFRJ, 2004) foi desenvolvido por Silva (2009) seguindo
estudos de vários pesquisadores.
Figura 3.33 – Equipamento do Tensiômetro de alta capacidade (corpo acrílico,
pedra cerâmica porosa de 15 bar e transdutor K1 da Ashcroft®) montado na COPPE .
Silva (2009) cita as dificuldades que existem na utilização deste
equipamento em pavimentos: (a) o grau de compactação dos materiais, (b)
garantia do contato tensiômetro - solo, (c) níveis de sucção atingidos que
correspondem ao material no qual é inserido, (d) longevidade do sistema.
Foi utilizado o transdutor da marca Ashcroft, modelo K1, com escala de
3000 kPa, e uma pedra porosa da marca Soil Moisture, com 20 bar (2000 kPa) de
pressão de borbulhamento. A pedra porosa, após saturação em câmara de pressão,
foi colocada em um corpo de acrílico (o acesso visual ao interior do sistema é
importante para se detectar possíveis formações de bolhas de ar). A montagem dos
tensiômetros deve ser totalmente submersa em água deareada para se evitar a
presença de bolhas de ar. A Figura 3.34 mostra o processo de calibração do
equipamento e os tensiômetros já montados, submersos em um recipiente com
água deareada, aguardando a instalação dos mesmos no tanque-teste.
125
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 3.34 – Processo de calibração do equipamento TAC. (a) Saturação da
pedra porosa através de vácuo. (b) Pedras porosas colocadas em água deareada. (c)
Montagem do corpo acrílico. (d) Tensiômetros submersos em água deareada.
Como é importante garantir o contato da pedra porosa do tensiômetro com o
solo no qual se deseja medir o nível de sucção, preparou-se uma “lama” com
bentonita para se colocar na extremidade do tensiômetro (em contato com a pedra
porosa), que serviu como interface entre esta e o solo, (Figura 3.35) processo
indicado por Silva (2009).
126
Figura 3.35 – Detalhes da aplicação da lama bentonítica na ponta do tensiômetro
para garantia de contato pedra porosa – solo.
Foram utilizados cinco tensiômetros posicionados nas mesmas
profundidades que os TDRs; sua instalação no interior da estrutura do pavimento
se deu pelas aberturas laterais da parede do tanque - teste, também utilizadas pelos
TDRs. Os tensiômetros codificados como T-109, T-110, T-111 e T-113 foram
instalados no subleito espaçados cada 20,0 cm e o tensiômetro T-112 na camada
de base (Figura 3.36). Foi possível obter medidas de sucção coerentes nas duas
condições de umidade do subleito, que são apresentadas no Capítulo 5. As
umidades de compactação do solo e da brita foram de 17% e 5,4%,
respectivamente. É esperado que para o solo compactado a uma umidade maior
corresponderá uma sucção menor e para a brita uma sucção maior que a do solo.
Esta relação foi cumprida para os valores registrados pelos TAC da presente
pesquisa considerando-os válidos (Capítulo 5).
127
Figura 3.36 – Distribuição dos tensiômetros ao longo do interior da estrutura do
pavimento.
A utilização desses tensiômetros ajudou a obter valores coerentes de sucção
de acordo com a umidade dos materiais utilizados no interior do tanque - teste.
A temperatura ambiente no “Tanque-Teste” pode ser controlada por meio de
aparelho condicionador de ar instalado no local. A temperatura constante foi de
25°C, temperatura média ambiente da maioria das regiões brasileiras.
3.3.6. Sistema de aquisição de dados
O sistema de aquisição de dados se referem aos programas DefTan e SiCTri,
que foram desenvolvidos no Laboratório de Pavimentos da COPPE/UFRJ pelo
engenheiro eletrônico Ricardo Gil Domingues, utilizam a plataforma Delphi 5.0 e
funcionam especificamente com o equipamento de aplicação de cargas repetidas
em solos e britas, também desenvolvido nesse laboratório. Sua estrutura permite a
integração de:
• Placa de aquisição de dados da ComputerBoards, PCIDAS1602/16;
• Computador (PC), sistema operacional Windows XP;
• Unidade de controle e potência;
• Transdutores de deslocamento (LVDT) e pressão;
• Válvulas proporcionais para aplicação de pressão;
• Cilindros Pneumáticos.
128
Este sistema permite a aplicação de uma combinação de cargas e pressões,
de forma que os transdutores de deslocamento possam monitorar as amostras em
teste através de informações disponibilizadas em gráficos na tela, mas que tem
seus dados armazenados para futura análise e interpretação. O programa SiCTri é
a ferramenta de automação do ensaio do MR do material e comanda a aplicação
das cargas, fazendo a aquisição das deformações. Para se aplicar diferentes níveis
de tensões fora do destinado a obtenção do MR, que tem número de ciclos
normalizados, utiliza-se o DefTan que permite o registro das deformações para
um número maior de ciclos e para um determinado estado de tensões que surgem
com a aplicação de carregamento cíclico. A tela principal do programa SiCTri é
mostrada na Figura 3.37 e do programa DefTan é ilustrada na Figura 3.38.
Figura 3.37 – Tela principal do programa SicTri utilizado para o ensaio de carga
repetida, aplicado também no experimento na estrutura do pavimento.
Figura 3.38 – Tela principal do programa DefTan utilizados para o registro das
deformações do pavimento durante os experimentos desta pesquisa.
129
As células de carga e os tensiômetros foram ligados a um sistema de
aquisição de dados (Agilent), gerenciado por um computador.
3.4. Programa dos ensaios realizados no modelo físico “Tanque-Teste”
O objetivo da presente pesquisa foi a de verificar a eficiência e o benefício
do uso de geossintético na estrutura de pavimentos flexíveis, mais especificamente
do reforço na camada de base de pavimento. A avaliação do material de reforço
foi realizada mediante a medida de deslocamentos elásticos e plásticos na
superfície da seção de pavimento devido ao carregamento cíclico imposto sobre a
estrutura. Foi testada a situação não reforçada e reforçada, na umidade ótima
assim como também quando a estrutura foi inundada até o nível do subleito.
O programa experimental para os ensaios no “Tanque-Teste” se
desenvolveu em quatro etapas sendo que, a primeira e a quarta etapa
correspondem à estrutura do pavimento não reforçado tanto na umidade ótima
como na condição inundada do subleito, e a segunda e a terceira correspondem à
estrutura do pavimento reforçada nas condições de umidade já mencionadas.
A Tabela 3.13 apresenta a combinação das características de configuração
dos ensaios realizados nas quatro etapas dos ensaios realizados no “Tanque-
Teste”. A Figura 3.39 mostra a estrutura do pavimento para as quatro etapas de
ensaios desenvolvidas no “Tanque-Teste” nas quais foi avaliado o comportamento
mecânico do pavimento. O desenvolvimento de cada etapa dos ensaios no
“Tanque-Teste” e os resultados obtidos estão apresentados no Capítulo 5.
Tabela 3.13 – Configuração dos ensaios realizados no “Tanque-Teste”.
Etapas de ensaios
1
(sem reforço)
2
(com reforço)
3
(com reforço)
4
(sem reforço)
Subleito (m) 1,00 1,00 1,00 1,00
Base (m) 0,20 0,20 0,20 0,20
Diâmetro da placa (cm)
25,05 25,05 25,05 25,05
Umidade do subleito Wótima Wótima Inundado Inundado
130
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 3.39 – Estrutura do pavimento para as quatro etapas de ensaios no
“Tanque-Teste”. (a) Estrutura compactada na umidade ótima. (b) Estrutura compactada
na umidade ótima com a inserção da geogrelha na interface subleito-base. (c) Estrutura
reforçada com o subleito inundado. (d) Estrutura não reforçada com o subleito inundado.
3.4.1. Avaliação estrutural, compactação e controle dos materiais
3.4.1.1. Avaliação estrutural
Conforme mencionado no Capítulo 2, a avaliação estrutural do pavimento
foi realizada também por equipamentos de menor porte, como o GeoGauge H-
4140 da Humbolt e o LWD (Light Weight Deflectometer) da Dynatest, os quais
foram importantes para comprovar os parâmetros de módulo e deformação da
131
estrutura. O objetivo da utilização desses equipamentos é acompanhar o
desenvolvimento dos ensaios de carregamento cíclico do “Tanque-Teste”.
O GeoGauge foi empregado no subleito e na camada de base, avaliando-se
para cada um deles 3 pontos, conforme mostrado na Figura 3.40, para a condição
de umidade ótima da estrutura do pavimento obtendo o valor do módulo de
rigidez tanto para o subleito como para a base após a etapa de compactação.
Figura 3.40 – Utilização do Geogauge para a avaliação do modulo de rigidez das
camadas do pavimento deste estudo.
A Tabela 3.14 e a Tabela 3.15 mostram os valores de módulo de rigidez do
subleito propriamente dito e da camada de base, respectivamente. É importante
mencionar que esses valores foram obtidos na condição de compactação do
subleito na umidade ótima e são muito próximos aos que se obtiveram no ensaio
triaxial cíclico para cada material. A pequena diferença entre um ponto e outro,
ainda tratando-se da mesma camada pode ser pela energia da compactação
diferenciada entre esses pontos.
132
Para a camada de base, pode-se observar que à menor profundidade se
consegue maior valor do módulo, isto pode se dever à maior rigidez do material se
encontrar próxima à superfície pelo efeito da compactação.
É importante comentar que a posição do equipamento deve ser tal que não
tenha interferência alguma de elementos que alterem sua leitura, por isso tomou-
se o devido cuidado também de afastar das paredes do tanque para que o raio de
influência do equipamento não fosse comprometido.
Tabela 3.14 – Resultados da análise do subleito com o equipamento GeoGauge.
Camada Medida Profundidade
(cm)
GeoGauge
Ponto
1 2 3
MR (MPa) MR (MPa) MR (MPa)
Su
ble
ito
1 30 138,29 97,26 96,11
2 50 135,04 100,76 94,32
3 70 137,26 101,15 93,74
Tabela 3.15 - Resultados da análise da camada de base com o equipamento
GeoGauge.
Camada Medida Profundidade
(cm)
GeoGauge
Ponto
1 2 3
MR (MPa) MR (MPa) MR (MPa)
Ba
se
1 1,5 517,95 720,84 454,81
2 2,5 309,19 430,25 283,92
3 5 154,32 213,53 141,64
Como os resultados mostrados apresentam coerência com o tipo de
materiais deste experimento e com valores de literatura, comprovou-se que o uso
do equipamento GeoHauge H-4140 da Humbolt como método de avaliação
estrutural não destrutiva do pavimento, tanto na etapa de construção e quanto para
o monitoramento de sua vida útil pode ser uma boa ferramenta de
acompanhamento.
133
O LWD (Light Weight Deflectometer) também foi empregado nos mesmos
pontos do GeoGauge, como mostrado na Figura 3.40, sendo que com esse
equipamento foi possível monitorar o desenvolvimento das deformações e módulo
de resiliência ocorridos na superfície do pavimento. A partir da segunda etapa de
ensaios do “Tanque-Teste” foi utilizado o LWD, logo que cessou o carregamento
cíclico correspondente a cada etapa de ensaios (Figura 3.41).
A Figura 3.42 mostra o formato de resultados que o LWD fornece, sendo
que assim que o ensaio é realizado, o resultado pode ser impresso imediatamente.
Figura 3.41 – Uso do equipamento LWD no desenvolvimento das deformações
elásticas da presente pesquisa.
Figura 3.42 – Resultados de deslocamentos obtidos pelo LWD no
acompanhamento do carregamento cíclico.
134
É importante observar que os valores das deformações obtidas com o LWD
foram próximos aos gerados com o sistema de aplicação de carregamento cíclico,
como serão apresentados no Capítulo 5.
3.4.1.2. Compactação e controle dos materiais
Cada um dos materiais escolhidos para as camadas do pavimento foi
inicialmente estocado ao ar livre, coberto com lonas plásticas comuns para evitar a
umidade pela ocorrência de chuvas, mas o escorrimento e acúmulo de água no
chão fez com que a umidade nos materiais ficasse distribuída heterogeneamente,
dificultando encontrar um valor único que representasse a umidade natural do solo
em questão. Em vista dessa heterogeneidade na umidade, o solo foi preparado
(homogeneizado à umidade ótima) em betoneira comum com capacidade de 420
litros (Figura 3.43) e, para cada “betonada” a umidade era medida. Esta umidade
foi avaliada após 3 minutos de homogenização na betoneira e com aplicação do
método expedito do álcool (DNER-ME 088/94). A partir daí verificava-se a
necessidade de correção da mesma até seu valor ótimo (obtido do ensaio Proctor),
com adição de água ou secagem por mais tempo do material.
Para se saber a quantidade, em peso, de solo existente no interior da
betoneira, previamente pesava-se uma caixa de plástico resistente de dimensões
56 x 36 x 31 cm, com e sem solo, para obter, por diferença, o peso exato de
material por caixa. A capacidade da betoneira é de quatro caixas, obtendo assim o
peso total de material colocado na betoneira.
Figura 3.43 – Betoneira de 400 litros utilizada para homogeneização da umidade
do material na umidade ótima para construção do pavimento no tanque-teste.
135
Para a primeira etapa de construção do pavimento, ou seja, para aquela
estrutura não reforçada composta do subleito e da base compactada na umidade
ótima, foram necessários 8460 kg de solo e 1800 kg de brita. Após a aplicação de
carregamento sobre esta estrutura foi retirada a camada de base para logo inserir o
material de reforço (geogrelha) na interface subleito-base e novamente compor a
camada de base compactada com as mesmas características que na primeira etapa.
Para cada uma das camadas procedeu-se a compactação (Figura 3.44) com o
auxílio de um compactador manual elétrico tipo soquete vibratório no caso do
subleito e uma placa vibratória para o caso da camada de base a fim de evitar a
quebra de grãos. As características técnicas dos equipamentos de compactação se
apresentam na Tabela 3.16.
Tabela 3.16 – Características técnicas do soquete vibratório e da placa vibratória
usadas neste experimento.
Dados Soquete Vibratório Elétrico
Modelo LC 70 E
Dimensões da base 340x290
Freqüência de vibração 500-600 VPM
Tensão 220/380V
Motor elétrico trifásico 3 Cv
Peso c/motor gasolina 69 kg
Dados Placa Vibratória CSM
Dimensões 415x705x1038
Dimensões da base 650x415
Freqüência de vibração 4800 rpm
Velocidade de trabalho 24m/min
Força de compactação 1500 kgf
Motor à gasolina 5,5 Hp
Motor elétrico trifásico 3 Cv II Pólos
Transmissão Correia e embreagem centrífuga p/
motores à gasolina
Peso c/motor gasolina 91kg
136
A compactação das camadas seguiu a sequência:
• A compactação foi realizada em 10 camadas de 10 cm de espessura
para o subleito e em 2 camadas para a brita;
• O material foi distribuído uniformemente dentro do tanque (Figura
3.44) para cada camada a compactar.
• A compactação procedeu-se seguindo uma direção que era
alternadamente horária e anti-horária. Isto conduzia a uma espiral
ora no sentido horário, ora no sentido anti-horário da parte central do
tanque para fora (Figura 3.44).
• Controlava-se a espessura e o nível das camadas compactadas
utilizando-se uma régua graduada.
• Após a compactação de cada camada foi realizado o ensaio de
“Determinação da massa específica aparente “in situ”, com emprego
do frasco de areia” (DNER – ME 092/94) para determinar a massa
especifica aparente úmida e a umidade do material. (Figura 3.44)
• À medida que se construía a estrutura do pavimento ia sendo
colocada a instrumentação respectiva para o caso do monitoramento
das tensões no interior do pavimento (células), medição da umidade
e da sucção.
• Ao final da compactação da seção do pavimento foi realizada a
impermeabilização da superfície com emulsão asfáltica RR-1C, com
o objetivo de evitar a perda da umidade do material situado na
superfície durante os dias de aplicação do carregamento. A Figura
3.45 ilustra o aspecto da superfície ao final da imprimação.
• Quando a geogrelha foi inserida na interface subleito-base, para os
ensaios sobre a estrutura de pavimento reforçada, foi retirada a
camada da base e a respectiva instrumentação para logo colocar o
material de reforço e prosseguir com a conformação da camada de
base de acordo com a mesma sequência mencionada (Figura 3.46)
137
(a)
(b)
(c)
Figura 3.44 – (a) Distribuição do material, (b) Compactação do material utilizado
como subleito no tanque teste (esquema do método de compactação), (c) Controle da
compactação através do emprego do frasco de areia.
Figura 3.45 – Superfície do pavimento no tanque-teste após a imprimação
138
(a) (b)
Figura 3.46 – (a) Inserção da geogrelha na interface do subleito-base. (b) Retirada
da geogrelha ao final da etapa 3.
É importante mencionar que, com a inserção da geogrelha na estrutura do
pavimento, a densidade da camada de base compactada sobre ela aumentou, o que
foi medido com o método do frasco de areia. Supõe-se que esta condição deva ter
sido influenciada pela presença da geogrelha e seu efeito confinante pela
mobilização de sua resistência à tração, que atua no sentido de se opor à
deformação lateral da camada de base, confinando a brita e resultando uma
camada com maior capacidade de suporte.
3.5. Medição indireta da sucção do solo através da curva característica do solo (ou curva de retenção de água)
Em estruturas de pavimento em campo, o monitoramento dos valores de
sucção desenvolvidos pelas diversas camadas do pavimento pode ser efetuado de
duas formas: (Silva, 2009)
1. Com a utilização de tensiômetros de alta capacidade, capazes de
medir níveis de sucção de até 1500 kPa;
2. Com a aplicação de um método indireto, com o qual se obtém o
valor de sucção a partir da Curva Característica do material
(umidade x sucção).
As duas formas foram empregadas na presente pesquisa, os tensiômetros
foram instalados diretamente nos materiais que conformam a estrutura do
pavimento como já foi indicado no item 3.3.5.4, mas a utilização desses
139
instrumentos é ainda uma arte incipiente, com diversas dificuldades de caráter
técnico, especialmente em aplicações em pavimentos.
Dois métodos foram usados para obter as curvas características: o papel
filtro e o equipamento de Fredlund SWC-150. O método do papel filtro para o
traçado das Curvas Características dos materiais (umidade x sucção) foi utilizado
para a presente pesquisa, e usando a informação de umidade fornecida pelos
TDRs foram inferidas medidas de sucção durante o experimento.
3.5.1. Método do Papel Filtro
Este método baseia-se no princípio de que um solo, com determinada
umidade, quando é posto em contato com um papel filtro, com umidade menor,
faz com que este último absorva água do solo até que o sistema entre em
equilíbrio (Ubaldo, 2005).
A técnica do papel-filtro tem sido utilizada para obtenção da curva
característica por ser um método de fácil execução, de baixo custo e por cobrir
uma faixa de sucção relativamente ampla, sendo recomendável utilizar esta
técnica em laboratório onde as condições de umidade do ambiente externo ao
sistema papel-solo podem ser controladas.
Deve-se ter cuidados especiais, como indica Silva (2009), tais como a
escolha da balança e o manuseio do papel filtro. A utilização de pinça metálica,
luvas cirúrgicas e um ambiente protegido (temperaturas e umidades constantes)
ajudam a evitar qualquer alteração nas características originais do papel.
O papel-filtro empregado foi o Whatman Nº 42 quantitativo, tipo II, com
diâmetro de 11,0 cm, cujas curvas de calibração estão propostas em Chandler et
al. (1992). Nesta pesquisa, para realizar o ensaio o papel filtro foi cortado em um
diâmetro de 5,0 cm (Figura 3.47).
140
Figura 3.47 – Papel Filtro tipo Whatman, utilizado para obter os valores de sucção.
Este método empregado para a obtenção das Curvas Características dos
materiais deste experimento está descrito a seguir:
1. Moldagem de 01 corpo de prova (10 x 20 cm) com massa específica
aparente seca e umidade ótima, relativas à energia conforme a
camada: energia Proctor Intermediária para o material do subleito e
energia Proctor modificada para o material da base;
2. O corpo de prova compactado foi cortado (fatiado) em 05 (cinco)
pedaços para logo ser cravados em anéis metálicos de 5,1 cm de
diâmetro e 2,2 cm de altura. O primeiro conjunto (anel+solo) é
colocado imediatamente em contato com o papel-filtro, envelopado e
lacrado para obtenção da sucção após o tempo de equilíbrio
considerado;
3. Dois conjuntos de solo+anel foram submetidos a processos de
secagem ao ar livre por 1 e 3 dias respectivamente, os outros dois
foram submetidos a processos de submersão em água por 3 e 7 dias,
sendo em seguida colocadas em contato com o papel filtro para
medição da sucção.
Foi selecionada essa metodologia para simular o fenômeno de
umedecimento e secagem que aconteceria na estrutura do pavimento do tanque
teste no decorrer do desenvolvimento dos ensaios que se ia realizar.
141
Para cada “fatia” do corpo de prova foram colocados três discos de papel
filtro com diâmetro de 5,0 cm em contato com o solo, para se obter um perfeito
contato entre o papel e o solo. O corpo de prova foi embalado inicialmente com
quatro camadas de película de PVC, e em seguida com quatro camadas de papel
alumínio para finalmente lacrar o conjunto (anel+solo+papel filtro) com fita
crepe.
Foram utilizados três discos de papel filtro sobrepostos com o intuito de se
evitar contaminação com partículas de solo ou outras impurezas. Apenas o disco
do meio é utilizado para medição da sucção, após o tempo estipulado para o
equilíbrio da umidade com o solo.
O tempo sugerido pela literatura para se deixar o conjunto papel filtro-solo
em contato varia de 7 a 15 dias de acordo com o tipo de solo e sua umidade, sendo
7 dias para as maiores umidades do corpo de prova e 15 dias para os materiais
mais secos. Neste trabalho optou-se por deixar o papel filtro em contato com o
solo por 15 dias para todos os conjuntos do anel+solo+papel filtro, os quais foram
colocados dentro de uma bandeja de isopor na posição vertical (Figura 3.48g), que
depois foram mantidas na câmara úmida com temperatura controlada a 25°C de
modo que não houvesse uma variação da temperatura maior que 3°C, como
sugerido pela norma ASTM D 5298-03.
Segundo Marinho e Pereira (1998 apud Silva, 2009), em solos orgânicos o
tempo de equilíbrio da umidade é de no máximo 15 dias, sendo necessário um
tratamento especial contra proliferação de fungos e decomposição biológica do
papel filtro. Nos procedimentos deste ensaio não foi feito nenhum tipo de
tratamento no papel filtro.
O papel filtro, após ser retirado dos corpos de provas, deve ser pesado em
balança com precisão de quatro casas decimais (0,0001g). Segundo Marinho
(1994a apud Ubaldo, 2005) o tempo de transferência do papel filtro para uma
cápsula fechada ou um saco plástico auto-selante deve de no máximo 5 segundos
para evitar a perda ou ganho de umidade. Após a pesagem úmida o papel filtro é
colocado em estufa por um período mínimo de 24 horas. Depois de decorrido esse
tempo, o papel filtro, agora seco, é pesado novamente seguindo as recomendações
já descritas. Na Figura 3.48 pode-se visualizar todo o procedimento, a preparação
do corpo de prova, a obtenção do conjunto anel+solo e finalmente a colocação do
papel filtro para a embalagem final de todo o conjunto, conforme descrito.
142
(a) Preparação dos corpos de prova
(b) Obtenção do conjunto (anel+solo)
(c) Anel+solo submetido a secagem ao ar
livre.
(d) Colocação do papel filtro (base e topo)
do conjunto (anel+solo) para logo
envolver com o filme de PVC
(e) Recobrimento com papel alumínio.
(f) Lacrado com fita crepe
143
(g) Etapa de equalização na câmara
úmida.
(h) Retirada do papel filtro do meio para
sua posterior pesagem.
Figura 3.48 – Metodologia seguida para obtenção de valores de sucção através da
técnica do papel filtro nesta pesquisa.
Com os dados de umidade do papel filtro e a curva de calibração proposta
por Chandler et al. (1992), obtém-se a sucção do solo através das equações (3.2) e
(3.3).
Para umidades do papel filtro > 47%:
Sucção (kPa) = 10(6,05-2,48logW) Equação 3.2
Para umidades do papel filtro ≤ 47%:
Sucção (kPa) = 10(4,84-0,0622W) Equação 3.3
As curvas características dos dois materiais utilizados na estrutura do
pavimento, traçadas conforme a técnica do papel filtro, estão apresentadas na
Figura 3.49.
144
Figura 3.49 – Curvas Características traçadas conforme a técnica do papel filtro
para os materiais utilizados nesta pesquisa.
Com a utilização das Curvas Características obtidas através do método do
papel filtro dos materiais utilizados nesta pesquisa obtêm-se os níveis de sucção
das camadas da estrutura do pavimento para as duas condições do subleito
compactado na umidade ótima e após sua inundação, mostrados nas Figura 3.50 e
Figura 3.51, respectivamente.
Figura 3.50 – Valores de sucção ao longo do perfil do pavimento estudado para a
condição do subleito compactado na umidade ótima.
145
Figura 3.51 – Valores de sucção ao longo do perfil do pavimento estudado para a
condição do subleito inundado.
3.5.2. Obtenção da curva característica com o uso do Equipamento SWC-150
O equipamento SWC-150 (Figura 3.52) conhecido também como
equipamento de curva característica de Fredlund foi utilizado para obter a curva
característica (ramo de secagem) para o solo que constitui o subleito, já que foi
esse que experimentou mudanças consideráveis no grau de saturação, capazes de
alterar o comportamento mecânico do material. Só foi obtida a curva de secagem,
uma vez que o ensaio levou um tempo maior do que o esperado, cerca de cinco
meses nos quais se desenvolveu o ensaio. A curva característica obtida através do
equipamento de Fredlund foi utilizada com fins comparativos com a curva
características pelo método do papel filtro.
Esse equipamento utiliza o princípio da translação de eixos. O método de
funcionamento é simples e possibilita a determinação de pressões negativas altas
de difícil obtenção, pois requer uma bomba de vácuo potente e onerosa segundo
Nacinovic (2009).
146
Figura 3.52 – Equipamento de determinação da curva característica de Fredlund
usado nesta pesquisa.
O equipamento de Fredlund retira água do solo por pressão positiva, que
pode chegar ao valor máximo de 1500 kPa (15 bar). Pode ensaiar tanto amostras
deformadas quanto indeformadas, dependendo da trajetória a ser seguida
(secagem ou umedecimento). Para o caso de amostras deformadas, apenas a
parcela passando na peneira No. 4 deve ser utilizada (Silva, 2009).
Para se obter a trajetória de secagem a amostra do solo utilizado no subleito
previamente foi submetida à saturação por submersão por um período de 24 horas,
sendo protegida a face inferior por um papel filtro. Uma sobrecarga também
poderá ser usada durante o processo de saturação.
Após o período de saturação a amostra foi colocada sobre uma pedra porosa
de 15 bar, previamente saturada com auxílio de vácuo, na câmara de pressão. Em
seguida, foi aplicada certa pressão positiva à câmara, que expulsa a água retida no
solo até ser estabelecido o equilíbrio (Figura 3.53).
147
(a)
(b)
(c)
Figura 3.53 – (a) Montagem da pedra porosa e do corpo de prova. (b) Colocação
da câmara de pressão. (c) Equipamento montado para o inicio do ensaio de curva
característica.
Foram realizadas leituras diárias do volume de água expulso. Registram-se
os pares “pressão x volume de água extraído”, que é medido através de leitura
visual em um tubo acrílico vertical com marcação de escala. O ponto de equilíbrio
foi estabelecido como sendo aquele no qual a variação de volume em 24 horas não
ultrapassava 1 unidade da escala de leitura. Neste momento, aumentava-se a
pressão do ar para determinar outro ponto da curva característica. E, assim por
diante, até atingir o mínimo de oito pontos para se obter uma curva característica
148
bem representativa. Optou-se pelas seguintes pressões de ar: 40, 60, 80, 100, 200,
400, 600 e 800 kPa.
Um teste para se validar o ensaio pode ser realizado colocando-se a amostra
final retirada do ensaio numa estufa para secagem e calculando seu grau de
saturação. Compara-se este grau de saturação obtido com aquele relativo ao
último ponto medido. Esses valores devem ser bastante próximos, caso contrário
houve algum erro na execução do ensaio, tal como: vazamento de ar, entrada
errônea de dados, perda de solo durante o teste ou vazamento de material pelo
anel de confinamento. (Silva, 2009)
A Figura 3.54 mostra a curva característica (ramo de secagem) para o
material do subleito utilizado no tanque teste.
O tramo seco da curva característica obtida pelo método de papel filtro é
similar com a curva que foi obtida através do equipamento SWC-150.
Figura 3.54 – Curva característica (ramo secagem) para o subleito através do
equipamento SWC-150 do Fredlund.
149
4 Apresentação e análise de Resultados
4.1. Considerações iniciais
O presente capítulo tem por finalidade apresentar e analisar os resultados
dos ensaios de carregamento cíclico no modelo físico de verdadeira grandeza,
desenvolvidos para quatro diferentes situações da estrutura do pavimento
consideradas no programa experimental. O objetivo é verificar as diferenças do
comportamento mecânico entre uma estrutura não reforçada e a reforçada com
geogrelha.
Também são apresentadas as medições e/ou gráficos fornecidos pela
instrumentação montada no modelo físico, com monitoramento das células de
carga, dos tensiômetros de alta capacidade (TAC) e dos refletômetros no domínio
do tempo (TDR).
4.2. Ensaio de carregamento cíclico
O carregamento cíclico aplicado foi de 26,96 kN sobre uma placa rígida de
25,05 cm de diâmetro resultando numa pressão de contato de 550 kPa, que se
compara à pressão de uma das rodas de um eixo-padrão de rodas duplas
comumente empregado nas análises de tráfego do método de dimensionamento
tradicional. Foram realizadas pelo menos 35.000 aplicações de carga com
frequência de 1 Hz (0,1 s de atuação do carregamento por 0,9 s de repouso) para
as quatro etapas de ensaios desenvolvidos no tanque teste. Para fins de
comparação foram: um ensaio no pavimento não reforçado e outro reforçado com
geogrelha para a condição do subleito compactado na umidade ótima; um ensaio
reforçado com geogrelha e outro não reforçado após inundação do subleito.
Foram considerados somente 35.000 ciclos de carga para avaliação do
desempenho da geogrelha nestes gráficos, mas houve um grande número de
solicitações durante vários testes realizados e ajustes, não contabilizados neste
150
resumo do experimento. Embora sabendo que a geogrelha é mais eficiente na
redução da deformação permanente e o ideal seria relatar o resultado com um
número maior de ciclos, isto não foi possível por problemas diversos que
atrasaram o cronograma deste estudo.
O desenvolvimento dos deslocamentos superficiais pela aplicação das
cargas dinâmicas no pavimento foi monitorado pelos LVDTs, como foi
mencionado no Capítulo 3, cujas medidas foram os parâmetros de comparação
entre a estrutura de pavimento com e sem reforço.
Para todos os ensaios realizados, a estrutura do pavimento é constituída de
uma base de brita de 20 cm sobreposta a um subleito de 100 cm de espessura, para
o caso dos ensaios sobre o pavimento sem reforço. Para os ensaios sobre o
pavimento com reforço utiliza-se a mesma estrutura com a inserção da geogrelha
na interface subleito-base. A impermeabilização com a emulsão asfáltica foi
repetida em todas as situações dos ensaios com a finalidade de evitar a perda de
umidade pela superfície exposta da base.
4.2.1. Deslocamentos verticais superficiais sobre o subleito compactado na umidade ótima
4.2.1.1. Ensaio sem a utilização de geogrelha
Este ensaio foi desenvolvido quando a estrutura de suporte dos LVDTs se
encontrava presa ao teto do laboratório como foi mencionado no item 3.3.5.2. É
necessário enfatizar este ponto, porque o efeito de dilatação do teto influenciou
nos valores dos deslocamentos registrados pelos LVDTs durante a realização do
ensaio. Infelizmente o problema só foi percebido durante a realização do ensaio
com a utilização do reforço.
O ensaio teve inicio às 12:00 horas, quando a temperatura do meio ambiente
estava elevada, aproximadamente no ciclo 6.000 já tinha decorrido duas horas de
ensaio e a temperatura começava a diminuir, fazendo com que o teto dilatado
voltasse para a sua posição inicial, como pode-se observar claramente na Figura
4.2 que mostra o desenvolvimento dos deslocamentos superficiais plásticos, em
que foram registradas leituras de deformação decorrentes da carga aplicada com
influência da ocorrida no teto.
151
A Figura 4.1 mostra a progressão dos deslocamentos verticais elásticos com
o número de ciclos de carga, para o caso da estrutura sem reforço e com subleito
compactado na umidade ótima, registrados somente pelo LVDT 1, uma vez que o
software DefTan que registra as leituras dos LVDTs só estava configurado para o
registro do primeiro LVDT colocado sobre a placa a 3,5 cm do ponto de aplicação
da carga.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
0.20
0.40
0.60
Deslo
ca
me
nto
Elá
stico
(m
m)
Subleito na umidade ótimaLVDT-1
Figura 4.1 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais elásticos no
primeiro ensaio.
Pode-se observar que, durante o desenvolvimento da aplicação de carga, o
deslocamento elástico máximo alcançou 0,57 mm de deformação para os 35.000
ciclos de carga aplicados. Para este ensaio não foi possível desenvolver a bacia de
deflexão pela ausência de mais pontos de medição com registro.
Apesar do problema da referência (dilatação do teto já descrito), os
resultados obtidos neste ensaio apresentam coerência, em ordem de grandeza,
quando comparados com os resultados obtidos por Kakuda (2010) e Silva (2009).
Para tensões aplicadas em condições similares às desta pesquisa, Kakuda
(2010) analisou uma seção de pavimento composta por um subleito cujo solo,
segundo a classificação MCT foi definido como não laterítico siltoso (NS’)
compactado no teor de umidade de 25,7% e o seu valor de CBR foi de 8%
compactado na umidade ótima, uma base de mistura solo-brita (30%+70%) de
comportamento laterítico com CBR igual a 190%, com espessuras de 50 e 20 cm,
respectivamente, carregada ciclicamente sobre uma placa de 30 cm de diâmetro, e
obteve uma deflexão máxima de 1,1 mm para 400.000 ciclos de carga.
Comparando as deflexões máximas de ambos trabalhos, pode-se concluir que o
152
menor teor de umidade (17%) do subleito da presente pesquisa influenciou no
valor de deflexão que foi menor que a obtida por Kakuda.
Silva (2009) ensaiou a estrutura de pavimento mencionada no item 2.6.1, e
obteve uma deflexão máxima de 0,23 mm, valor determinado por interpolação
para uma pressão de 550 kPa, sendo que a melhor qualidade o subleito (CBR =
12%) e a presença de uma camada de sub-base na estrutura do pavimento daquele
experimento diminuíram as deflexões.
A Figura 4.2 mostra os deslocamentos plásticos ou permanentes ocorridos
durante a realização do ensaio e determinados na superfície do pavimento sob a
placa de carregamento. Estes resultados tiveram influência determinante do
problema do teto e não podem ser considerados coerentes porque não tem como
uma deformação plástica diminuir com o número de ciclos, de forma como o
experimento foi realizado.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
0.10
0.20
0.30
0.40
Deslo
cam
ento
Plá
stico (
mm
)
Subleito na umidade ótima
Figura 4.2 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais plásticos no primeiro
ensaio.
Como pode-se observar na Figura 4.2, a deformação superficial plástica
atingiu seu maior valor de 0,30 mm no ciclo de carga número 6000, a partir do
qual se experimentou uma queda nos valores dos deslocamentos, claramente
pode-se perceber que isto não deve ter acontecido porque as deformações plásticas
sempre tendem a aumentar e não a diminuir.
153
4.2.1.2. Ensaio com a utilização de geogrelha na interface subleito-base
Este segundo ensaio foi realizado com a inserção da geogrelha de
polipropileno (Fornit J600) como elemento de reforço, posicionada na interface
subleito-base. Para realizar o segundo ensaio, foi retirada a camada de base, do
primeiro ensaio, para colocar o material de reforço devidamente ancorado ao solo
do subleito e depois compactada uma nova camada de base com o mesmo
procedimento de compactação descrito no item 3.4.1.2.
Durante a realização deste ensaio foi observada a influência da deformação
do teto na leitura dos LVDTs, o que implicou na necessidade nesta etapa a
mudança do sistema de fixação de suporte dos LVDTs, como foi explicado no
item 3.3.5.2, garantindo que o novo sistema de fixação não interferisse mais nas
leituras. Além disso, também foi corrigido o software DefTan para registrar os
deslocamentos verticais superficiais dos quatro LVDTs utilizados nesta pesquisa.
Os LVDTs 1 e 2 foram instalados a 3,5 cm do ponto de aplicação de carga,
um de cada lado sobre a placa, e esses foram os instrumentos utilizados para obter
os valores máximos da deformação produzida pela aplicação do carregamento, os
LVDTs 3 e 4 foram colocados a 37,5 e 58,0 cm, respectivamente, do ponto de
aplicação de carga.
A Figura 4.3 mostra a progressão dos deslocamentos superficiais elásticos
em função do número de ciclos de carga para o caso da estrutura com reforço em
que o subleito encontrava-se na umidade ótima de compactação.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
0.20
0.40
0.60
0.80
Deslo
ca
me
nto
Elá
stico
(m
m)
Subleito na umidade ótimaLVDT-1
LVDT-2
LVDT-3
LVDT-4
Figura 4.3 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais elásticos no
segundo ensaio.
154
Analisando a Figura 4.3 pode-se observar que o deslocamento superficial
vertical elástico máximo é de 0,80 mm obtido pelo LVDT 1 e que os dois últimos
LVDTs mediram deslocamentos na faixa de 0,08 e 0,03mm.
É importante também observar que o LVDT 3 registrou maiores
deformações em comparação com o LVDT 4, porque o 3 estava mais próximo do
ponto de aplicação de carga.
Para as mesmas condições de tensões aplicadas e propriedades mecânicas da
geogrelha similar à utilizada nesta pesquisa, com seção de pavimento descrita no
item 4.2.1.1, no trabalho de Kakuda (2010) pode-se verificar que o valor da
deflexão obtida foi de 0,9 mm após a aplicação de 400.000 ciclos de carga. Existe
uma pequena diferença entre as deflexões do presente trabalho (0,8 mm), mas
percebe-se que a utilização do mesmo tipo de material de reforço gerou
deformações similares visto que os solos do subleito de ambas as pesquisas são
classificados como não lateríticos siltosos (NS’). Consideradas as diferenças de
modelo físico e das configurações de aplicação das cargas, a diferença pode ser
considerada pequena e portanto, conclui-se que a utilização da geogrelha gerou
deflexões parecidas para os dois estudos.
Como neste ensaio foram considerados os dados registrados pelos 4 LVDTs,
foi possível obter a bacia de deflexão, conforme mostrada na Figura 4.4. Para
tanto, foram escolhidos cinco pontos da curva de deslocamento elástico
correspondentes a números de ciclos deste ensaio (Figura 4.3): 100 ciclos, 600
ciclos, 5.000 ciclos, 20.000 ciclos e 35.000 ciclos de carregamento. Mostra-se que
as deflexões estão praticamente coincidentes.
0 10 20 30 40 50 60Distância do centro de aplicação de carga (cm)
1.60
1.20
0.80
0.40
0.00
De
fle
xã
o m
áxim
a (
mm
)
Estrutura com reforço-subleito wo ótima
100 ciclos
600 ciclos
5000 ciclos
20000 ciclos
35000 ciclos
Figura 4.4 – Bacia de deslocamentos verticais em função do número de ciclos de
carga – ensaio reforçado com geogrelha.
155
Analisando a Figura 4.4 pode-se observar que o desenvolvimento das
deflexões apresenta quase o mesmo valor de deflexão para cada número de ciclos
de carga escolhidos, existindo uma convergência para um valor único, a partir do
qual o processo estabiliza-se. É preciso comentar que esta aquisição de dados foi
realizada após 263.300 ciclos de carga, resultantes de inúmeros testes feitos ao
longo do ajuste dos sistemas de aplicação de carga e de referência, que
produziram um acomodamento do subleito.
A Figura 4.5 mostra os deslocamentos plásticos ou permanentes
desenvolvidos durante a realização do ensaio, considerando-se apenas os
resultados dos deslocamentos obtidos na vertical da aplicação do carregamento.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
0.20
0.40
0.60
0.80
1.00
Deslo
ca
me
nto
Plá
stico
(m
m)
Subleito na umidade ótima
Figura 4.5 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais plásticos no
segundo ensaio reforçado com geogrelha.
Como se pode observar na Figura 4.5, o deslocamento superficial vertical
plástico máximo foi de 0,94 mm após a aplicação de 35.000 ciclos de carga com
tendência a incrementar.
Não será feita uma análise comparativa entre os dois experimentos desta
pesquisa (sem e com reforço na condição de umidade ótima do subleito) tendo em
vista as questões de referência dos deslocamentos já comentadas.
Antunes (2008) e Góngora (2011) desenvolveram pesquisas utilizando
geossintéticos como material de reforço de camada de base do pavimento em
equipamentos de grandes dimensões. O parâmetro de medição de beneficio do uso
de geossintéticos foi avaliar uma estrutura de pavimento reforçada e não reforçada
para ambos trabalhos, registrando-se deslocamentos através de LVDTs para
ambas condições do pavimento. Os ensaios foram realizados adotando-se como
156
critério de parada deslocamento vertical permanente superficial (análoga a uma
trilha de roda) de 25 mm, ou seja, foi imposto ao pavimento o carregamento
cíclico até que ele alcançasse esse deslocamento permanente na superfície. Na
condição da estrutura do pavimento não reforçada e reforçada compactada na
umidade ótima ambos pesquisadores obtiveram resultados que são apresentados
na Tabela 4.1.
Tabela 4.1 - Características dos ensaios realizados por Antunes (2009) e
Góngora (2011) com utilização de geossintéticos como material de reforço.
Pesquisas Estrutura do pavimento
Espessura (cm)
No de ciclos Reforço
Estrutura Estrutura Tipo
Abertura da malha
sem reforço
com reforço (mm)
Antunes (2008) Subleito 50
30.720 282.600
Geogrelha tipo Fornit
J600 40 x 40
Base (Brita) 20
85.044 Geotêxtil tecido Góngora (2011) Subleito 30
1.630 24.064 Geogrelha
Tipo Fortrac 200
30 x 30
Aterro (Brita) 23 33.068 20 x 20
24.107 40 x 40
É importante mencionar que Góngora utilizou além da brita como material
de base, resíduos de construção de demolição reciclados (RCD-R) sendo
utilizados nesta Tabela 4.1 somente os ensaios onde a brita foi parte da camada do
aterro (base) pela similaridade com o material de base deste trabalho.
Para ambos trabalhos a eficiência da geogrelha foi definido como a razão
entre o número de repetições (Nr) de carga necessárias para que a estrada
reforçada alcance um afundamento de 25 mm e o número de repetições (Nu) de
carga para que a estrutura não reforçada também atinja o mesmo afundamento.
Góngora (2011) quantificou o fator de eficiência da geogrelha de abertura
da malha de 30 x 30, 20 x 20 e 40 x 40 mm sendo 15, 20 e 15, respectivamente, o
valor de eficiência delas, resultando que, a geogrelha de 20 x 20 mm foi a que
apresentou melhor desempenho pelo maior número de ciclos que suportou.
Para Antunes (2008), o fator de eficiência fornecido pela geogrelha e
geotêxtil foi de 9,2 e 2,8, respectivamente, observando-se que a geogrelha foi
mais eficaz no aumento da vida útil do pavimento.
Pode-se concluir que o mesmo tipo de reforço deste estudo, utilizados nas
pesquisas citadas, gera efeitos positivos no comportamento mecânico do
157
pavimento sob o ponto de vista da deformação plástica. O reforço contribuiu
conferindo maior rigidez lateral à camada do solo de base.
Nesta pesquisa o número de ciclos de carregamento foi muito menor do que
o de Antunes, porém, indiretamente, este benefício foi observado quando na
compactação da camada da base com a geogrelha inserida resultou numa
densidade maior que a obtida na compactação sem a geogrelha.
4.2.2. Deslocamentos verticais superficiais após a inundação do subleito
Esta terceira etapa do experimento foi realizada após o término da etapa
apresentada no item 4.2.1.2, mantendo-se a estrutura de pavimento inalterada e
inundando-se o subleito por ascensão capilar. O avanço da franja capilar, como
era de se esperar pelo coeficiente de permeabilidade obtido para o solo do
subleito, foi lento, o que fez com que fosse necessário esperar um período de 26
dias após o inicio do umedecimento do subleito para a realização do respectivo
ensaio, período que garantiu o avanço total da franja capilar ao longo do perfil do
subleito. Este avanço foi monitorado pelas leituras diárias feitas pela
instrumentação de umidade (TDRs) que indicavam o valor da umidade em cada
camada de 20 cm do subleito conseguindo-se os valores finais da umidade após o
avanço total da franja capilar. Esses valores permitiram calcular o valor do grau
de saturação de cada camada do subleito. Com a umidade medida em cada
camada (w) registrada pelo TDR correspondente, o índice de vazios do solo (e) e a
massa específica real dos grãos ( sG ) do solo, foi possível obter o grau de
saturação de cada camada através da equação 4.1:
e
GwS s*(%)
(%) = Equação 4.1
O índice de vazios do solo foi calculado através da equação 4.2:
1−=
d
sGe
γ Equação 4.2
Onde:
sG : massa específica real dos grãos,
dγ : massa específica aparente seca.
158
Os valores da umidade obtidos pelos TDRs para cada camada de 20 cm do
subleito são mostrados na Figura 4.6.
Figura 4.6 – Valores de umidade nas camadas do subleito na umidade ótima e
após a sua inundação.
O avanço total da franja capilar foi controlado pelo medidor de nível d’água
e sua estabilização foi definida como o momento que, após três dias consecutivos
de medições sucessivas, não houve alteração significativa (± 0,5%) da umidade ao
longo do perfil do subleito do pavimento.
Analisando a umidade ao longo do subleito, apresentado na Figura 4.6,
observa-se que as umidades nas camadas do subleito apresentam valores próximos
entre si garantindo o avanço total da franja capilar. Tomando-se a média da
umidade fornecida pelas sondas, igual a 27,5%, pode-se observar que ocorreu
grande variação da umidade a partir da umidade de compactação, igual a 17,3%,
com uma diferença de 10,2%.
Silva (2009) trabalhou com seis posições de nível d’água, através do avanço
e descida da franja capilar e para a condição da estrutura do pavimento até a
camada de base (sem revestimento) esperou para o total avanço da franja capilar
de cada nível d’água entre 15 a 20 dias, tempo menor do que o utilizado nesta
pesquisa, visto que o solo do subleito da pesquisa citada apresentava um
coeficiente de permeabilidade maior.
159
4.2.2.1. Ensaio com a utilização de geogrelha na interface subleito-base
A Figura 4.7 apresenta os deslocamentos verticais superficiais elásticos
registrados pelos quatro LVDTs para a estrutura do pavimento com reforço após a
inundação do subleito.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
De
slo
ca
me
nto
Elá
stico
(m
m)
Subleito inundadoLVDT-1
LVDT-2
LVDT-3
LVDT-4
Figura 4.7 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais elásticos no terceiro
ensaio desta pesquisa.
Analisando-se a Figura 4.7, pode-se concluir que o deslocamento elástico
máximo registrado na vertical foi de 1,46 mm após 35.000 ciclos de aplicação de
carga. Pode-se observar também que as leituras registradas a 58 cm (LVDT 4) de
distância da aplicação do carregamento apresentaram valores de leituras maiores
que as registradas a 37,5 cm (LVDT 3), por algum problema não identificado
durante o ensaio, visto que o LVDT 4 deveria registrar valores menores dos
deslocamentos por encontrar-se mais afastado do centro de aplicação de carga.
Como neste ensaio foram registrados os dados dos 4 LVDTs, foi possível
obter a bacia de deflexão, conforme mostra a Figura 4.8. Para tanto, foram
escolhidos cinco instantes da curva de deslocamento elástico correspondentes a
número de ciclos deste ensaio (Figura 4.7): 100 ciclos, 600 ciclos, 5.000 ciclos,
20.000 ciclos e 35.000 ciclos de carregamento.
160
0 10 20 30 40 50 60Distância do centro de aplicação de carga (cm)
1.60
1.20
0.80
0.40
0.00
De
fle
xã
o m
áxim
a (
mm
)Estrutura com reforço-subleito inundado
100 ciclos
600 ciclos
5000 ciclos
20000 ciclos
35000 ciclos
Figura 4.8 – Bacia de deslocamentos verticais em função do número de ciclos de
carga – ensaio reforçado com geogrelha.
Analisando-se as bacias de deflexão apresentadas na Figura 4.8, observa-se
que as deflexões máximas sob a carga apresentam crescimento com o aumento do
número de ciclos, provavelmente pelo excesso de água no solo.
Também, considerando-se que os valores de deflexões para distâncias da
aplicação de carga a 37,5 cm são reduzidas em relação à máxima distância, pode-
se supor que a geogrelha está sendo solicitada fora da área carregada, em até duas
vezes aproximadamente o raio da placa sobre a qual foi aplicado o carregamento
cíclico, considerando-se que a resistência e rigidez à tração da geogrelha estejam
contribuindo na redução das deflexões obtidas até este ponto.
Comparando-se as deflexões máximas obtidas na estrutura do pavimento
reforçado para as condições do subleito compactado na umidade ótima e após sua
inundação de 0,80 e 1,46 mm, respectivamente, a segunda é 1,8 vezes maior que a
primeira, fato decorrente da diminuição da rigidez do subleito.
Os deslocamentos plásticos ou permanentes desenvolvidos durante a
realização do ensaio foram determinados na superfície do pavimento sob a placa
de carregamento. A Figura 4.9 apresenta o desenvolvimento dos deslocamentos
como o número de ciclos considerando-se apenas os resultados obtidos na vertical
da aplicação do carregamento.
161
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
2.00
4.00
6.00
De
slo
ca
me
nto
Plá
stico
(m
m)
Subleito inundado
Figura 4.9 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais plásticos no terceiro
ensaio – reforço e inundação do subleito.
Como pode se observar na Figura 4.9, o deslocamento superficial vertical
plástico máximo foi de 3,77 mm, após a aplicação dos 35.000 ciclos com
tendência a incrementar.
Comparando-se os deslocamentos máximos obtidos na estrutura do
pavimento reforçado para as condições do subleito compactado na umidade ótima
e após sua inundação de 0,94 e 3,77 mm, respectivamente, pode-se observar que a
segunda condição é 4 vezes maior que a primeira, fato decorrente da diminuição
da rigidez do subleito.
Conclui-se que a variação da umidade do subleito proporcionou aumento
tanto nos deslocamentos elásticos quanto nos deslocamentos plásticos, sendo esse
aumento proporcionado pela perda de rigidez do subleito devido à elevação do
teor de umidade.
4.2.2.2. Ensaio sem a utilização de geogrelha
Para a realização desta etapa de ensaio foi retirada a geogrelha inserida na
interface do subleito-base. Para isso foi necessário rebaixar a altura da franja
capilar, através do sistema de drenagem do tanque (ralos posicionados no fundo
do tanque protegidos com uma membrana que evitam o entupimento deles pelos
finos do solo),
O rebaixamento da franja capilar do subleito foi controlado através do
medidor de nível d’água e também pelas leituras diárias feitas pelos TDRs até
162
uma altura que permitisse retirar a camada de base e a geogrelha para novamente
compor a camada de base com a brita. O tempo transcorrido para atingir essa
altura foi de 5 dias. Em seguida, foi recomposta a estrutura do pavimento com os
20 cm da camada de base e sua respectiva impermeabilização com emulsão
asfáltica RR-1C, para evitar a perda da umidade dos materiais.
Após reconstruída a estrutura de pavimento foi feita a introdução de água de
forma a elevar a altura capilar que havia sido rebaixada. No entanto, esta etapa de
inundação do subleito até alcançar a mesma franja capilar anterior demorou mais
tempo que na primeira etapa, 17 dias adicionais. Esse fato pode ter acontecido por
causa da aplicação de carga na condição submersa do subleito com reforço que
pode ter diminuído o número de vazios do solo, dificultando o avanço da franja
capilar, tendo em vista que o solo já apresentava baixo coeficiente de
permeabilidade.
A Figura 4.10 e a Figura 4.12 apresentam os deslocamentos verticais
superficiais elásticos e plásticos registrados pelos LVDTs para a estrutura do
pavimento sem reforço após a inundação do subleito.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
0.40
0.80
1.20
1.60
2.00
De
slo
ca
me
nto
Plá
stico
(m
m)
Subleito inundadoLVDT-1
LVDT-2
LVDT-3
LVDT-4
Figura 4.10 - Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais elásticos no quarto
ensaio – sem reforço e subleito inundado.
Analisando-se a Figura 4.10, pode-se concluir que o deslocamento vertical
elástico máximo é de 1,63 mm após 35.000 ciclos de carga.
163
Na bibliografia revista não se encontrou pesquisas brasileiras com
características similares às deste trabalho, além do trabalho de Kakuda (2010), que
envolvam a utilização de geossintéticos como material de reforço em estruturas de
pavimentos e mais ainda com uma situação de umidade de saturação do subleito.
Tomando os resultados deste pesquisador para fins comparativos, na condição da
estrutura com e sem reforço, após 60.000 e 100.000 ciclos de carga,
respectivamente, as deflexões máximas foram de 1,6 mm e 2,2 mm. Pode-se notar
que a deflexão com a utilização de reforço apresenta um valor próximo ao obtido
na presente pesquisa. No entanto, para o caso sem a utilização do reforço, a
diferença entre as deflexões é maior.
Conclui-se que, para ambas as pesquisas, quando a geogrelha é parte da
estrutura do pavimento, as diferenças entre os valores das deflexões são da ordem
de 0,1 mm. No entanto, analisando o pavimento sem reforço e na condição
inundada do subleito esta diferença aumenta até 5,7 vezes, o que pode levar a
conclusão de que a utilização da geogrelha gerou deflexões da mesma ordem de
grandeza obtidas em ambos os trabalhos.
As bacias de deflexão, conforme mostradas na Figura 4.11, foram
escolhidas para cinco pontos da curva de deslocamento elástico vs No de ciclos
deste ensaio (Figura 4.10): 100 ciclos, 600 ciclos, 5.000 ciclos, 20.000 ciclos e
35.000 ciclos de carregamento.
0 10 20 30 40 50 60Distância do centro de aplicação de carga (cm)
1.60
1.20
0.80
0.40
0.00
Deflexã
o m
áxim
a (
mm
)
Estrutura sem reforço-subleito inundado100 ciclos
600 ciclos
5000 ciclos
20000 ciclos
35000 ciclos
Figura 4.11 – Bacia de deslocamentos verticais em função do número de ciclos de
carga – ensaio não reforçado.
164
Analisando-se as bacias de deflexão apresentadas na Figura 4.11, pôde-se
observar que a tendência do desenvolvimento das deflexões segue o mesmo
padrão apresentado no ensaio com a utilização da geogrelha: as deflexões
máximas crescem com o aumento do número de ciclos. À distância de 37,5 cm
existe uma convergência de valores e até pequena diminuição com o maior
número de carga.
Comparando as Figura 4.8 e Figura 4.11, é importante observar que, com a
utilização da geogrelha, consegue-se o efeito de enrijecimento do subleito em
maior proporção com o aumento de ciclos de carga.
Os deslocamentos plásticos ou permanentes desenvolvidos durante a
realização do ensaio foram determinados na superfície do pavimento sob a placa
de carregamento. A Figura 4.12 apresenta o desenvolvimento dos deslocamentos
como o número de ciclos, considerando-se apenas os resultados obtidos na
vertical da aplicação do carregamento.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
2.00
4.00
6.00
De
slo
ca
me
nto
Plá
stico
(m
m)
Subleito inundado
Figura 4.12 – Desenvolvimento dos deslocamentos superficiais plásticos no quarto
ensaio –sem reforço mas subleito inundado.
Como se pode observar na Figura 4.12, o deslocamento superficial vertical
plástico máximo foi de 5,53 mm com tendência a incrementar.
Para a condição do subleito na umidade ótima e inundado sem a inserção do
reforço não é possível comparar as deformações surgidas pelo incremento da
umidade, em função da deformação do teto que influenciou nos resultados do
primeiro ensaio realizado na estrutura do pavimento.
165
Com os resultados dos deslocamentos superficiais verticais já apresentados
para o caso do subleito inundado tanto para a estrutura reforçada e não reforçada
pode-se mostrar o efeito da geogrelha inserida na interface do subleito-base
através das Figura 4.13, Figura 4.14 e da Figura 4.15, tanto para os deslocamentos
superficiais verticais elásticos ou reversíveis, bacias de deflexão e para os
deslocamentos superficiais verticais plásticos ou permanentes.
4.2.2.3. Análise comparativa dos deslocamentos verticais elásticos para o subleito inundado
Para analisar o desenvolvimento dos deslocamentos verticais elásticos sem e
com a inserção do reforço serão considerados apenas os resultados dos
deslocamentos obtidos na vertical da aplicação do carregamento.
A Figura 4.13 e Figura 4.14 apresentam os desenvolvimentos do
deslocamento máximo em função do número de ciclos de carga e as bacias de
deflexão dos ensaios analisados nos itens 4.2.2.1 e 4.2.2.2, respectivamente. Os
ensaios foram realizados após a inundação do subleito, para a estrutura com
reforço e sem reforço.
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
0.40
0.80
1.20
1.60
2.00
Deslo
ca
me
nto
Elá
stico
(m
m)
Subleito inundadoCom reforço
Sem reforço
Figura 4.13 – Deslocamento elástico em função do número de ciclos de carga dos
ensaios com e sem geogrelha, após inundação do subleito.
166
0 10 20 30 40 50 60Distância do centro de aplicação de carga (cm)
1.60
1.20
0.80
0.40
0.00
Defle
xã
o m
áxim
a (
mm
)Estrutura-subleito após inundação
Com a utilização de geogrelha
Sem utilização de geogrelha
Figura 4.14 – Bacia de deflexão após 35.000 ciclos de carga para estruturas sem
e com reforço e subleito inundado.
Comparando o desenvolvimento dos deslocamentos máximos dos dois
ensaios analisados na Figura 4.13, verifica-se que existe uma tendência a
estabilizar o deslocamento elástico máximo para o ensaio com a geogrelha,
enquanto sem geogrelha a tendência do deslocamento é aumentar.
Como as deflexões máximas obtidas para os ensaios sem e com a
utilização de geogrelha foram de 1,63 e 1,46 mm, respectivamente, verifica-se que
a deflexão máxima para o ensaio com a utilização de geogrelha é 12% menor que
a obtida do ensaio sem a mesma.
Comparando-se o efeito positivo da utilização da geogrelha no
melhoramento do comportamento mecânico do pavimento com o subleito
inundado com a pesquisa de Kakuda (2010), que obteve 27% de eficácia da
geogrelha na redução das deformações elásticas, pode-se concluir que a utilização
da geogrelha como reforço de base passa a ser mais eficaz à medida que a
capacidade de suporte do subleito diminui, tomando como referência o valor do
CBR não embebido dos solos das duas pesquisas.
4.2.2.4. Análise comparativa dos deslocamentos verticais plásticos para o subleito inundado
A Figura 4.15 apresenta o desenvolvimento dos deslocamentos plásticos dos
ensaios apresentados nos itens 4.2.2.1 e 4.2.2.2, após a inundação do subleito para
a estrutura com e sem reforço.
167
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000Nro de ciclos de carga
0.00
2.00
4.00
6.00
Deslo
ca
me
nto
Plá
stico
(m
m)
Subleito inundadoCom reforço
Sem reforço
Figura 4.15 - Deslocamento plástico em função do número de ciclos de carga após
35.000 ciclos de carga para estruturas com e sem geogrelha após inundação do subleito.
Analisando a Figura 4.15, observa-se que as curvas apresentam formas
semelhantes, apesar de não se ter alcançado a estabilização dos deslocamentos
plásticos em ambas. Após 35.000 ciclos de carga, o deslocamento plástico obtido
foi de 5,53 e 3,77 mm para a estrutura sem e com reforço, respectivamente.
Comparando-se estes valores, conclui-se que o efeito positivo da utilização da
geogrelha na redução dos deslocamentos plásticos é de 47%.
Quando se analisa o comportamento dos deslocamentos verticais após a
inundação do subleito constata-se que o efeito positivo da geogrelha na redução
dos deslocamentos plásticos é maior que ao obtido para os deslocamentos
elásticos. Sendo assim, pode-se dizer que a utilização da geogrelha na condição do
subleito inundado apresenta efeito positivo maior na redução dos deslocamentos
plásticos em relação ao elástico.
Para o caso do subleito inundado para a estrutura reforçada e não reforçada
o efeito positivo da geogrelha no melhoramento do comportamento estrutural do
pavimento na redução das deformações superficiais (elásticas e plásticas) é menor
quando comparado com encontrada por Kakuda, provavelmente devido ao solo
utilizado como subleito nesta pesquisa apresentar um CBR de a 6% na condição
submersa por 4 dias. Segundo a literatura, se obtêm melhores efeitos na utilização
deste tipo de material de reforço quando os solos apresentam CBR ≤ 3%. Mesmo
assim, pelos efeitos mostrados pelo uso da geogrelha nesta pesquisa pode-se
concluir que a geogrelha como material de reforço melhora o comportamento
estrutural do pavimento.
168
4.3. Análises Complementares
4.3.1. Análise das deflexões obtidas pelo LWD (Light Weight Deflectometer)
A utilização de defletômetros de impacto permite avaliar o comportamento
mecânico do pavimento em termos da deformabilidade. Nesta pesquisa foi
utilizado um deflectômetro LWD por se tratar de experimento em modelo físico.
Pretendeu-se avaliar o uso deste tipo de equipamento com parte dos ensaios não
destrutivos em Tanque-Teste.
Os resultados obtidos com o LWD mostraram valores coerentes com os
obtidos nos ensaios de carregamento cíclico realizados na estrutura do pavimento
do Tanque-Teste como se mostra a seguir, o que torna seu uso promissor neste
contexto.
Logo após a aplicação de carga cíclica correspondente a cada etapa do
ensaio do Tanque-Teste foi realizado o ensaio dinâmico de impacto através do
LWD seguindo o esquema mostrado na Figura 4.16, decidido de forma
condicionada pela geometria da instrumentação existente no experimento. Não
existe procedimento ou norma brasileira sobre o uso deste equipamento e,
portanto não se tem critérios de seleção dos pontos a incluir na análise. Foram
aproveitadas as condições da estrutura do pavimento reforçadas com o subleito na
umidade ótima e inundada e também a estrutura não reforçada com o subleito
inundado para os testes.
Figura 4.16 – Esquema em planta, da superfície do pavimento, no tanque dos
pontos para realização de ensaios com o LWD.
169
4.3.1.1. Ensaio sobre a estrutura reforçada na condição do subleito compactado na umidade ótima
Foi a partir desta etapa dos ensaios que se pôde dispor deste equipamento
pertencente ao Laboratório de Asfalto do Instituto Militar de Engenharia (IME). O
método utilizado na realização dos ensaios com o LWD foi:
• Definição dos pontos para a aplicação da carga dinâmica por
impacto através do LWD. Para a situação de cada ensaio foram
eleitos três pontos como o indicado na Figura 4.16.
• Cada ponto foi ensaiado três vezes, e se obtêm a média dos
deslocamentos elásticos resultantes.
Os resultados do ensaio para a estrutura do pavimento reforçado com a
umidade ótima de compactação do subleito é mostrada na Figura 4.17.
A Tabela 4.2 apresenta os resultados do ensaio referentes à deformabilidade
da estrutura do pavimento reforçada com o subleito compactado na umidade ótima
decorrente da aplicação de carga do LWD.
Figura 4.17 – Resultados obtidos pelo programa ZFG do LWD para a estrutura do
pavimento reforçada na condição do subleito na umidade ótima.
1 2 3
170
Tabela 4.2 – Resultados do ensaio de LWD na estrutura de pavimento reforçada
com o subleito compactado na umidade ótima .
Ponto 1 2 3
Deslocamentos
elásticos (mm)
Leituras Média Leituras Média Leituras Média
0,509
0,465
0,496
0,481
0,412
0,450 0,450 0,467 0,466
0,437 0,480 0,471
Analisando-se os resultados da Tabela 4.2, pode-se observar que nos três
pontos de aplicação de carga do LWD se obtêm valores de deslocamentos
elásticos (deflexão) próximos.
Comparando esses valores como os obtidos com o ensaio de cargas
repetidas nessa mesma condição da estrutura do pavimento, mostrados na Tabela
4.3, pode-se observar que os valores de deformabilidade são menores tendo em
vista que o nível de carga transmitido pelo LWD é de 15 kg e a forma de
aplicação é por impacto, mas também aqui a rigidez do solo é incrementada pela
presença da geogrelha.
Tabela 4.3 - Resultados do deflexão obtidos nos ensaios não destrutivos para a
avaliação estrutural do pavimento reforçado - subleito compactado na umidade ótima.
Sistema de aplicação de carga Deformação (mm)
LWD (Light Weight Deflectometer)
0,465
0,481
0,450
Carga cíclica repetida 0,80
4.3.1.2. Ensaio sobre a estrutura reforçada na condição do subleito inundado
Nesta condição do pavimento também foi aplicado o ensaio do LWD, após
os 26 dias de espera para o avanço da franja capilar e após a aplicação dos 35.000
ciclos de carga do ensaio correspondente.
Foi seguido o método de ensaio descrito no item 4.3.1.1 e os resultados
obtidos são mostrados na Figura 4.18. A Tabela 4.4 apresenta os resultados do
ensaio LWD referentes à deformabilidade da estrutura do pavimento reforçada
com subleito inundado.
171
Figura 4.18 – Resultados do LWD obtidos pelo programa ZFG do LWD para a
estrutura do pavimento reforçada - subleito inundado.
Tabela 4.4 – Resultados do ensaio de LWD na estrutura de pavimento reforçada
com o subleito inundado.
Ponto 1 2 3
Deslocamentos
elásticos (mm)
Leituras Média Leituras Média Leituras Média
2,511
1,506
1,198
0,950
1,496
1,127 0,981 0,829 0,993
1,027 0,824 0,892
Segundo os resultados mostrados na Tabela 4.4, os deslocamentos elásticos
(deflexões) aumentaram consideravelmente se comparados aos obtidos no ensaio
anterior, isto se deve à perda de rigidez do subleito pelo efeito da água, que
compromete a vida útil do pavimento.
Os deslocamentos registrados nos três pontos de análise apresentaram
significativa diferença, sobretudo no ponto de ensaio “1”. Isto pode ter acontecido
porque nesta condição de inundação do subleito, a acomodação das partículas do
subleito pode ter sido diferente em cada seção do ponto considerado para este
ensaio, e, a cada aplicação do impacto ter tido diferentes respostas de distribuição
das tensões.
Comparando esses valores com os obtidos no ensaio de carga cíclica
repetida, com referência ao deslocamento elástico desenvolvido na vertical da
aplicação de carga, o valor da deflexão é próximo ao valor médio obtido no ponto
“1”, como mostrado na Tabela 4.5.
1 2 3
172
Tabela 4.5 – Resultados de deflexão obtidos nos ensaios não destrutivos para a
avaliação estrutural do pavimento reforçado no caso de subleito inundado
Sistema de aplicação de carga Deflexão (mm)
LWD (Light Weight Deflectometer)
1,506
0,950
1,127
Carga cíclica repetida 1,46
4.3.1.3. Ensaio sobre a estrutura não reforçada na condição do subleito inundado
Seguindo a metodologia do ensaio descrita no item 4.3.1.1, no pavimento
sem reforço também foi aplicado o ensaio do LWD, obtendo-se os resultados
mostrados na Figura 4.19. A Tabela 4.6 apresenta os resultados do ensaio
referentes à deformabilidade elástica da estrutura do pavimento não reforçada com
subleito inundado.
Figura 4.19 - Resultados obtidos pelo programa ZFG do LWD para a estrutura do
pavimento não reforçada - subleito inundado.
3 1 2
173
Tabela 4.6 – Resultados do ensaio LWD na estrutura de pavimento não reforçada
- subleito inundado.
Ponto 1 2 3
Deslocamentos
elásticos (mm)
Leituras Média Leituras Média Leituras Média
2,491
1,756
1,908
1,422
1,349
1,337 1,418 1,193 1,328
1,359 1,166 1,335
Segundo os resultados mostrados na Tabela 4.6, as deflexões registradas
neste ensaio aumentaram se comparadas às desenvolvidas no ensaio com a
estrutura reforçada também com o subleito inundado. O aumento que ocorreu com
a retirada do material de reforço (geogrelha), confirma o efeito positivo que tem a
geogrelha para prolongar a vida útil do pavimento.
A dispersão dos resultados das deflexões, registradas nos três pontos de
análise, diminuiu em relação ao ensaio anterior de forma geral.
Foram comparados também esses valores com os obtidos no ensaio de carga
cíclica repetida; com referência ao deslocamento elástico desenvolvido na vertical
da aplicação de carga, o valor da deformação é próximo ao ponto “1” assim como
mostra a Tabela 4.7.
Tabela 4.7 - Resultados de deflexão obtidos nos ensaios não destrutivos para a
avaliação estrutural do pavimento não reforçado no caso do subleito inundado.
Sistema de aplicação de carga Deformação (mm)
LWD (Light Weight
Deflectometer)
1,756
1,422
1,337
Carga cíclica repetida 1,63
4.3.1.4. Análise comparativa dos ensaios realizados com o Light Weight Deflectometer (LWD)
Apresenta-se a análise dos resultados dos três ensaios realizados com o
LWD. Os ensaios foram realizados com o subleito compactado na umidade ótima
e inundado para as situações da estrutura reforçada e não reforçada. Para fins
comparativos entre os ensaios realizados com o LWD é apresentada a variável do
174
módulo de resiliência obtida para cada ensaio. Este valor é dado pelo
equipamento, sem interferência do operador e deve ser considerado como
estimativa da rigidez sob as condições do ensaio de impacto.
A Tabela 4.8 mostra o resumo das deformações e módulos de resiliência
obtidos nos ensaios realizados com o LWD.
Tabela 4.8 – Deslocamentos e módulos de resiliência obtidos com o ensaio do
LWD neste estudo no tanque teste
Variável
Ponto
de
análise
Estrutura reforçada
(subleito na
umidade ótima)
Estrutura reforçada
(subleito inundado)
Estrutura não
reforçada (subleito
inundado)
Deflexão (mm)
(1) 0,465 1,506 1,756
(2) 0,481 0,950 1,422
(3) 0,450 1,127 1,337
Módulo de
Resiliência
(MPa)
(1) 72,6 22,4 19,2
(2) 70,3 35,5 23,7
(3) 75,0 30,0 25,2
Analisando a Tabela 4.8, pode-se observar que:
• Os deslocamentos tiveram um aumento significativo quando a
condição da umidade do subleito foi mudada pelo avanço da franja
capilar. Isto se deve a que os módulos de resiliência diminuíram
conforme indicado no item 4.3.3 (variação do módulo com a
umidade). Essas variações se repetem em cada ponto analisado para
cada ensaio de LWD. A perda de rigidez do subleito pelo incremento
do nível d’água é observada nos resultados fornecidos pelo LWD
para os ensaios sobre a estrutura reforçada com a variação da
umidade do subleito.
• Nos ensaios realizados na estrutura reforçada e não reforçada com o
subleito inundado, a inserção da geogrelha no pavimento gerou uma
redução na deflexão. Essa redução nos pontos 1, 2 e 3 foi de 14%,
33% e 15% respectivamente. Pela similitude na percentagem de
redução para os pontos 1 e 3 pode-se concluir que a inserção da
geogrelha reduziu as deflexões em 14%, valor próximo ao obtido
com o ensaio do carregamento cíclico repetido (item 4.2.2.3).
175
• A presença da geogrelha também resultou mecanismo que se
expressa num aumento no valor de módulo de resiliência para cada
ponto analisado. Conclui-se que expectativa de melhoria da vida útil
do pavimento deve - se à que a inclusão da geogrelha se reflete num
módulo equivalente maior.
Assim também pode-se analisar as deformações obtidas pelas nove
medições feitas para cada situação da estrutura do pavimento analisada com o
equipamento do LWD. A Tabela 4.9 apresenta a média e o desvio padrão dos
valores das deformações medidas.
Tabela 4.9 – Média e desvio padrão dos valores de deslocamentos obtidos nos
ensaios com o LWD
Ponto
Deslocamentos (mm)
Estrutura reforçada Estrutura não
reforçada
Wótima Inundado Inundado
1
0,509 2,511 2,491
0,450 0,981 1,418
0,437 1,027 1,359
2
0,496 1,198 1,908
0,467 0,829 1,193
0,480 0,824 1,166
3
0,412 1,496 1,349
0,466 0,993 1,328
0,471 0,892 1,335
Média 0,465 1,195 1,505
Desvio padrão 0,030 0,536 0,427
Analisando a Tabela 4.9 pode-se observar que a média mantém a mesma
ordem de grandeza se comparada a calculada em cada ponto de análise, para cada
ensaio, realizado para cada situação da estrutura do pavimento avaliado. Também
os valores de desvio padrão que indicam como os valores se comportam quando
distantes da média, para o ensaio da estrutura reforçada com o subleito inundado
mostram maior dispersão.
176
4.3.2. Análise das leituras das células de carga
A utilização de células de carga no topo do subleito e da base do pavimento
teve como objetivo monitorar a transferência da carga imposta na superfície do
pavimento para o interior da estrutura. Estas células estão numeradas e instaladas
conforme mostrado na Figura 4.20. Pretendeu-se monitorar as reduções das
tensões com o afastamento da vertical que passa pelo centro da carga. A Figura
4.21 e a Figura 4.23 mostram o desenvolvimento dos registros das leituras feitas
pelas células de carga para o caso do pavimento não reforçado e reforçado na
condição do subleito compactado na condição ótima respectivamente. Na parte
inferior destas figuras pode-se ver uma tabela onde a coluna “Units/Div”
representa o quanto de carga a escala vertical do gráfico expressa. A escala
horizontal representa a duração total do pulso de carga, ou seja, 1 s, sendo 0,1 s de
aplicação de carga e 0,9 s de relaxamento da mesma. Todas as medições foram
realizadas durante cada aplicação do carregamento para cada situação da estrutura
do pavimento analisada no presente trabalho.
Apresentam-se nas Figura 4.21, Figura 4.22 e Figura 4.23, a título
ilustrativo, sequência de resultados gráficos gerados no equipamento de leitura
utilizado nesta pesquisa, que mostra as respostas fornecidas pelas células de carga
uma vez que se aplicava carga sobre o pavimento.
Figura 4.20 – Instalação das células de carga no pavimento estudado.
177
Figura 4.21 – Exemplo de pulsos de carga medidos pelas células instaladas no
topo da base e do subleito para o pavimento não reforçado com o subleito compactado
na unidade ótima.
Analisando a Figura 4.21, constata-se, como esperado, que à medida que se
afasta da vertical do centro da carga, a tensão diminui (C-l05 com C-107). Ainda,
numa mesma vertical a carga que atinge determinado ponto da C-107 é duas vezes
menor do valor da carga que atinge o mesmo ponto da C-105.
Após a realização desta etapa do ensaio foi detectado que a célula C-105,
apesar de estar na vertical mais próxima à aplicação de carga não registrava mais
pulsos de carga, em comparação com a célula C-107 que se encontrava 20 cm
abaixo, como se pode observar na Figura 4.22. Possivelmente a capacidade
nominal em compressão da célula C-105 foi atingida durante alguma fase do
carregamento deixando de funcionar adequadamente.
Por esse motivo, a célula C-105 foi substituída pela célula C-102, para
continuar com o desenvolvimento dos ensaios. (Figura 4.23).
178
Figura 4.22 – Pulsos de carga registrados pela célula (C-105) onde indica que sua
capacidade nominal foi superada.
Figura 4.23 - Pulsos de carga medidos pelas células instaladas no topo da base e
do subleito para o pavimento reforçado com o subleito compactado na unidade ótima.
Analisando a Figura 4.23, constata-se nesse caso, que à medida que se afasta
horizontalmente da vertical de aplicação da carga, a carga diminui, isto aconteceu
no caso das células C-106 e C-108 (pulso amarelo e turquesa respectivamente).
Também se pode observar o efeito entres as células C-102 e C-107, que à medida
que se afasta da vertical do centro da carga, a tensão diminui, sendo que a célula
C-102 foi a que registrou maiores tensões por encontrar-se mais próxima à
aplicação de carga.
179
Mostra-se com estes resultados que havia transmissão de esforços entre
camadas a cada pulso de carga, que estas chegavam amortecidas ao subleito e
também são menores ao longo de radiais, em torno da placa carregada, o que
justifica as deflexões decrescentes nestas posições. Isto obviamente está coerente
com a teoria da elasticidade de meios estratificados.
4.3.3. Variação do Módulo de Resiliência com a umidade
Como foi mencionado no item 3.3.6, foi utilizado também o programa
SicTri como sistema de aquisição de dados, que permite a aplicação de uma
combinação de tensões para calcular módulos de resiliência decorrentes do estado
de tensões que se formam no ensaio de carga repetida. O ensaio simula um estado
de tensões que se desenvolvem num trecho do pavimento que varia com a posição
da carga móvel P.
Visando medir a influência da umidade e dos níveis de tensões no valor do
módulo de resiliência equivalente da estrutura do pavimento, foram utilizados os
pares de tensões do ensaio de carga repetida para a determinação do módulo de
resiliência, para avaliar condições de carregamento diferentes da tensão utilizada
ao longo desta pesquisa. A tensão confinante é representada através das paredes
do tanque, sendo um valor constante, e a tensão desvio é a tensão vertical cíclica
aplicada sobre a placa de contato com a superfície do pavimento.
Mudança da umidade ocorre, em casos reais, em regiões com grandes
variações de lençol freático ou entrada de água por outras fontes na estrutura do
pavimento, tal como na região amazônica e nas de clima superúmido, ou mesmo
em pavimentos com revestimento bastante trincados superficialmente.
O objetivo destes ensaios foi de verificar a influência da umidade nos
valores do “módulo de resiliência equivalente” da estrutura do pavimento.
A Figura 4.24 mostra a título ilustrativo a linha de tendência do módulo
equivalente para a estrutura do pavimento reforçado nos casos do subleito
encontrava-se compactado na umidade ótima e após a inundação. O resultado
representa a variação a variação do MR em função da variação do estado de
tensão, expresso pelo modelo potencial de MR em função da tensão desvio (tensão
vertical cíclica).
180
Figura 4.24 – Gráfico do MR vs a Tensão Vertical Cíclica na estrutura do
pavimento reforçada para os casos do subleito compactado na umidade ótima e
inundado.
Analisando a Figura 4.24, pode-se observar que o incremento da umidade
fez com que os valores do módulo equivalente diminuíssem obtendo-se para a
condição do subleito antes e após da inundação na aplicação do último par de
tensões, módulos de 142 e 78 MPa, respectivamente, ou seja, o incremento da
umidade originou uma redução no valor do módulo de 55%. Esse efeito foi
verificado também por Takeda (2006), quando avaliou a influência da umidade
pós-compactação no comportamento mecânico de solos do interior do Estado de
São Paulo.
Ainda, analisando a Figura 4.24, observa-se que no decorrer da aplicação do
par de tensões, para ambas condições de umidade do subleito, o valor do módulo
de resiliência aumenta com o aumento da tensão vertical cíclica, acredita-se que
para um pavimento rodoviário disposto em camadas, a camada de maior rigidez,
ou seja, a base estaria contribuindo mais para os valores de módulo de resiliência
equivalente medido deste forma.
4.3.4. Análise das leituras realizadas pelos tensiômetros de alta capacidade (TAC)
Aguilar (1990 apud Silva, 2009), afirma que a medida direta da sucção em
solos é difícil de ser realizada, sendo usualmente possível para valores baixos de
sucção (menores do que 1 atm.).
181
A análise dos tensiômetros de alta capacidade empregados nesta pesquisa
foi feita para as duas condições de umidade do subleito. O interesse da pesquisa é
a análise dos valores de sucção que forneceram os tensiômetros colocados nas
camadas do subleito.
Quando se iniciou o registro das leituras dos tensiômetros, de forma
simultânea, pôde-se observar que as primeiras leituras apresentaram bastante
variabilidade nos valores da sucção, acredita-se que pelo efeito da colocação da
lama bentonítica. Após três dias do monitoramento, as leituras estabilizaram-se
registrando os tensiômetros TAC-109 e TAC-111 leituras similares,
considerando-se que neste momento tinha sido atingido o equilíbrio do contato do
solo com o tensiômetro. No entanto, os tensiômetros TAC-110 e TAC-113
registraram valores diferentes dos outros e pode-se supor que o contato
tensiômetro - solo não foi garantido. A diferença entre as leituras registradas por
eles se repetiu até o final dos ensaios, portanto, não se teve total confiança nas
leituras nesses transdutores e só foram analisados os valores da sucção dos dois
primeiros tensiômetros mencionados neste item.
É importante mencionar também que, como a calibração do tensiômetro
TAC-112 apresentou certa dificuldade, decidiu-se então que ia ser colocada na
camada da base, tendo em vista que a mesma não sofreria mudança drástica na sua
umidade e, portanto na sucção, além de ser um material muito granular já não
propício ao desenvolvimento de capilares.
Durante a realização do ensaio sobre a estrutura reforçada na condição do
subleito compactado na umidade ótima foram registrados valores de sucção, tal
como mostra a Tabela 4.10, que também apresenta valores de umidade,
registrados pelos TDRs, para cada camada correspondente ao TAC instalado.
182
Tabela 4.10 – Valores de sucção máximos registrados pelos TAC instalados na
estrutura do pavimento (subleito compactado na umidade ótima).
Estrutura do pavimento
TAC N°
Sucção Umidade
registrada pelos TDRs (%) (kPa)
Subleito (1,00m)
109 -8,92 16,67
110 -13,99 16,17
111 -8,27 17,07
113 -18,49 17,17
Base 112 -49,95 5,34
(0,20m)
Como se pode observar na Tabela 4.10, os valores de sucção registrados
pelos tensiômetros TAC-109 e TAC-111 apresentam valores de sucção próximos,
no entanto, os tensiômetros TAC-110 e TAC-113 diferem muito dos valores
obtidos pelos outros mesmo com umidades parecidas.
Quando analisada a relação entre a umidade e a sucção, uma umidade maior
corresponde uma menor sucção e uma umidade menor corresponde uma maior
sucção, pode-se observar com respeito às duas variáveis (umidade e sucção) para
os dois materiais utilizados que esta relação é obtida.
Terminada a etapa de ensaios com o subleito compactado na umidade ótima
foi inundado o solo do subleito, sendo também interesse os valores da sucção
nesta condição do subleito. Nos trabalhos de inserção da geogrelha que implicou a
retirada da camada de base para logo inserir o material de reforço (geogrelha) e
novamente compor a camada compactada, o tensiômetro TAC-112 foi
prejudicado perdendo-se a calibração do mesmo, a partir desse momento ele
registrava valores muito variáveis a cada instante, descartando-se suas leituras.
A Tabela 4.11 mostra os valores de sucção dos tensiômetros TAC-109 e
TAC-111 durante o desenvolvimento do terceiro ensaio no Tanque-Teste quando
o subleito da estrutura reforçada foi inundado. As leituras foram registradas após o
tempo de uniformização da umidade ao longo do perfil do subleito, ou seja, após
26 dias.
183
Tabela 4.11 – Valores de sucção máximos registrados pelos TAC instalados na
estrutura do pavimento (subleito inundado).
Estrutura do pavimento
TAC N°
Sucção Umidade
registrada pelos TDRs (%) (kPa)
Subleito (1,00m)
109 -1,06 27,67
111 -0,57 27,57
Comparando os valores de sucções para ambas as situações de umidade do
subleito, pode-se notar que houve diminuição da sucção quando o solo foi
submetido à inundação, como mostra a Tabela 4.12, como esperado.
Tabela 4.12 – Valores de sucção máximos registrados nas duas condições de
umidade do subleito.
Estrutura do pavimento
TAC Umidade ótima (%)
Sucção Umidade após
inundação (%)
Sucção
(kPa) (kPa)
Subleito (1,00m)
109 16,67 -8,92 27,67 -1,06
111 17,07 -8,27 27,57 -0,57
Silva (2009), na sua tese de doutorado, obteve valores de sucção para um
solo residual (horizonte C), com a utilização dos mesmos tensiômetros utilizados
nesta pesquisa, para três diferentes situações de umidade: a) durante a instalação
do instrumento; b) durante a saturação do pavimento até o NA no topo do
subleito; c) 4 dias após o rebaixamento do NA a 15 cm abaixo do tensiômetro.
Supõe-se que o valor de sucção registrada na primeira condição da umidade
corresponde a um subleito com a menor umidade, ou seja, a umidade na condição
ótima de compactação ou próxima a ela, já que o pesquisador menciona que essa
condição analisada foi após três ciclos completos de saturação e drenagem. Os
valores de sucção obtidos na pesquisa de Silva (2009) são apresentados na Tabela
4.13.
184
Tabela 4.13 – Valores de sucção e umidade apresentadas no trabalho de Silva
(2009) para cada situação de umidade.
Situação de Umidade Sucção
umidade (%) (kPa)
(a) 10,00 -21,09
(b) 19,30 -2,86
(c) 18,10 -3,02
Analisando os resultados apresentados na Tabela 4.12 e na Tabela 4.13
pode-se observar:
• Em ambos os trabalhos os valores da sucção obedecem à umidade na
qual foram medidas, verificando o bom desempenho dos
tensiômetros.
• Os valores de sucção encontram-se num intervalo entre -21,09 e -
3,02 kPa para o trabalho de Silva, no entanto, para o presente
trabalho esse intervalo se encontra entre -8,92 e -0,57 kPa,
influenciando nestes valores o teor de umidade de cada situação.
• Comparando a situação de umidade ótima do subleito de ambos os
trabalhos, os valores de sucção de -21,09 e -8,92 kPa obtidos para as
umidades de 10% e 17%, respectivamente, pode-se concluir que,
esta diferença se justifica também porque os solos são diferentes.
Pode-se concluir que os tensiômetros de alta capacidade responderam
satisfatoriamente aos efeitos de variação da umidade do subleito fornecendo
valores de sucção coerentes com cada situação da umidade do solo do subleito.
Analisando os valores de sucção nas duas condições de umidade do solo
utilizado no subleito, obtidos com os tensiômetros de alta capacidade e através da
técnica do papel filtro (curva característica) pode-se observar que a diferença é
bastante grande concluindo que a forma de preparação da amostra na qual foi
medida a sucção e o volume do material empregado é determinante para a
obtenção dos resultados.
Ainda analisando os resultados obtidos nos itens 4.3.3 e 4.3.4 pode-se
observar a variação do módulo de resiliência e da sucção quando a condição de
umidade de subleito varia, existindo uma relação entre a diminuição dos valores
de módulo e da sucção e o aumento da umidade do solo pelo efeito da inundação
185
do subleito. Esta relação também pode ser considerada em sentido inverso, no
aumento dos valores de módulo e sucção quando o subleito encontrava-se na
umidade ótima (umidade menor).
4.3.5. Módulos de resiliência obtidos a partir da retroanálise das bacias de deflexão
Com o objetivo de estimar o valor do módulo de resiliência da camada de
base e do subleito, efetuou-se uma retroanálise mediante o programa
computacional ELSYM5, empregando como “valores de entrada” as espessuras e
“módulos semente” do subleito e da base, variando-se o valor do módulo de
ambas as camadas até obter “valores de saída” próximos à deflexão obtida nos
ensaios de carregamento cíclico para as etapas da estrutura reforçada e não
reforçada quando o subleito encontrava-se inundada.
O programa ELSYM5 (FHWA, 1978) é um programa em Fortran, que
calcula tensões, deformações e deslocamentos para um sistema tridimensional de
camadas elásticas. O carregamento pode ser de uma ou mais cargas aplicadas
uniformemente sobre uma área circular na superfície do sistema. Cada camada é
de espessura uniforme e estende-se horizontalmente. O programa pode analisar o
sistema de camadas assente sobre uma base rígida de espessura finita ou assente
sobre um semi-espaço elástico (Silva, 2001).
Para as análises, assumiu-se que os materiais apresentam comportamento
elástico-linear com características mecânicas como as de materiais encontrados
em rodovias brasileiras. A Tabela 4.14 apresenta os módulos de elasticidade e os
coeficientes de Poisson considerados para o subleito e a camada da base, essas
características mecânicas são encontrados na bibliografia, dos quais só os
coeficientes de Poisson foram utilizados como dado de entrada para a realização
da retroanálise no presente trabalho. Mas pode-se perceber que a retroanálise
levou a valores próximos a estes na condição de umidade ótima e com a
geogrelha, como mostrado a seguir.
186
Tabela 4.14 - Módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson típicos para os
materiais que compõem um pavimento flexível.
Materias Módulo de elasticidade Coeficiente de
(MPa) Poisson
Base granular 450
0,35
Subleito 45
0,30
A carga externa aplicada para a qual foi obtida a bacia deflectométrica é de
26,96 kN neste experimento.
As bacias de deflexão utilizadas para a retroanálise são as que correspondem
às estruturas do pavimento para as quais foi utilizada a geogrelha e também para a
estrutura sem geogrelha com o subleito inundado.
A Tabela 4.15 apresenta os módulos de resiliência da camada de base e
subleito obtidos por retroanálise das bacias de deflexões (Figura 4.4) fornecidas
pelo ensaio com a utilização de geogrelha com o subleito compactado na umidade
ótima. Nesta tabela também são mostradas as deflexões obtidas tanto no ensaio de
carga cíclica no Tanque-Teste e através da retroanálise.
Tabela 4.15 – Módulos de resiliência obtidos a partir da retroanálise das bacias de
deflexões com reforço, para a condição de subleito compactado na umidade ótima.
Camada
Deflexão máxima (mm)
Módulo de Resiliência (MPa)
Ensaio Carga Cíclica Retroanálise
(ELSYM5) Retroanálise (ELSYM5)
"Modelo Físico"
Base 0,80 0,78
514
Subleito 74
Analisando os resultados da Tabela 4.15, torna-se visível a mínima
diferença dos valores de deflexão entre a bacia deflectométrica (estrutura física) e
a teórica obtida pelo ELSYM5. A deflexão máxima recalculada pelo ELSYM5
apresenta um bom ajuste ao valor da deflexão obtida no ensaio.
Para averiguar o efeito do umedecimento do subleito foram determinados os
módulos de resiliência a partir da retroanálise das curvas de deflexões obtidas
após o processo de inundação do subleito (Figura 4.14). A Tabela 4.16 apresenta
os módulos de resiliência obtidos a partir da retroanálise dos ensaios com e sem a
utilização da geogrelha, após a inundação do subleito, assim também as deflexões
187
máximas obtidas em ambos os métodos de avaliação do comportamento da
estrutura do pavimento.
Tabela 4.16 - Módulos de resiliência obtidos a partir da retroanálise das bacias de
deflexões, para a condição de subleito inundado
Camada
Estrutura reforçada Estrutura não reforçada
Deflexão máxima MR Deflexão máxima MR
(mm) (MPa) (mm) (MPa)
Ens.Carga Cíclica
Retroanálise Retroanálise
Ens. Carga Cíclica
Retroanálise Retroanálise Modelo Físico
Modelo Físico
Base 1,46 1,42
300 1,63 1,62
266
Subleito 45 40
Analisando a Tabela 4.16, observa-se que para as mesmas condições de
umidade do subleito, com a retroanálise realizada para cada caso, há pequeno
incremento do módulo para a estrutura do pavimento reforçada. Verifica-se a
porcentagem de acréscimo dos módulos de resiliência em função da utilização da
geogrelha de 13%, esse fato indica que a inserção da geogrelha é equivalente a um
pequeno enrijecimento da camada de base. Este valor está coerente com as
análises feitas com as deflexões. O maior aporte estrutural da geogrelha, no
entanto, mostrou neste experimento ser nas deformações permanentes.
4.3.6. Relação entre a abertura da malha da geogrelha e o tamanho médio dos grãos da brita.
A característica principal da geogrelha é que a abertura da sua malha é
grande o suficiente para permitir o entrosamento das partículas do solo ou do
material granular em contato com a mesma, proporcionando uma interação por
atrito e intertravamento, que restringe a sua movimentação lateral, desenvolvendo
o mecanismo da restrição à movimentação lateral do solo. Mecanismo que
desenvolve a geogrelha indicado no item 2.6 (Figura 2.16).
Para o caso de solos granulares, a abertura das geogrelhas pode permitir que
partículas de solo encaixem-se entre as nervuras, aumentando assim sua
resistência ao arrancamento (Teixeira, 2003).
188
Kakuda (2010) menciona que a geogrelha utilizada na restauração de
pavimentos flexíveis deve apresentar uma relação entre a abertura da malha e
diâmetro máximo do agregado deve ficar no intervalo de 2 a 10.
A relação entre a abertura da malha da geogrelha (40 mm) e o diâmetro
médio dos grãos da brita (1”) utilizados nesta pesquisa é de 1,5, tratando-se de um
material com uma porcentagem de finos de 10%, o intertravamento entre o
material e a geogrelha, seria mais eficaz se o material não tivesse finos.
Os solos granulares bem graduados, ainda, de oferecer maior resistência
apresentam melhor intertravamento entre os seus grãos, os grãos maiores deslizam
com maior dificuldade quando empurrados pelos elementos transversais. Os grãos
maiores movimentam-se de encontro os grãos menores formando
progressivamente uma massa firme de solo em frente aos elementos transversais,
o que promove uma maior resistência passiva e, por consequência, uma maior
resistência ao deslizamento.
Garantindo o intertravamento efetivo do agregado e a geogrelha que ocorre
na abertura da malha, a inclusão atua confinando o material e melhora suas
características de resistência e rigidez. Assim, a maior economia que o reforço
pode gerar é a redução da espessura da camada de base.
189
5 Considerações Finais
Neste capítulo são apresentadas as conclusões deste trabalho, que teve por
objetivo principal analisar o comportamento mecânico de uma estrutura de
pavimento montada em um modelo físico, sem e com reforço de geogrelha,
submetida a carregamento cíclico e à variação da umidade do material do subleito.
5.1. Conclusões
A partir dos resultados e análises apresentados no desenvolvimento do
presente trabalho foi possível chegar às seguintes conclusões:
• A utilização da geogrelha como material de reforço na camada de
base mostrou ser eficiente na redução dos deslocamentos superficiais
verticais, apresentando maior redução nas deformações permanentes
ou plásticas na condição saturada do subleito.
• Observou-se a eficácia da geogrelha no processo de compactação da
camada de base através da determinação da massa específica
aparente in situ com o emprego do frasco de areia comparando a
situação sem e com a geogrelha. Houve mobilização da geogrelha
durante o processo de aplicação da energia e pela sua resistência à
tração opôs-se à deformação lateral do material de base tornando
mais eficiente a absorção da energia.
• Verificou-se que a utilização da geogrelha como reforço de base
passa a ser mais eficaz à medida que a capacidade de suporte do
subleito é menor.
• O modelo físico (tanque – teste) empregado nesta pesquisa mostrou-
se adequado para o propósito previsto como objetivo deste estudo.
• O emprego de ensaios com o LWD para a avaliação estrutural não
destrutiva do pavimento experimental mostrou-se eficiente gerando
resultados próximos aos obtidos no carregamento cíclico no modelo
190
físico, sendo uma ferramenta recomendável para estudos
deflectométricos de forma pontual.
• O uso do Geogauge é muito prático e permitiu o acompanhamento
dos trabalhos de compactação do subleito e da base, obtendo-se com
esse equipamento, módulos de resiliência próximos aos obtidos nos
ensaios triaxiais cíclicos dos materiais que conformam a estrutura do
pavimento.
• O processo de umedecimento (inundação) da estrutura do pavimento
mais propriamente dito do subleito, a partir da compactação na
umidade ótima, produziu uma diminuição de 55% no valor do
módulo de resiliência, quando comparados ao resultado do ensaio
realizado na umidade ótima, concluindo que a variação da umidade
repercute muito na perda de rigidez deste tipo de material empregado
no subleito deste estudo.
• A instrumentação com TDR destinada ao controle da umidade do
“Tanque-Teste” forneceu resultados satisfatórios face às duas
situações de umidade consideradas para os ensaios.
• A medida de deflexões em vários pontos fora da área de atuação da
carga é válida e permite fazer a retroanálise para verificar o valor de
módulos de resiliência das camadas do pavimento, antes e após a
inserção da geogrelha, apresentando valores de rigidez superiores
com a utilização do reforço.
• A caracterização e estudo do solo do subleito proveniente de uma
jazida local do Estado do Rio de Janeiro permitiu contribuir com o
catálogo de materiais destinados a obras rodoviárias.
• Verificou-se que um solo não laterítico siltoso NS’ quando
compactado na umidade ótima e massa especifica aparente máxima
apresenta baixa capacidade de suporte quando imerso em água,
refletido em um módulo de resiliência baixo.
191
5.2. Recomendações e sugestões para trabalhos futuros
Sugere-se que, em trabalhos futuros, sejam considerados os seguintes
aspectos:
• Utilizar outro tipo de solo como material do subleito, que possa
evidenciar melhor a eficácia do uso de geossintético como material
de reforço em pavimentos.
• Impermeabilizar o equipamento de verdadeira grandeza “Tanque-
Teste”, para evitar perdas de umidade através dos caminhos
preferenciais da água, como fissuras da estrutura do concreto,
interface PVC - concreto.
• Analisar uma estrutura de pavimento com revestimento asfáltico
com geogrelha como reforço de base.
• Variar a geogrelha testada quanto à geometria e às características
técnicas e de materiais.
• Variar o material da camada de base, considerando misturas com
materiais alternativos (rejeito de mineração, solo cinza, solo-
cimento, dentre outros).
• Melhorar a resposta dos estudos com o modelo físico aumentando a
instrumentação colocada dentro do pavimento a ser testado que
permitam medir: deformações do solo, verticais e horizontais em
várias profundidades e utilizar medidores de deslocamento do
reforço (geogrelha) tal como é feito no modelo físico de estruturas
de contenção existente no próprio Laboratório de Geotecnia da
COPPE.
• No intuito de adotar boas práticas ambientais é importante
desenvolver o estudo de novas tecnologias que levem à menor
necessidade de utilização de materiais naturais.
192
6 Referências Bibliográficas
AMERICAN ASSOCIATION OF HIGHWAY AND TRANSPORTATION OFFICIALS. Guide for Design of Pavement Structures. Washington. 1993. ANTUNES, L. G. S. Reforço de Pavimentos Rodoviários com Geossintéticos. Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Brasília, Brasília, DF. 2008. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7181: Solo – Análise granulométrica. Rio de Janeiro, 1984. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6457: Teor de umidade natural. Rio de Janeiro, 1984. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6508: Massa específica real dos grãos. Rio de Janeiro, 1984. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6459: Solo – Determinação do limite de liquidez. Rio de Janeiro, 1984. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7180: Solo – Ensaio de Compactação, 1986b. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7182: Solo – Determinação do limite de líquidez. Rio de Janeiro, 1984. ASTM D 5298-03 – Standard Test Method for Measurement of Soil Potential (Suction) Using Filter Paper. ASTM D5858 – Standard Guide for Calculating In Situ Equivalent Elastic Moduli of Pavement Materials Using Layered Elastic Theory. 1996(2008). BASTOS, G. A. Comportamento mecânico de misturas asfálticas reforçadas com geogrelhas para pavimentos flexíveis. Dissertação de Mestrado, PUC/RJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2010. BERNUCCI, L. L. B., et al. Pavimentação asfáltica: Formação básica para engenheiros. 1°ed. Programa Asfalto nas Universidades, Petrobras Distribuidora S.A., 2008. CAPPER, P. L.; CASSIE, W. F. The mechanics of engineering soil. Sixth Edition. London, England, 1976.
193
CARMO, C. A. T. do; D’ÁVILA, C. A.; RUIZ, E. F. Deformation Analysis of a Geogrid-Reinforced Pavement. Second Pan American Geosynthetics Conference & Exhibition. GeoAmericas. Lima, Perú. 2012. CENTURIÓN, C. A.; VILELA, A. A.; MARQUINHA, M. R. Uso de geogrelhas para a redução da espessura de pavimento e melhoramento de subleito em solos de baixa capacidade de suporte. Revista Fundações & obras geotécnicas. Ano 3. Nº 24. Pag. 56 – 62. Editora Rudder, Setembro 2012. COMITÊ TÉCNICO GEOTÊXTIL. Curso Básico de Geotêxteis. ABINT. 1ª Edição Rooka´z. 2001. CÓRDOVA, H.; GUIMARÃES A. Avaliação e controle estrutural de pavimentos asfálticos utilizando deflectometría com uso de equipamento tipo FWD. In: 17a Reunião de pavimentação urbana, Porto Alegre, RS, Brasil, 2011. D’ALMEIDA, G. P. A. Caracterização Física e Classificação dos Solos. Faculdade de Engenharia. Departamento de Transportes. UFJF. 2005. DEPARTAMENTO NACIONAL DE INFRAESTRUTURA DE TRANSPORTES. DNIT – IPR 134/2010: Pavimentação – solos – Determinação do módulo de resiliência – Método de ensaio. Rio de Janeiro, 2010. DEPARTAMENTO NACIONAL DE INFRAESTRUTURA DE TRANSPORTES. DNIT – IPR 055/2004: Pavimento Rígido – Prova de carga estática para determinação do coeficiente de recalque de subleito e sub-base em projeto de avaliação de pavimentos. Rio de Janeiro, 2004. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-ME 035/98: Agregados – Determinação da abrasão “Los Angeles”. Rio de Janeiro, 1998. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-ME 254/97: Solos compactados em equipamento miniatura – Mini-CBR e expansão. Rio de Janeiro, 1997. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-CLA 259/96: Classificação de solos tropicais para finalidades rodoviárias utilizando corpos de prova compactados em equipamento miniatura. Rio de Janeiro, 1996. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-ME 049/94: Solos – determinação do Índice de Suporte Califórnia utilizando amostras não trabalhadas. Rio de Janeiro, 1994. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-ME 088/94: Solos – determinação da umidade pelo método expedito do álcool. Rio de Janeiro, 1994.
194
DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-ME 092/94: Solo – determinação da massa específica aparente “in situ”, com emprego do frasco de areia. Rio de Janeiro, 1994. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-PRO 269/94: Projeto de restauração de pavimentos flexíveis. Rio de Janeiro, 1994. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-PRO 010/79: Avaliação estrutural dos pavimentos flexíveis. (Procedimento A). Rio de Janeiro, 1979. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-PRO 011/79: Avaliação estrutural dos pavimentos flexíveis. (Procedimento B). Rio de Janeiro, 1979. Dynatest Inc. Dynatest 3031 LWD test system owner’s manual technical description. 2006. ENGEPOL. Manual de Geossintéticos – 3ª Edição. Engepol Geossintéticos Ltda. Barueri – SP – Brasil. FRANCO, F. A. C. D. P. Um sistema para análise mecanística de pavimentos asfálticos. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2000. FRANCO, F. A. C. D. P. Método de dimensionamento mecanístico - empírico de pavimentos asfálticos - SisPav. Tese de Doutorado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2007. FREDLUND SOIL WATER CHARACTERISTIC DEVICE SWC-150. Operating Instructions Version 1.1. GEOGAUGETM Model H-4140. User Guide Version 4.1. Humbolt Mgf. Co. Illinois. U.S.A. 2007. GONÇALVES, F. J. P. O desempenho dos pavimentos flexíveis. Rio Grande do Sul: Universidade de Passo Fundo, Novembro 1999. GONÇALVES, F. J. P. Estudo experimental do desempenho de pavimentos flexíveis a partir de instrumentação e ensaios acelerados. Tese de Doutorado, PPGEC/UFRGS, Rio Grande do Sul, Brasil. 2002. GÓNGORA, I. A. G. Utilização de Geossintéticos como reforço de estradas não pavimentadas: Influencia do tipo de reforço e do material do aterro. Dissertação de Mestrado, Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Universidade de Brasília, Brasília, DF. 2011. GRECO, J. A. S. Materiais para pavimentação. Disciplina ETG033, Construção de Estradas e Vias Urbanas. Departamento de Engenharia de Transportes e Geotecnia. UFMG.
195
GUIMARÃES, A. C. R. Um método mecanístico empírico para a previsão da deformação permanente em solos tropicais constituintes de pavimentos. Tese de Doutorado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, Brasil. 2009. KAKUDA, F. M. Desenvolvimento e a utilização de um equipamento de grandes dimensões na análise do comportamento mecânico de uma seção de pavimento sob carregamento cíclico. Tese de Doutorado. USP/SP, São Carlos, Brasil. 2010. MALYSZ, R. Desenvolvimento de um equipamento triaxial de grande porte para avaliação de agregados utilizados como camada de pavimentos. Tese de Doutorado. PPGEC/UFRGS, Porto Alegre, Brasil. 2009. MANILLA, A. A. A. et al. La permeabilidad de los suelos en los problemas de transporte de contaminantes. Aplicación en la infraestrutura del transporte. Publicación técnica No. 195. Secretaria de Comunicaciones y Transportes. Instituto Mexicano del Transporte. Sanfandila, Qro, 2002. MEDINA, J.; MOTTA, L. M. G. Mecânica dos Pavimentos. 2ª Edição. Editora UFRJ. ISBN 85-905987-3-3. Rio de Janeiro. Brasil. 2005. MEDRANO, W.; GUIMARÃES, A. C. R.; MOTTA, L. M. G. Avaliação do comportamento mecânico de um solo arenoso fino do norte de Minas Gerais para emprego em vias de baixo volume de tráfego. Revista Pavimentação-ABPv. Ano V – N°17. Pag. 9-18. Abr/Mai/Jun de 2010 MOTTA, L. M. G.; MEDINA, J. Investigação e Desenvolvimento em Mecânica dos Pavimentos na COPPE. Engenharia Civil. UM. Pag. 85-97. COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2006. NACINOVIC, M. G. G. Estudo de erosão pela análise de sucção e escoamento superficial na bacia do Córrego Sujo. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2009. NÓBREGA, E. S. Comparação entre métodos de retroanálise em pavimentos asfálticos. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2003. NOGAMI, J.S., VILLIBOR, D.F. Pavimentação de baixo custo com solos lateríticos. Editora Villibor. São Paulo. 1995. PEREIRA, A. D. S. Utilização de geotêxteis em reforço de pavimento aplicado em um trecho experimental. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2002. PERKINS, S. W. et al. Comparison of Large Scale Laboratory Box Test and Field Performance. Second Pan American Geosynthetics Conference & Exhibition. GeoAmericas. Lima, Perú. 2012.
196
PINTO, C. S. Curso Básico de Mecânica dos Solos, Oficina de Textos, 2ª Ed., São Paulo. 2006. PINTO, S. Estudo do comportamento à fadiga de misturas betuminosas e aplicação na avaliação estrutural de pavimentos. Tese de Doutorado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 1991. RAMOS, C. R. Estudo para o desenvolvimento de um catálogo de pavimentos flexíveis do município do Rio de Janeiro. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2003. REIS, A. C. D. C.; GUIMARÃES, A. C. R. Estudo sobre a deformabilidade da camada de base da nova pista de pouso e decolagem do aeroporto de Guarulhos/SP. XI Congresso Brasileiro de Mecânico dos Solos e Engenharia Geotécnica – COBRAMSEG, 2012. REIS, N. F. S. D. Análise estrutural de pavimentos rodoviários. Aplicação a um pavimento reforçado com malha de aço. Dissertação de Mestrado, Instituto Superior Técnico. Universidade Técnica de Lisboa. Portugal, 2009. RODRIGUES, R. M., Estudo do trincamento dos pavimentos. Tese de Doutorado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 1991. SILVA, B. H. de A. Aplicação das metodologias MCT e resiliente a solos finos do centro-norte do Mato Grosso. Dissertação de Mestrado, Instituto Militar de Engenharia, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2003. SILVA, B. H. de A. Análise mecânica de um pavimento rodoviário submetido à oscilação do lençol freático simulada em modelo físico de verdadeira grandeza. Tese de Doutorado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2009. SILVA, P. D. E. A. D. Instrumentação de Pavimentos – o caso da pista experimental circular do IPR/DNER na pesquisa de “Whitetopping”. 1º Seminário de qualificação acadêmica para candidatura ao doutorado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro. 1999. SILVA, P. D. E. A. D. Estudo de reforço de concreto de cimento (Whitetopping) na pista circular experimental do Instituto de Pesquisas Rodoviárias. Tese de Doutorado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2001. SVENSON, M. Ensaios triaxiais dinâmicos de solos argilosos. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 1980. TAKEDA, M. C. D. A influência da variação da umidade pós-compactação no comportamento mecânico de solos de rodovias do interior paulista. Tese de Doutorado. USP/SP, São Carlos, Brasil. 2006. TEXEIRA, S. H. C. Estudo da interação solo - geogrelha em testes de arrancamento e a sua aplicação na análise e dimensionamento de maciços reforçados. Tese de Doutorado. USP/SP, São Carlos, Brasil. 2003.
197
TOMMASELLI, J. T. G.; BACCHI, O. O. S. Calibração de um equipamento de TDR para medida de umidade de solos. Pesquisa agropecuária brasileira. Brasília, v. 36, n. 9, pag. 1145-1154. Set 2001. TRICHÊS, G., PITTA, M. D. e D’OLIVEIRA, A. Avaliação do comportamento mecânico da camada de lastro de pedra pulmão empregada no lote 8 da duplicação da BR-101. Reunião Anual de Pavimentação, Florianópolis. 2000. TRIME-FM. Disponível em: HTTP://www.trime.com.br/fm_tecnologia.htm. Acesso em 20 de junho de 2012. UBALDO, M. D. O. Uso de cinzas de carvão na composição de uma cobertura de rejeitos de mineração. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. 2005. VERTEMATTI, J. C., Manual Brasileiro de Geossintéticos. ABINT Editora Edgard Blucher. 2004. WRIGLEY, N. E. et al. The importance of installation damage in designing pavements reinforced with integrally formed geogrids. Second Pan American Geosynthetics Conference & Exhibition. GeoAmericas. Lima, Perú. 2012 ZAMBRANO, F. J. A., Estudo de reforço de pavimentos com ensaios de arrancamento em equipamento de pequenas dimensões. Dissertação de Mestrado. USP/SP, São Carlos, Brasil. 2007.
198
ANEXO Leituras de umidade registrada pelos TDRs.
199
Leituras de umidade registrada pelos TDRs.