estudo da aderência entre placas de concreto de cimento portland e concretos asfálticos para fins...

RITA MOURA FORTES

ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE O CONCRETO

DE CIMENTO PORTLAND E CONCRETOS

ASFÁLTICOS PARA FINS DE REFORÇOS

ULTRADELGADOS DE PAVIMENTOS

Tese apresentada à Escola Politécnica da

Universidade de São Paulo para obtenção do título de

Doutor em Engenharia

São Paulo

1999

RITA MOURA FORTES

Engenheiro Civil, Universidade Federal de São Carlos, 1984

Mestre em Engenharia, Escola Politécnica da USP, 1990

ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE O CONCRETO

DE CIMENTO PORTLAND E CONCRETOS

ASFÁLTICOS PARA FINS DE REFORÇOS

ULTRADELGADOS DE PAVIMENTOS

Tese apresentada à Escola Politécnica da

Universidade de São Paulo como parte dos requisitos

para obtenção do título de Doutor em Engenharia

Área de Concentração: Engenharia de Transportes

ORIENTADOR: Prof. Dr. José Tadeu Balbo

São Paulo

1999

1.1.1.1.1. Fortes, Rita Moura

Estudo da aderência entre o concreto de cimento Portland e concretos

asfálticos para fins de reforços ultradelgados de pavimentos.

São Paulo, 1999.

335p

Tese (Doutorado) – Escola Politécnica da Universidade de Sâo

Paulo. Departamento de Engenharia de Transportes.

1. Pavimentação 2. Whitetopping Ultradelgado I.

Universidade de São Paulo. Escola Politécnica. Departamento de

Engenharia de Transportes II.t

Quantas lágrimas se verte para que se possa desanuviar a nossa visão e assim vislumbrar e amadurecer a solução para os problemas com os quais nos defrontamos?

Quantas vezes o remédio que nos parece tão amargo de sorver, nos transmite um bem salutar, preparando-nos para enfrentar os obstáculos com os quais nos deparamos?

Uma tese é acima de tudo um crescimento disciplinar, um amadurecimento, um símbolo muito forte em nossas vidas, quando nos sentimos tais como a semente que do seio da terra começa a brotar em busca da luz que emana de nosso pai universal.

Dedico esse meu esforço a todos que acreditaram e tiveram a coragem de empreender esta jornada comigo, compartilhando as derrotas e vitórias, sendo os principais responsáveis por esse fruto que pudemos colher.

AGRADECIMENTOS

Ao Prof. Dr. José Tadeu Balbo pela orientação segura, estímulo, paciência e empenho,

conduzindo com maestria e segurança esta pesquisa ao seu objetivo.

Ao Laboratório de Mecânica dos Pavimentos da Escola Politécnica da Universidade de São

Paulo (LMP-EPUSP), particularmente ao engenheiro Alexandre R. Peres na execução da

pesquisa de laboratório, ao Eng. e mestrando Marcos Paulo Rodolfo, por ceder resultados

de análises realizadas através do programa de elementos finitos FEACONS 4.1 SI e à

doutoranda Andréa Arantes Severi no auxílio da pesquisa bibliográfica.

Ao Laboratório de Engenharia e Consultoria S/C Ltda (LENC), particularmente ao

engenheiro Ms. Alexandre Zuppolini Neto, a Engª Claudia Duarte de Souza que ajudou -me

em ensaios e preparação de amostras, a engenheiranda Lilian M. Gonçalves, aos técnicos

Benício B. Bento, Marin O. O. Silva, Alexandre P. Gonçalves, Marcelo M. Fortes, Ricardo

Luiz P.Corrêa, Tarciany A. R. Soares, Valtemir R. de Oliveira, José Adão e demais

funcionários, pelo apoio na viabilização da pesquisa.

Ao corpo técnico do Laboratório do Departamento de Engenharia de Construção Civil da

Escola Politecnica da Universidade de São Paulo (PCC-EPUSP), particularmente ao Prof.

Antonio Domingues de Figueiredo pelo apoio na viabilização e realização da pesquisa de

laboratório e sugestões oportunas para o desenvolvimento desse trabalho; à Profª Dr.

Mércia Botura de Barros e aos técnicos Reginaldo Mariano da Silva, Dorval Dutávio

Aguiar e Adilson Inácio dos Santos na realização da moldagem das placas.

Ao Prof. Dr. Manuel Alba Sória da Escola de Engenharia de São Carlos – USP, pelas

sugestões para a realização do ensaio de cisalhamento direto.

Ao Dr. Leto Momm, Eng. João V. Merighi, Eng. Alexandre R. Peres, Eng. Ricardo Garrido

por cederem as placas de concreto asfáltico para execução da placa de concreto de cimento

Portland sobreposto, conforme descrito no capítulo 2.

Ao Laboratório de Tecnologia da Pavimentação da Escola Politécnica da Universidade de São Paulo (LTP-EPUSP), particularmente à Profª Dr. Liedi B. Benucci e ao mestrando e tecnólogo Édson de Moura pelo apoio e disponibilização do laboratório para o desenvolvimento dos ensaios de carga repetida à tração na flexão de corpos-de-prova de WTUD prismáticos.

Ao Laboratório de Mecânica de Rochas do Departamento de Engenharia de Minas da

Escola Politécnica da Universidade de São Paulo (LMR-PMI), ao Prof. Dr. Lineu Azuaga

Ayres da Silva que disponibilizou o laboratório, e principalmente ao doutorando eng.

Eduardo César Sansone que viabilizou a realização dos ensaios (que não foram poucos),

tanto para a determinação da resistência ao cisalhamento (estático), como os dinâmicos.

À Fremix, ao amigo e colega eng. Ms.Valmir Bonfim, pela fresagem das placas na 2ª etapa

e pelo apoio na execução dessa pesquisa.

Ao Instituto de Pesquisas Tecnológicas de São Paulo – IPT, particularmente ao Eng. Ms. João Carlos

Marques e ao técnico Pedro Bilesky na execução de ensaios de controle tecnológico.

À Engemix S.A., particularmente ao Eng. Eliron Maia Souto Jr. e ao Sr. José Antonio

Santos Ribeiro de Queiroz pelo material cedido graciosamente para execução das placas e

do controle tecnológico da 2ª etapa da pesquisa.

Ao acadêmico de engenharia André Einsinger, nosso aluno, que me ajudou a habilitar o

equipamento para utilização de strain gages no laboratório do LTP-EPUSP para realização

de ensaios de carga repetida à tração na flexão.

Aos meus pais, Marcello de Andrada Fortes e Diva Moura Fortes e a D. Luxia de Florio Merighi e

Orlando Merighi, por tudo o que fizeram por mim.

Em especial à minha família, ao meu esposo e colega João Virgilio Merighi por suas sugestões e apoio e aos meus filhos, dos quais eu furtei muito do tempo que dediquei a esta pesquisa e que foram o meu oásis nos momentos mais áridos.

SUMÁRIO

Lista de Abreviaturas ...........................................................................................................vi

Lista de Figuras...................................................................................................................viii

Lista de Quadros ..................................................................................................................xii

Lista de Símbolos ...............................................................................................................xiii

Lista de Tabelas ...................................................................................................................xv

Resumo...............................................................................................................................xvii

Abstract. ........................................................................................................................... xviii

Introdução...............................................................................................................................1

Objetivo da Pesquisa .............................................................................................................4

CAPÍTULO 1 - Trajetória de uma década da utilização do WTUD ..................................9

1.1 Pavimentos de CCP sobrepostos (Whitetopping)..................................................9

1.2 Revestimentos de CCP ultradelgados (Whitetopping Ultradelgado) .................12

1.2.1 Definição do WTUD....................................................................................12

1.2.2 Histórico de pavimentos com WTUD.........................................................16

1.3 Novas tecnologias – Modificações do WTUD ....................................................35

1.4 Desempenho do WTUD........................................................................................36

1.4.1 Conceitos Fundamentais ..............................................................................36

1.4.2 Aderência entre o WTUD e o pavimento asfáltico remanescente.............39

1.4.3 Espaçamento entre as juntas – posicionamento de juntas serradas...........41

1.4.4 Espessura apropriada da camada asfáltica remanescente ..........................43

1.5 Execução do WTUD .......................................................................................48

1.6 Recomendações na utilização do WTUD ......................................................55

1.6.1 Gerais ............................................................................................................55

1.6.2 Relatos sobre a utilização de fibras.............................................................56

1.7 Tópicos que necessitam ser melhor pesquisados.................................................58

1.8 Aderência entre o CCP e o CA.............................................................................60

1.8.1 Introdução .....................................................................................................60

1.8.2 Ensaios para determinação da resistência a aderência ...............................62

CAPÍTULO 2 Caracterização dos materiais utilizados e moldagem de corpos-de-

prova .............................................................................................................................76

2.1 Introdução ..............................................................................................................76

2.2 Execução das Placas ..............................................................................................79

2.2.1 Materiais e métodos ....................................................................................79

2.2.2 Moldagem dos corpos-de-prova..................................................................87

2.2.3 Cura ...............................................................................................................99

2.2.4 Desforma das Placas ....................................................................................99

2.3 Ensaios de Controle Tecnológico...................................................................99

2.3.1 Macrotextura das placas de CA.................................................................105

2.3.2 Consistência do Concreto Fresco ..............................................................107

2.3.3 Ensaio de Compressão ...............................................................................107

2.3.4 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova cilíndricos .............110

2.3.5 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos..............115

2.3.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos. ..........116

2.4 Resultados Obtidos..............................................................................................119

2.4.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico................119

2.4.2 Consistência................................................................................................120

2.4.3 Resistência à Compressão..........................................................................121


2.4.5 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos ...........125

2.5 Discussão dos Resultados ...................................................................................126

2.5.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico................126

2.5.2 Consistência................................................................................................127

2.5.3 Resistência à Compressão..........................................................................128

2.5.4 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova cilíndricos .............130


2.5.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos ...........133

CAPÍTULO 3 Estudo da Aderência entre o Concreto de Cimento Portland e o

Concreto Asfáltico .....................................................................................................137

3.1 Introdução.............................................................................................................137

3.2 Método proposto da Resistência ao Cisalhamento Direto - Carregamento

Estático .................................................................................................................139

3.2.1 Introdução ..................................................................................................139

3.2.2 Preparação das amostras ...........................................................................142

3.2.3 Ensaio de cisalhamento .............................................................................150

3.2.4 Resultados Obtidos....................................................................................155

3.2.5 Análise dos Resultados .............................................................................157

3.3 Verificação da Perda de Aderência em Ensaio Dinâmico .............................. 162

3.3.1 Introdução...........................................................................................162

3.3.2 Ensaio de carga repetida à tração na flexão.........................................162

3.3.3 Ensaio de resistência ao cisalhamento direto com carga repetida .........166

3.3.4 Avaliação dos resultados.....................................................................173

CAPÍTULO 4 Avaliação teórica das tensões de cisalhamento em WTUD .................176

4.1 Introdução .................................................................................................... 176

4.2 Condições de contorno aplicadas .................................................................. 178

4.2.1 Dimensões das placas de WTUD ........................................................ 178

4.2.2 Concreto Asfáltico .............................................................................. 178

4.2.3 Módulo de Reação do Sistema ............................................................ 178

4.2.4 Concreto .............................................................................................179

4.2.5 Posições de cargas e eixo adotado .......................................................179

4.2.6 Malha de discretização........................................................................ 180

4.3 Simulações utilizando o FEACONS 4.1 SI ...................................................180

4.4 Avaliação dos Resultados .............................................................................189

Conclusões e Recomendações ...................................................................................193

Referências Bibliográficas.........................................................................................200

ANEXO I Caracterização dos Materiais Utilizados – 1ª etapa ...................................212

ANEXO II Caracterização dos Materiais Utilizados – 2ª etapa .................................. 215

ANEXO III Verificação da Compatibilidade dos resultados de ensaio à compressão de

corpos-de-prova curados ao ar ensaiados no laboratório do PCC-USP e no IPT221

ANEXO IV Medição da Temperatura e Umidade Relativa no período de cura das

placas moldadas.................................................................................. 224

ANEXO V Planilhas de Resultados – Módulo de Deformação Estática, de

corpos-de-prova cilíndricos e prismáticos de CCP .............................. 230

ANEXO VI Gráficos de ensaios para a determinação da resistência ao cisalhamento

estático, realizados no LMR-PMI .......................................................249

ANEXO VII Estudo da resistência ao cisalhamento na interface do CCP e do CA.....254

ANEXO VIII Calibração da Prensa MTS .................................................................. 259

ANEXO IX Gráficos obtidos através de simulações realizadas pelo FEACONS

4.1 SI.................................................................................................. 262

LISTA DE ABREVIATURAS

ABCP Associação Brasileira de Cimento Portland

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

ABNT NM norma Mercosul da Associação Brasileira de Normas Técnicas

ACPA American Concrete Pavement Association

ACI American Concrete Institute

ARI cimento Portland de alta resistência inicial

ARI RS cimento Portland de alta resistência inicial com resistência à sulfato

ASTM American Society For Testing And Materials

BS British Standard

CA concreto asfáltico

CAD concreto de alto desempenho

CBR California bearing ratio

CCP concreto de cimento Portland

CEB Comité Euro-International du Béton

cp corpo-de-prova

CPU centro de processamento da unidade

CRL crack relief layer

CTL Construction Tecnology Laboratories

CU câmara úmida

CVA Coeficiente de variação da amostra

DER-SP Departamento de Estradas de Rodagem de São Paulo

DNER Departamento Nacional de Estradas de Rodagem

DOT Department of Transportation

EPUSP Escola Politécnica da Universidade de São Paulo

ESRD eixo simples roda dupla - eixo-padrão - 80 kN

EUA Estados Unidos da América

FAPESP Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo

FEACONS Finite element analysis of concrete slab

FWD Falling Weight Deflectometer

FWHA Federal Highway Administration

IPT Instituto de Pesquisas Tecnológicas S.A

LENC Laboratório de Engenharia e Consultoria S/C Ltda

LMP -EPUSP

Laboratório de Mecânica dos Pavimentos da Escola Politécnica da

Universidade de São Paulo

LMR-PMI

Laboratório de Mecânica de Rochas do Departamento de Engenharia de

Minas da Escola Politécnica da Universidade de São Paulo

LTP- EPUSP

Laboratório de Tecnologia de Pavimentação da Escola Politécnica da

Universidade de São Paulo

LVDT Linear Variable Differential Transducer

MB método brasileiro

NBR norma brasileira

NCHRP National Cooperative Highway Research Program

NDT non destrutive testing

PCA Portland Cement Association

PCC - EPUSP

Departamento de Engenharia de Construção Civil da Escola Politécnica

da Universidade de São Paulo

PCI Pavement Condition Index

PMSP Prefeitura do Município de São Paulo

RBV relação betume-vazios

SEM-SP Estação Meteorológica de Superfície do Aeroporto de Congonhas

SHRP Strategic Highway Research Program

SI sistema internacional de unidades

ST strain gauges

TCW thin composite whitetopping

TRR Transportation Research Record

VTBCC Very thin bonded cement concrete

WT Whitetopping

WTUD Whitetopping Ultradelgado

2-D Modelo em duas dimensões

LISTA DE FIGURAS

Figura 1. 1 Esquema da seção experimental (MACK et al., 1993)................................17

Figura 1. 2 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de temperatura entre o

topo e a base................................................................................................................19

Figura 1. 3 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de umidade entre o topo

e a base .......................................................................................................................19

Figura 1. 4 Transição entre o WTUD e a camada asfáltica adjacente (ACPA, 1998)....38

Figura 1. 5 Esquema do ensaio de arrancamento..........................................................63

Figura 1.6 Ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento slant shear........66

Figura 1. 7 Envoltórias de resistência de dois materiais hipotéticos (SANTAGATA &

CANESTRARI, 1998).................................................................................................66

Figura 1. 8 Esquema do método de ensaio de cisalhamento de Grzybowska na interface

(GRZYBOWSKA et al., 1993)....................................................................................68

Figura 1. 9 Esquema do ensaio do método do repique (LIN & SANSALONE, 1996) ..69

Figura 1. 10 Espectro obtido em estudo de campo em uma ponte de concreto revestida com

concreto asfáltico: resultados obtidos em regiões: (a) elevada aderência; (b) média

aderência; (c) pouca ou nenhuma aderência e (d) nenhuma aderência LIN &

SANSALONE, 1996 ...................................................................................................69

Figura 1. 11 Ensaio de cisalhamento (Wedge Splitting Test ) (STEIGENBERGER, 1998)

....................................................................................................................................70

Figura 1.12 Esquema de ensaio de cisalhamento direto utilizado por Felt (McGHEE et al.,

1994)...........................................................................................................................72

Figura 1.13 Molde do ensaio do método Iowa 406 (GROVE et al., 1993)....................72

Figura 1.14 Ensaio de Cisalhamento de Ancona (SANTAGATA & CANESTRARI, 1998)

....................................................................................................................................74

Figura 2. 1 Posições de medidas das espessuras na placa de CA ..................................80

Figura 2. 2 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório – 1ª

etapa. ....................................................................................................................87

Figura 2. 3 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório – 2ª

etapa. ....................................................................................................................87

Figura 2. 4 Detalhe da fôrma contendo a placa de concreto asfáltico tratada com resina do

tipo epóxi..............................................................................................................89

Figura 2. 5 Fôrmas contendo placas de concreto asfáltico recobertas com resina do tipo

epóxi, assentadas sobre colchão de areia para nivelamento....................................89

Figura 2. 6 Esquema da seqüência da fresagem realizada com a F120 (1ª etapa). .........90

Figura 2. 7 Fresagem das placas com fresadora manual – 1ª etapa ...............................91

Figura 2. 8 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem com a fresadora manual

.............................................................................................................................91

Figura 2. 9 Fresadora 1000C – Fresagem a frio – Wirtgen ...........................................93

Figura 2. 10 Fôrma metálica utilizada na fresagem com a 1000C.................................93

Figura 2. 11 Fresagem da placa de concreto asfáltico, fixada em fôrma metálica ........94

Figura 2. 12 Placa de CA após a fresagem. Os sulcos são paralelos e longitudinais (2ª

etapa)....................................................................................................................94

Figura 2. 13 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem, utilizando-se a 1000C

.............................................................................................................................96

Figura 2. 14 Limpeza da superfície das placas de concreto asfáltico com jato de ar .....96

Figura 2. 15 Moldagem das placas na 2ª etapa .............................................................97

Figura 2. 16 Adensamento do concreto lançado na fôrma com vibrador de imersão...100

Figura 2. 17 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 1ª

etapa. .................................................................................................................. 100

Figura 2. 18 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 2ª

etapa ...................................................................................................................101

Figura 2. 19 Moldagem de corpos-de-prova cilíndricos .............................................106

Figura 2. 20 Moldagem de corpos-de-prova prismáticos............................................ 106

Figura 2. 21 Ensaio de Mancha de Areia em placa fresada.........................................107

Figura 2. 22 Determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone.......... 108

Figura 2. 23 Representação esquemática dos módulos de deformação: tangente (Etg),

tangente inicial (Eo) e secante (Esec,n) (NBR 8522/84). ........................................ 112

Figura 2. 24 Foto do corpo-de-prova cilíndrico com o dispositivo para fixação do LVDT –

ensaio NBR 8522/84...........................................................................................113

.Figura 2. 25Curvas de Calibração do LVDT1, LVDT2, LVDT3 e LVDT4...............115

Figura 2. 26 Esquema de carregamento para ruptura dos corpos-de-prova prismáticos

...........................................................................................................................116

Figura 2. 27 Suporte para fixação do LVDT em corpo-de-prova prismático .........................................117

Figura 2. 28 Foto do dispositivo tipo “Yoke”, utilizado no ensaio ........................................................117

Figura 2. 29 Sistema de fixação do LVDT onde as deformações de cutelo e apoio do corpo-

de-prova incidem nas deflexões lidas (procedimento não recomendado)

(FIGUEIREDO – 1997)...................................................................................... 118

Figura 2. 30 Curvas carga por deflexão obtidas a partir de três técnicas diferentes de medida

da deflexão (BANTHIA e TROTTIER, 1995).....................................................118

Figura 2. 31 Tensão de compressão x deformação dos corpos-de-prova 3, 4 e 6 (ensaio

NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP) 123

Figura 2. 32 Gráfico do módulo de elasticidade secante em função da resistência à

compressão dos corpos-de-prova cilíndricos – 1a etapa (módulo de deformação estática

NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP) 124

Figura 2. 33 Gráfico da Tensão x Deformação Específica dos corpos-de-prova 52, 53, 54 e

55 – 2ª e tapa (ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no IPT) 124

Figura 2. 34 Carga x deformação de corpos-de-prova prismáticos – 1ª etapa – laboratório

PCC-EPUSP (ensaio não normalizado, descrito no item 2.3.6)............................ 126

Figura 2. 35 Esquema do ensaio para determinação do módulo de deformação.......... 133

Figura 3. 1 Esquema inicialmente proposto para aplicação de carga .......................... 141

Figura 3. 2 Esquema de corte das placas – (a) 1ª proposta, 2ª proposta, tipo 1 (b) e tipo 2

(c) .............................................................................................................................144

Figura 3. 3 Serragem das placas ................................................................................ 144

Figura 3. 4 Nivelamento da superfície da placa, de maneira a garantir nivelamento da

interface .................................................................................................................... 145

Figura 3. 5 Nivelamento da interface entre concreto de cimento Portland e concreto

asfáltico, com auxílio do nível de mão (corpo-de-prova tipo 1).................................. 146

Figura 3. 6 2ª prop osta - tipo 2 (a) corpo-de-prova sendo colado (b) colocado na prensa

.................................................................................................................................. 146

Figura 3. 7 Capeamento de corpo-de-prova, utilizando-se o capeador (a) tipo 1 e (b) tipo 2

da 2ª proposta (seqüência da esquerda para a direita e de cima para baixo) ................ 148

Figura 3. 8 Esquema de capeamento para realização do ensaio – 1ª proposta (a); 2ª proposta

- tipo 1(b) e tipo 2 (c) ................................................................................................ 149

Figura 3. 9 Esquema de aplicação de carga (1ª e 2ª propostas) ...................................150

Figura 3. 10 Foto da amostra colocada na prensa (1ª proposta) .................................151

Figura 3. 11 Corpo-de-prova colocado na prensa (a) (2ª proposta – tipo 1) com relógio

comparador para medir o deslocamento do pistão (b) ................................................ 152

Figura 3. 12 – Foto da ruptura na interface (1ª proposta) ............................................ 154

Figura 3. 13 Foto da ruptura na interface (2ª proposta (a) tipo 1 e (b) tipo 2) .............155

Figura 3. 14 Esquema de corte das placas para o ensaio de carga repetida à tração na flexão

.................................................................................................................................. 163

Figura 3. 15 Esquema de disposição do ST durante o ensaio de carga repetida à tração na

flexão........................................................................................................................ 164

Figura 3. 16 Esquema de problema da colagem do CCP ............................................ 169

Figura 3. 17 Gráfico do deslocamento pelo número de ciclos para a freqüência de 1,0 Hz

.................................................................................................................................. 171

Figura 3. 18 Gráfico do deslocamento pelo número de ciclos para a freqüência de 5,0 Hz

.................................................................................................................................. 171

Figura 3. 19 Tensão de Cisalhamento Máxima Aplicada em função do Número de Ciclos,

para a freqüência de 5,0 Hz .......................................................................................172

Figura 3. 20 Corpos-de-prova 69 C-D e 69 A-B (invertidos) após ensaio de cisalhamento

direto com cargas repetidas do que para 1 Hz ............................................................ 174

Figura 4. 1 Esquema da carga aplicada nas placas de 1,20 x 1,20m............................ 179

Figura 4. 2 Malha para as análises realizadas.............................................................181

Figura 4. 3 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de

reação do sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa................................ 183

Figura 4. 4 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de

reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa...............................184

Figura 4. 5 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para

módulo de reação do sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa ...............185

Figura 4. 6 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para

módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa .............186

Figura 4. 7 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio

para a espessura da camada asfáltica de 0,07 m e ECA de 2.000 MPa........................ 187

Figura 4. 8 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio

para a espessura da camada asfáltica de 0,12 m e ECA de 3.000 MPa........................ 188

LISTA DE QUADROS

Quadro 1. 1 Comparação entre Whitetopping e Whitetopping Ultradelgado (SPEAKMAN

& SCOTT III, 1996)....................................................................................................14

Quadro 1. 2 Alguns dados de pavimentos WTUD (COLE,1997(1); ARMAGHANI & TU,

1997(2); CABLE et al., 1997(3); KING, 1997 (4); MACK et al., 1998 (5); STURM &

MORRIS, 1998(6); STEIGENBERGER, 1997(7); SILFWERBRAND, 1998(8);

SPEAKMAN & SCOTT III, 1996(9); MCFEELY (1997) (10) ; MCCOMB &

LARSON,1998 (11); SALCEDO, 1998 (12); ARMAGHANI & TU, 1998 (13); COLE et

al., 1998 (14); CHATTIN, 1997 (15) ; WU et al.,1998 (16); McCOMB & LARSON, 1998

(17); SALCEDO, 1996(18); LORD,1998(19); ACPA, 1998(20); ARMAGHANI, & TU,

1999(21); CRAWLEY & PEPPER, 1998 (22) ; GUCUNSKI et al., 1999(23) e BALBO,

1999(24)) ....................................................................................................................24

Quadro 1.3 – Pavimentos tipo VTBCC executados na França (CHAMBON et al., 1998).

....................................................................................................................................35

Quadro 1. 4 Resumo dos fatores importantes para o desempenho do WTUD...............47

Quadro 2. 1 Valores recomendados para a resistência à compressão .........................131

Quadro 2. 2 Expressões de correlação entre ECCP e fc (extraído de GOMES, SHEHATA e

ALMEIDA; 1997) ............................................................................................. 131

Quadro 3.1 Proposta de velocidade de deslocamento/carregamento para o ensaio de

cisalhamento...................................................................................................... 153

LISTA DE SÍMBOLOS

δ Deslocamento

ε deformação específica ou unitária

σ tensão normal

τ tensão ao cisalhamento

τmáx. tensão de cisalhamento máxima analisada numericamente

τrup resistência ao cisalhamento

rupτ tensão média de ruptura

∆l Alongamento

1:a:b:x traço do concreto: cimento: areia: brita nº1: relação água/cimento.

1:a:p:b:x traço do concreto: cimento: areia: pó de pedra: brita nº1: relação

água/cimento.

a distância entre o apoio e o cutelo

A Área da seção de ruptura

a’ distância entre dois cutelos

b largura média da seção transversal do corpo-de-prova

c Coesão

d altura média da seção do corpo-de-prova

E módulo de deformação

ECA módulo resiliente do CA

ECCP módulo de deformação do CCP

F força normal a uma superfície

f flecha no meio do vão no ensaio de dois cutelos

fc resistência à compressão

fck resistência à compressão característica do concreto de cimento Portland

fctm resistência à tração na flexão do concreto de cimento Portland

Frup força normal aplicada no instante da ruptura

I momento de inércia em m4

k módulo de reação do sistema de apoio

l extensão inicial de uma base de medida

la comprimento do corpo-de-prova entre apoios

P carga total aplicada na amostra

Q carga total sobre um eixo ESRD em kN

r Coeficiente de correlação

r2 coeficiente de determinação.

sd desvio-padrão

t Tempo

tCA espessura da camada de CA

tWTUD espessura da camada de WTUD

Vv volume de vazios

x relação água/cimento

z distância do apoio a um ponto qualquer do corpo-de-prova prismático

LISTA DE TABELAS

Tabela 1.1 Resultados do ensaio pull off test utilizado para avaliar a resistência a aderência

em obra onde foi utilizado o WTUD............................................................................64

Tabela 1.2 Resultados da resistência à aderência obtidos através do ensaio de Iowa 406

....................................................................................................................................73

Tabela 1. 3 Resumo dos resultados apresentados por SANTAGATA & CANESTRARI

(1998) .........................................................................................................................75

Tabela 2. 1 Condições e medidas das placas de concreto asfáltico ...............................81

Tabela 2. 2 Condições e medidas das placas de CA após a fresagem com equipamento

1000C...................................................................................................................82

Tabela 2. 3 Características das placas cedidas por MOMM (MOMM,1998) ...............83

Tabela 2. 4 Características das placas cedidas por Peres PR-7 e PR8 de (PERES &

BALBO, 1998) .....................................................................................................83

Tabela 2. 5 Características das placas cedidas por MERIGHI (J1 a J24 e J60 a J88 – Faixa

III da PMSP (MERIGHI, 1998, 1999)...................................................................84

Tabela 2. 6 Caracterização das placas M1A, M1B (Mistura 1) e M2B (Mistura 2) de

Garrido (GARRIDO & BALBO, 1997).................................................................84

Tabela 2. 7 Traço empregado na concretagem das placas.............................................97

Tabela 2. 8 Medidas das placas após a concretagem e desforma ................................ 102

Tabela 2. 9 Medidas das placas da 2a etapa após a concretagem e desforma.............. 103

Tabela 2. 10 Resumo do número de corpos-de-prova moldados para controle tecnológico.

...........................................................................................................................104

Tabela 2. 11 Sensibilidade típica de saída de um transdutor.......................................113

Tabela 2. 12 Calibração dos LVDT para ensaios de módulo de deformação .............. 114

Tabela 2. 13 Resultados do ensaio de mancha de areia em placas de concreto asfáltico

...........................................................................................................................120

Tabela 2. 14 Valores obtidos na determinação da consistência pelo abatimento do tronco de

cone.................................................................................................................... 120

Tabela 2. 15 Resultados do Ensaio à Compressão de corpos-de-prova cilíndricos 122

Tabela 2. 16 Concreto – Determinação do módulo de Elasticidade Secante – Plano de carga

tipo II – NBR 8522/84 – 2ª etapa ........................................................................ 123

Tabela 2. 17 Medições e Resultados do ensaio de Resistência à Tração na Flexão - ABNT

MB-3483/91 (1ª, 2ª e 3ª etapas) .......................................................................... 125

Tabela 2. 18 Resultados do ensaios de mancha de areia efetuados por MERIGHI(1999) e

nesta pesquisa .....................................................................................................127

Tabela 2. 19 Valores do módulo de elasticidade calculados pelas expressões e os obtidos (1ª

etapa – laboratório PCC-EPUSP) ........................................................................ 131

Tabela 2. 20 Valores do módulo de elasticidade calculados pelas expressões e os obtidos (2ª

etapa – laboratório IPT) ...................................................................................... 132

Tabela 2. 21 Valores de Resistência à Tração na Flexão obtido através do ensaio e através

de expressões de correlação com a resistência à compressão (1ª, 2ª e 3ª etapas ).. 133

Tabela 2. 22 Módulo de Elasticidade dos corpos-de-prova prismáticos...................... 135

Tabela 2. 23 Módulo de Elasticidade dos corpos-de-prova prismáticos (sem considerar o

cp nº4) ................................................................................................................ 135

Tabela 3. 1 Placas utilizadas no ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento

direto estático proposto (1ª e 2ª propostas) .........................................................140

Tabela 3. 2 – Resumo dos Resultados Obtidos (1ª proposta) ...................................... 155

Tabela 3. 3 – Resumo dos Resultados obtidos (2ª proposta) .......................................156

Tabela 3. 4 Faixa de valores da Resistência ao Cisalhamento em amostras com a interface

CCP/CA fresada, obtida por alguns autores ...............................................................157

Tabela 3.5 Resumo dos valores médios obtidos nos ensaios para determinação da

resistência ao cisalhamento estática ...........................................................................159

Tabela 3. 6 – Tipos de ensaios efetuados para verificação da perda de aderência .......162

Tabela 3. 7 – Resumo das placas ensaiadas no LTP-EPUSP...................................... 166

Tabela 3. 8 Características dos ensaios de carga repetida de cisalhamento direto .......168

Tabela 3. 9 Dados de ensaios de cisalhamento dinâmico............................................ 172

Tabela 4. 1 Avaliação dos gráficos da tensão de cisalhamento pela espessura de WTUD.

.................................................................................................................................. 189

Tabela 4. 2 Faixa de valores das tensões de cisalhamento para cargas de 80kN.......... 191

RESUMO

Neste trabalho de pesquisa é avaliada a capacidade de resistência da interface aderida entre

o concreto de cimento Portland e o concreto asfáltico para fins de pavimentos compostos,

em especial no que tange ao emprego de reforços ultradelgados de concreto de cimento

Portland sobre antigos revestimentos asfálticos denominados por Whitetoppings

Ultradelgados.

A aderência entre ambos os materiais, que devem trabalhar monoliticamente para garantir

uma redução significativa dos esforços de tração na flexão no concreto de cimento

Portland, é tomada como a principal hipótese de cálculo dessas estruturas de pavimento

composto, sendo que sua ausência (inicial ou tardia) teria drásticas conseqüências para o

desempenho das placas delgadas de concreto.

Os estudos experimentais realizados em laboratório permitiram a inferência de valores de

resistência ao cisalhamento dessa interface aderida, bem como avaliar a perda potencial

dessa aderência quando a interface é submetida à ação de esforços de cisalhamento

repetidos em níveis de tensôes inferiores à tensão de ruptura.

Com apoio em modelagem numérica de tensões de cisalhamento em interfaces aderidas de

concreto de cimento Portland e concreto asfáltico foi possível melhor delinear em que

situações o emprego do whitetopping ultradelgado apresentaria desempenho favorável

como alternativa de manutenção.

ABSTRACT

This work presents a research on the bond strength between Portland cement concrete and

hot asphalt mixtures for composite pavements, with special concern to ultra-thin concrete

overlay or inlay for old asphalt pavement surfaces (ultra-thin whitetopping).

Bond interface for such materials is taken as the key for ultra-thin whitetopping once this

condition allows significant reduction of bending stresses on the concrete slab, and the

early loss of adherence would drasticaly commit the pavement performance.

In order to clarify the behavior of bond interface under shear stresses a laboratorial research

was carried out employing static and dynamics solicitations and through the results it was

identified loss of bond for a low number of load repetitions.

Supported both by numerical simulations of shear stresses on composite pavements and experimental results

it becomes possible to better identify the current conditions for using ultra-thin whitetopping as a attractive

maintenance alternative.

Introdução

Voltando-se o relógio do tempo algumas décadas atrás e observando-se as necessidades

políticas e econômicas dos organismos públicos gestores da malha viária do nosso país,

quando os baixos custos de implantação norteavam suas decisões, os pavimentos de

concreto de cimento Portland (CCP) eram preteridos em relação aos pavimentos asfálticos,

por apresentarem elevado custo inicial, o que era uma restrição à sua utilização.

Esta desvantagem era decisiva para marginalizá-los, mesmo que em contrapartida,

apresentassem elevada durabilidade e consequentemente, baixo custo para sua manutenção.

Hoje, frente ao novo panorama, quando a política nacional tem difundido a concessão de rodovias, o

pavimento de CCP é olhado sob outro prisma e tem sido apontado como solução para atender o usuário da

rodovia, proporcionando-lhe pavimentos de boa

qualidade quanto ao conforto ao rolamento, a um custo de implantação e de manutenção

compatível com as necessidades de quem gerencia uma via.

Se há alguns anos, a idéia da utilização de pavimentos de CCP estava ligada à desvantagem

de um elevado custo inicial devido (dentre outros fatores) à espessura das placas, hoje, com

o desenvolvimento de concretos de alto desempenho (CAD) tal espessura poderia ser

reduzida significativamente e sua aplicação tem sido incrementada e classificada como

altamente competitiva.

Inserindo o pavimento de CCP na nova realidade nacional, a iniciativa privada tem buscado

implementar a tecnologia construtiva e de controle tecnológico desses pavimentos.

A preferência dessa tecnologia em construção de novos pavimentos torna-se clara quando

observado o projeto do Rodoanel Metropolitano, que interligará as rodovias que chegam à

cidade de São Paulo, apresentando uma rota alternativa para desviar o tráfego de veículos

comerciais pesados, reduzindo-se este tráfego no interior da malha urbana altamente

deteriorada pela falta de investimentos financeiros na área de infra-estrutura viária.

Seus pavimentos no primeiro trecho (oeste) serão executados predominantemente em CCP,

projetados para um horizonte de 30 anos. Sua extensão será de aproximadamente 161 km,

sendo suas principais características físico-operacionais: via expressa com controle de

acessos; velocidade entre 80 e 100 km/h; duas pistas e duas a quatro faixas de tráfego por

sentido; interseções em desnível; sistema viário secundário composto por marginais e

trevos.

No entanto, mais do que a construção de novos pavimentos, é necessário reabilitar os

existentes, o emprego do concreto de cimento Portland pode ser promissor para a

recuperação da malha viária predominantemente constituída de pavimentos asfálticos.

Uma maneira de se utilizar o pavimento de CCP na recuperação da malha viária de

pavimentos com revestimento de misturas asfálticas consiste na realização do recapeamento

de CCP sobre pavimentos asfálticos, que tem sido empregado nos Estados Unidos da

América (EUA) desde 1918, denominado de Whitetopping (WT), que consiste na

moldagem de uma camada de CCP sobreposto ao concreto asfáltico existente.

BALBO (1999) esclarece que: “O termo na língua inglesa – whitetopping – empregado

tomou como diferencial a cor predominante do CCP que dará lugar à antiga cor presente

em uma superfície com revestimento asfáltico.”

Cabe salientar que o WT tem sido dimensionado empregando-se métodos e critérios

convencionais de pavimentos de CCP, seguindo a teoria convencional para pavimentos de

concreto, assumindo que não exista aderência entre o pavimento asfáltico remanescente e o

de concreto (ARMAGHANI & TU, 1997; MACK et al., 1998).

Na última década a aplicação da técnica do WT evoluiu para a utilização do Whitetopping

ultradelgado (WTUD) que pode ser definido como um pavimento ultradelgado de CCP

sobreposto a uma camada de concreto asfáltico, sendo que a espessura do recobrimento

pode variar de 50 a 100 mm, com juntas pouco espaçadas, segundo BALBO (1999) com

distância inferior a 1,20 m, considerando-se essencial a aderência desta placa ao pavimento

asfáltico subjacente, criando-se assim uma estrutura de pavimento composta pela camada

subjacente de concreto asfáltico (CA) e a camada de CCP.

Objetivo da pesquisa

Face ao entendimento sobre tópicos que necessitam ser melhor pesquisados sobre o WTUD

e que estão abordados no item 1.7 do capítulo 1, pode-se ressaltar que vários autores, tais

como, COLE & MACK (1997), STEIGENBERGER (1998), SALCEDO (1998), BALBO

et al. (1998), ARMAGHANI & TU (1998, 1999), KING (1997), COLE & MACK (1997),

STURM & MORRIS (1998) e BALBO (1999) foram unânimes em sugerir a importância

de maior conhecimento e esclarecimento do fenômeno de aderência entre o WTUD e o CA

do pavimento existente.

Assim sendo, esta pesquisa concentrou seus esforços no estudo do fenômeno de aderência

entre a camada subjacente de CA e a camada sobreposta de CCP, uma das principais

responsáveis pelo sucesso ou insucesso do WTUD, tendo por objetivo:

estudar o fenômeno de aderência, verificando a influência do tratamento entre a interface de

CA e CCP;

1 Trata-se de um projeto de pesquisa, fomentado pela FAPESP, com placas de WTUD instrumentadas.

a) desenvolver um método de ensaio estático para determinação da resistência ao

cisalhamento, analisando o desempenho dos tratamentos efetuados na interface da placa

de CA, verificando as potencialidades do método proposto;

b) por meio de ensaio de dinâmico, avaliar o potencial da perda da aderência na interface

dos corpos-de-prova quando submetidos à um número de ciclos repetidos;

c) comparar os resultados de laboratório com tensões de cisalhamento esperadas para a

interface WTUD-CA, estimadas por meio de teoria adequada.

O desenvolvimento da pesquisa presentemente consolidada nesta tese seguiu a linha de

ensaios laboratoriais. Complementando-se esta linha de pesquisas, o Laboratório de

Mecânica de Pavimentos (LMP-EPUSP) está atualmente avaliando as questões

relacionadas à aderência na interface em campo, em pista experimental construída em via

urbana1

Em laboratório realizou-se a moldagem de corpos-de-prova em placas de 180 x 500 x 50

mm de CA, que foram recobertas com 60 mm de CCP, atendendo os seguintes quesitos e

etapas:

a) moldagem das placas: com a intenção de melhor conhecer a influência de diversos

tratamentos na interface de CA e CCP, moldaram-se as placas, introduzindo

tratamentos diferenciados na superfície da placa de CA, antes da moldagem do concreto

fresco; tais tratamentos foram a fresagem manual, a aplicação de resina epóxica sem

fresagem, a fresagem manual seguida da aplicação de resina epóxica e a fresagem com

fresadora 1000C da Wirtgen, utilizada em fresagem de pavimentos a frio.

b) controle tecnológico dos materiais empregados: como as placas de CA utilizadas

já haviam sido caracterizadas, suas características principais anteriormente

definidas, foram sistematicamente registradas. Diversos ensaios de controle de

materiais empregados foram elaborados conforme descrito no Capítulo 2;

c) ensaios de cisalhamento estático, quando se buscou um método de ensaio

simples, que utilizasse equipamentos disponíveis nos laboratórios nacionais na

área de engenharia civil e oferecesse resultados confiáveis, assim, foi

desenvolvido e proposto um ensaio para determinação da resistência ao

cisalhamento na interface do CCP e CA.

Realizou-se uma série de ensaios e comparou-se os valores obtidos com os

apresentados na literatura existente sobre o assunto.

Os resultados observados variando-se o tipo de tratamento da interface, também

foram analisados, na busca de esclarecimentos sobre a melhoria da aderência

entre CA e CCP.

d) ensaios de carga repetida buscando dirimir dúvidas e responder perguntas sobre o

fenômeno de aderência, tais como:- Ocorre ou não a perda de aderência na

interface do CA e do CCP quando o pavimento é solicitado por aplicação de

cargas repetidas? – Como será que ocorre esse processo? - Inicialmente

pesquisou-se o comportamento de vigotas de CCP aderidas a CA, submetendo-as

à carregamentos cíclicos de tração à flexão e monitorando a posição da linha

neutra, que no caso de perda de aderência se deslocaria. Infelizmente este estudo

não pode ser concluído, conforme apresenta-se no Capítulo 3.

Na seqüência de foram realizados ensaios de cisalhamento direto com carregamento

cíclico, similar ao efetuado para determinação da resistência ao cisalhamento direto

estático, procurando-se observar o comportamento da resistência na interface aderida

do corpo-de-prova, quando solicitado à aplicações repetidas. Tais ensaios foram

realizados no Laboratório de Mecânica de Rochas do Departamento de Engenharia de

Minas da EPUSP (LMR-PMI).

a) Efetuou-se uma avaliação teórica das tensões de cisalhamento em WTUD, partindo-se

da análise de placas quadradas e 1,20 x 1,20 m, utilizando-se o programa de análise

numérica para pavimentos de concreto FEACONS 4.1 SI do Laboratório de Mecânica

dos Pavimentos da Escola Politécnica da Universidade de São Paulo (LMP-EPUSP).

Para melhor orientar o leitor desse trabalho, a descrição dessa pesquisa, bem como

discussão dos resultados e conclusões, está apresentado nos seguintes capítulos:

• Capítulo 1 – Trajetória de uma década da utilização do WTUD: é apresentado um relato

do estado atual de utilização do WTUD, ressaltando pontos importantes e discutindo-os,

além de procurar reunir, na literatura específica, quais tópicos necessitam ser melhor

pesquisados, buscando um embasamento para a importância do tema desenvolvido.

Também é efetuada uma pesquisa sobre o fenômeno da aderência e sobre os principais

ensaios estáticos existentes para determinação da resistência ao cisalhamento

Capítulo 2 – Caracterização dos materiais utilizados e preparação de corpos-de-prova : neste capítulo está reunido tanto a descrição de como foram moldadas as

• placas de CCP sobrepostas à placas de CA, além das características das placas de

concreto asfáltico utilizadas, o controle tecnológico efetuado e seus resultados.

• Capítulo 3 – Estudo experimental da aderência entre o CCP e o CA: é apresentada uma

proposta de ensaio de fácil execução e assimilação pelos laboratórios de engenharia

civil, que conduzisse à valores de resultados plausíveis aos apresentados na literatura

internacional sobre o assunto.

Procurando adentrar na problemática do tema, que se por um lado não deixa dúvidas

sobre importância da aderência entre os dois materiais (CA e CCP), por outro, alerta

para o fato de que essa aderência tende a decrescer quando o pavimento é colocado em

operação e submetido a ciclos de carga, a essa pesquisa foi incorporada a execução de

ensaios dinâmicos, com repetição de aplicações de carga inferiores ao valor estimado de

ruptura ao cisalhamento, objetivando investigar a ocorrência ou não da perda de

aderência entre a camada de CCP e CA, quando submetidas à ação de cargas repetidas.

Este capítulo, além de conter a descrição do procedimento de ensaio tanto estático como

dinâmico, apresenta e discute resultados de ensaios efetuados, variando-se inclusive o

tratamento dado à interface CCP-CA.

Capítulo 4 – neste capítulo é aprofundada a discussão sobre os resultados obtidos nos

estudos experimentais de laboratório à luz das tensões de cisalhamento possíveis em campo

determinadas por meio do emprego de métodos numéricos para a avaliação de tensões em

pavimentos de CCP.

CCAAPPÍÍTTUULLOO 11 - Trajetória de uma década da

utilização do WTUD

1.1 Pavimentos de CCP sobrepostos (Whitetopping)

Nos EUA a técnica de execução de pavimentos de CCP sobrepostos (Whitetopping -WT)

tem sido empregada já há algumas décadas em corredores de tráfego pesado. Segundo

COLE (1997), a espessura mínima que geralmente tem sido empregada é de 125 mm

podendo atingir até 450 mm em aeroportos. ARMAGHANI & TU (1997) e MACK et al.

(1998) afirmaram que as placas de WT são projetadas seguindo-se a teoria convencional

para pavimentos de concreto, ou seja, não é considerada nenhuma aderência entre o

pavimento asfáltico remanescente e o de concreto. COLE et al. (1998) acrescentaram que

as juntas geralmente são espaçadas de 3,7 - 4,0 – 5,5 – 5,8 m e que não são utilizadas

barras de transferência de carga.

McGHEE et al. (1994) e COLE & MACK (1997) afirmam que o primeiro pavimento de

CCP sobreposto a concreto asfáltico executado que se tem notícia é o da South 7th St., Terre

Haute, Indiana, EUA, em 1918, para reforço de pavimento asfáltico em uma via urbana,

com 76 a 101 mm de espessura.

McGHEE et al. (1994) apresentaram um histórico do CCP sobreposto a concreto asfáltico

onde relataram diversos casos de sua utilização. Nesse artigo, afirmaram que a American

Concrete Pavement Association (ACPA) avaliou 18 projetos executados, entre eles o

referente à via US-101 em Orange County, Los Angeles, Califórnia, que se apresentava em

excelentes condições, mesmo após 10 milhões de solicitações do eixo simples de rodas

duplas (ESRD)- eixo padrão - 80 kN.

McGHEE et al. (1994) concluíram que enquanto a execução de CCP sobreposto a concreto

asfáltico é muito recente para se conhecer o seu comportamento, muitos desses pavimentos

estão em serviço há alguns anos, e apresentam excelente desempenho. O argumento para

justificar o fato é que o pavimento asfáltico corresponde a uma base de excelente qualidade

para o recobrimento com pavimento de CCP, pois geralmente a camada asfáltica apresenta

boas características no que tange à uniformidade de suporte para as placas. Segundo esses

autores, há razões para acreditar que o CCP sobreposto a concreto asfáltico se torne uma

alternativa de pavimentação de emprego mais extensivo.

Segundo COLE (1997) e MACK et al. (1998) a utilização dessa técnica cresceu nos

Estados Unidos da América (EUA), de aproximadamente 70 em 1982 para 187 projetos em

1998. COLE et al. (1998) acrescentaram que 156 desses projetos foram construídos com a

utilização de concretos sem adição de fibras, tendo sido aplicado nos mais diversos

segmentos da engenharia de pavimentos, tais como em rodovias, ruas, estradas

rurais, aeroportos e estacionamentos, sendo que cerca de 500 quilometros de CCP sobreposto a

concreto asfáltico estão em serviço em estradas rurais.

GROVE et al. (1993) afirmaram que o CCP sobreposto a concreto asfáltico tem sido utilizado

com sucesso em áreas urbanas. Em Iowa, EUA, aproximadamente 420 km já haviam sido

executados até a data do relato. Os autores ressaltaram que é difícil saber como tratar a

contribuição estrutural da camada remanescente de concreto asfáltico. No caso de existência de

aderência entre os pavimentos, então a estrutura apresentará um comportamento de pavimento

monolítico e deve ser utilizado conceito similar ao do recapeamento de pavimento de CCP

existentes, com camadas desse mesmo material aderidas. Caso contrário, ou seja,

desconsiderando a aderência entre as camadas, a camada de concreto asfáltico deveria ser

considerada como uma base e a espessura do pavimento de CCP não poderia sofrer reduções

relevantes.

Para esses autores, vários projetos apresentaram bom desempenho, mas em sua maioria foram

construídos para rodovias com baixo volume de tráfego, inferior a 1.000 veículos por dia.1

McGHEE et al.(1994) apresentaram uma outra opção de execução do CCP sobreposto a

concreto asfáltico – o WT encaixado (whitetopping inlay), que poderia ser utilizado em

situações onde seria desejável recuperar somente parte da largura do pavimento, por exemplo,

uma faixa, ou quando fatores geométricos não permitissem a utilização do CCP sobreposto

convencional. Segundo relatado pelos autores, o CCP encaixado no pavimento de concreto

asfáltico construído na via I-70 em Kansas na metade de 1980 não foram bem sucedidos.

Conforme comunicação pessoal de Roger Larson a McGHEE et al. (1994), em dezembro de

1993, após 3 anos os dois trechos apresentavam fissuras

1 GROVE et al. (1993) não apresentam maiores especificações sobre o tráfego.

com mais de 3 mm nas juntas, algumas fissuras longitudinais com bombeamento de finos e

fissura de canto1. O Iowa Department of Transportation (Iowa DOT) concluiu que a

ausência de barras de transferência de cargas foi o fator que mais contribuiu para o mal

desempenho do trecho submetido ao tráfego de uma rodovia interestadual.

Para SPEAKMAN & SCOTT III (1996) dois fatores limitariam a utilização do CCP

sobreposto a pavimento com revestimento de concreto asfáltico (whitetopping):

• a necessidade de liberar rapidamente a camada ao tráfego. Para atender a esse quesito

foi empregada a tecnologia dos concretos de liberação rápida (fast track concrete),

atingindo-se em menos de 8 horas até 3 MPa de resistência à tração na flexão (50% da

resistência final) e cerca de 5 MPa em 24 horas.

aumento da espessura final do pavimento, no caso do CCP sobreposto, que em áreas

urbanas acabaria diminuindo o gabarito sob os viadutos, afetando diretamente o encontro

do pavimento e sarjeta.

Esta segunda limitação está sendo resolvida com o desenvolvimento de uma nova técnica

denominada de Whitetopping Ultradelgado (WTUD), ou seja, pavimento de CCP

ultradelgado sobreposto ou encaixado ao CA existente.

1.2 Revestimentos de CCP ultradelgados (Whitetopping Ultradelgado)

1.2.1 Definição do WTUD

Na literatura americana, para autores como SPEAKMAN & SCOTT III (1996) e GEIGER (1998), o WTUD é definido como um processo onde uma camada de

1 “Fissura de canto é uma fissura que intercepta as juntas a uma distância menor ou igual a metade do comprimento da placa em ambos os lados, medida do canto da placa. Por exemplo, em uma placa de 7,5 x 7,5 m, uma fissura interceptando a junta a 2,0 m de um lado e 3 m de outro é considerada fissura de canto.” (ASTM, 1994)

espessura de 50 a 75 mm de concreto de elevada resistência seria moldada de forma

sobreposta ao pavimento de concreto asfáltico previamente fresado. Em artigo do

Transportation Research Record (TRR), os primeiros autores, citados acima, apresentaram

a comparação do WT com o WTUD, no tocante aos seguintes itens: características,

utilização, dosagem do concreto, resistência e considerações adicionais, conforme

indicados no Quadro 1.1.

Para BALBO (1999) o limite de diferenciação entre WT e WTUD seria a espessura do

CCP, ou seja, para espessuras iguais ou inferiores a 100 mm e aderidas ao CA, o pavimento

seria considerado do tipo WTUD.

Em diversos artigos (COLE, 1997; ARMAGHANI & TU, 1997 e 1999; LORD, 1998;

MACK et al., 1998; COLE & MACK, 1998; COLE et al., 1998; SILFWERBRAND, 1998;

BALBO & RODOLFO, 1998; ACPA, 1998; e GUCUNSKI et al., 1999), o WTUD foi

definido como um pavimento de concreto de cimento Portland de elevada resistência e com

ou sem adição de fibras, sobreposto a uma camada de concreto asfáltico com função

estrutural, sendo a espessura do recobrimento de 50 a 100 mm, com juntas pouco espaçadas

(espaçamento menor que o usual em placas de CCP), aderido à camada asfáltica subjacente.

Para a ACPA (1998) o WTUD poderá ser aplicado onde uma espessura significativa de

camada asfáltica exista, ou onde, múltiplas camadas asfálticas superpostas tenham sido

executadas anteriormente.

Quadro 1.1 Comparação entre Whitetopping e Whitetopping Ultradelgado (SPEAKMAN & SCOTT III, 1996)

WT OU PAVIMENTO DE CCP SOBREPOSTO A CA

WHITETOPPING COM CCP DO TIPO DE LIBERAÇÃO RÁPIDA AO TRÁFEGO

WTUD OU PAVIMENTO DE CCP ULTRA-DELGADO SOBREPOSTO A CA

Car

acte

ríst

icas

Espessura de 89 a 254 mm. Dimensionamento similar a do pavimento de concreto convencional

Rápido aumento na resistência à tração na flexão em 8 a 24 horas.

Concreto sobreposto a camada asfáltica previamente fresada, com menos de 102 mm de espessura. Aderência entre as camadas de concreto e asfalto aumenta a resistência.

Uti

lizaç

ão Intersecções,

estacionamento de carros, pista de pouso/decolagem de aeronaves, ruas.

Onde a manutenção causa conflitos operacionais e se necessite liberar rapidamente ao tráfego.

Intersecções, linhas de ônibus, e vias de baixo volume de tráfego. É recomendado para estacionamento de automóveis.

Tra

ço d

o C

oncr

eto

O mesmo dos concreto utilizados em pavimentação convencional.

Dosagem típica: Cimento: 322 kg Areia: 617 kg Brita: 694 kg Água: 120 kg Fibra de polipropileno ou outra pode ser utilizada. Aditivo redutor de água e incorporador de ar pode ser adicionado na razão de 148 ml e 30 ml por centena da massa, respectivamente. Traço fornecido por Iowa Dept. of Transportation para Dundee em Michigan Mistura com abatimento tronco-cônico de 64 mm

Dosagem típica: Cimento: 363 kg Areia Natural: 499 kg Brita (Ø≤ 19 mm): 776 kg Água: 127 kg Ar incorporado: 5% Aditivo redutor de água: 425,2 g/ 45,4 kg de cimento Fibras de Polipropileno: 1,4 kg Traço utilizado nas Ruas North First, Nashiville, TN, em maio de 1992.

Res

istê

ncia

Depende da dosagem do concreto e da construção.

Resistência à tração na flexão com 8 horas de 2,87 MPa e 5,21 MPa dentro de 24 horas

Idade Compressão Tração na Flexão 24 horas 33,07 MPa 4,27 Mpa 28 dias 55,40 MPa 7,99 Mpa

Con

side

raçõ

es a

dici

onai

s

Fresagem da camada asfáltica é opcional. A espessura do concreto pode ser variada para compensar áreas com tráfego pesado. A cura é essencial para a durabilidade. Caso não seja utilizado concreto especial, liberar ao tráfego de carros após 3 dias e de caminhões após 7 dias

Adição de fibras melhora o desempenho para evitar fissuras e resistência ao gelo/degelo.

Adição de fibras, pequeno espaçamento entre juntas, adequada subbase. A serragem das juntas deve iniciar tão logo o concreto fresco suporte carga. Cuidados com a cura são muito importantes devido ao elevado consumo de cimento e rápida hidratação.

No 8th International Symposium on Concrete Roads, ocorrido em Lisboa,

SILFWERBRAND (1998) recomendou que para volume de tráfego médio1 seja utilizada

uma espessura do CCP de elevada resistência sobreposto, de pelo menos 70 mm e para

tráfego pesado de 80 a 90 mm.

Para LORD (1998), pavimentos asfálticos com trilha-de-roda seriam os primeiros

candidatos à utilização do WTUD, desde que não apresentem fissuras interligadas do tipo

“couro de jacaré” ou que estivessem demasiadamente deteriorados.

Outros autores como GEIGER (1998) limitaram a espessura do WTUD de 50 a 75 mm,

sendo o CCP sobreposto ao pavimento de CA, e CHATTIN (1997) limitou em de 90 mm.

Como pode ser observado, há uma nítida tendência na literatura sobre o assunto, de

diferenciarem o WTUD do WT, através da espessura, limitando-se esta em até 100 mm;

por outro lado, alguns autores tais como BALBO et al. (1998), MACK et al. (1998),

COLE et al.(1998) e ACPA (1998) acrescentaram que o WTUD é diferente do WT pois

considera a aderência entre o CCP sobreposto e a camada de CA remanescente, com

pequeno espaçamento entre as juntas. O WTUD foi desenvolvido para baixo volume de

tráfego: ruas residenciais, intersecções de vias para solucionar o problema de trilhas-de-

roda em camadas de CA, pistas de taxiamento de pequenos aeroportos, estacionamentos de

carros, corredores de ônibus municipais, etc. Para os autores, o número de projetos tem

mostrado que o WTUD é uma alternativa evidente para vias com baixo volume de tráfego,

pelo menos na atualidade.

1 O autor não define, neste texto, volume de tráfego médio ou pesado.

1.2.2 Histórico de pavimentos com WTUD

1.2.2.1 Experiência Norte americana

Para examinar a aplicabilidade do CCP sobreposto, com menos de 100 mm de espessura,

sobre camada de CA, foi realizado em Louisville, Kentucky, nos EUA o primeiro projeto

experimental, que teve início em setembro de 1991 (RISSER et al., 1993; e COLE , 1997;

CRAWLEY & PEPER, 1999; ARMAGHANI & TU, 1999 e GUCUNSKI et al., 1999).

MACK et al. (1993) descreveram que no projeto de Louisville – Kentucky – EUA, tiveram

o apoio da Portland Cement Association (PCA) e de outras 40 empresas. O CCP sobreposto

foi construído em um local que apresentava elevado tráfego de caminhões pesados.

Para BALBO et al. (1998) muitos autores convergem para a afirmação de “que esta técnica

tenha sido inicialmente empregada no Estado de Kentucky. No entanto muitos concordam

também que grande parte dessa tecnologia foi desenvolvida no Estado de Iowa.”

O trecho em Louisville foi escolhido por apresentar um elevado número de solicitações

(400 a 600 caminhões/dia à razão de 5,5 dias por semana). O pavimento existente

apresentava um perfil relativamente uniforme com algumas pequenas distorções

superficiais e moderadas trilha-de-roda na camada de concreto asfáltico. Contudo, não

existiam fissuras ou comprometimento estrutural nas seções a serem testadas. Para obter-se

uma espessura uniforme no CCP sobreposto, o pavimento asfáltico foi fresado antes de ser

executado o WTUD. A fresagem deixou a superfície do pavimento asfáltico com superfície

rugosa. Inicialmente, acreditou-se que a espessura da fresagem fosse de

102 mm, contudo, posteriormente encontrou-se menor espessura (RISSER et al., 1993 e

MACK et al., 1993).

O experimento consistiu em duas seções de teste. A primeira seção tinha placas de 89 mm

de espessura, com juntas a cada 1,83m x 1,83m. A segunda seção era de 50 mm com juntas

a cada 1,83m x 1,83m em algumas áreas e 0,61m x 0,61m em outras, como apresentada na

Figura 1.1 (COLE, 1997 e COLE et al., 1998).

Figura 1. 1 Esquema da seção experimental (MACK et al., 1993)

Foi utilizado concreto de elevada resistência com adição de fibras de polipropileno, com

resistência a compressão de 27,59 MPa em 18 horas. Após aproximadamente 3 horas da

concretagem, as juntas das placas de 1,83 x 1,83 m foram serradas em 1/4 da espessura do

WTUD (± 22 mm). Nas placas de 0,61 m, foram serradas juntas com espessura de 25,4 mm

e nenhuma junta foi selada.

Ainda com relação ao WTUD, McGHEE et al.(1994) relataram que durante a construção foram

empregados strain gauges no WTUD, em posições estratégicas. O pavimento foi monitorado

por 13 semanas, sendo que já havia sido solicitado por um tráfego de caminhões de

aproximadamente um ano, e indicações iniciais foram que o pavimento apresentou um

desempenho melhor que o previsto no projeto(COLE, 1997; COLE et al., 1998).

MACK et al. (1993) apresentam um estudo analítico para compreender o desempenho desse

pavimento de concreto de cimento Portland sobreposto ao concreto asfáltico. Investigações

iniciais e estudos teóricos baseados na teoria convencional do concreto (não considerando a

aderência) indicavam que o pavimento deveria se romper após as primeiras solicitações.

Contudo, isto não ocorreu. Após 11 meses de abertura ao tráfego pesado, o pavimento

apresentava comportamento muito melhor que o esperado, sugerindo que o bom desempenho

do pavimento foi devido a existência de aderência entre o CCP sobreposto e a camada asfáltica

remanescente.

Os autores relataram que após 28 dias, sob um número de repetições equivalentes de cerca de

4,3 x 103 eixos-padrão, o WTUD em Louisville apresentava somente alguns pontos rompidos.

Cerca de 6% das placas apresentavam sinais visíveis de ruptura, a maioria concentrada nas

bordas das placas de 1,83 x 1,83 m. Menos de 0,6% do WTUD possuía fissuras transversais.

Uma das placas de 1,83 m possuía uma fissura longitudinal, ocorrida pelo fato de durante a

fresagem haver sido removida, inadvertidamente, toda camada de CA, e o concreto colocado

sobre a base granular.

No entanto, nenhuma ruptura foi notada nas placas com espaçamento de juntas de 0,61x 0,61m

e mesma espessura, mesmo após um ano de abertura ao tráfego, sob um número de repetições

equivalente de 5 x 105 do eixo-padrão.

De acordo com os autores já citados, as fissuras de canto ocorridas nas placas de 1,83m

seriam resultantes de dois fatores:

• empenamento das bordas devido a diferença de temperatura entre o topo e a base da

placa, conforme apresentado na Figura 1.2, e a diferença de umidade entre o topo e a

base que induzem a fissuração de canto (vide Figura 1.3).

Figura 1. 1 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de temperatura entre o

topo e a base

Figura 1. 2 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de umidade entre o topo

e a base

• a elevada deflexão nas bordas.

Os autores afirmaram que a ocorrência da elevada deflexão combinada com a variação de

temperatura e diferença umidade entre o topo e a base da placa

úmido

úmido

seco

seco

topo da placa mais úmido que a base o inverso

sol

dia frio

frio

dia quente

contribuíram para a perda de aderência entre o pavimento de concreto asfáltico

remanescente e o WTUD.

Analisando o projeto de Kentucky e seu desempenho, RISSER (1993), MACK et al.

(1993) e COLE et al. (1998) acrescentaram que o espaçamento entre juntas influenciaria

o aparecimento de fissuras de borda, pois em pavimentos com 50 mm de espessura, com

juntas de 0,61m, ocorreram menos fissuras que em juntas espaçadas de 1,83m.

Ainda em relação a esse pavimento, BALBO et al. (1998) reforçaram, através de

análises numéricas realizadas com programas de modelagem por elementos finitos, que

uma possível condição de não aderida seria drástica para o desempenho do pavimento,

uma vez que tensões muito elevadas solicitariam o concreto.

De acordo com COLE et al. (1998), desde o projeto de Louisville mais de 100 projetos

de WTUD foram construídos nos EUA. A ACPA (1998) afirmou que cerca de um

milhão de metros quadrados foram executados nos EUA, apresentando bom

desempenho sob a solicitação de tráfego leve, como ruas de bairros residenciais.

CHATTIN (1995) acrescentou que na cidade de Leawood, Kansas, foi realizado o

recobrimento com WTUD da rua 119th, que havia sido construída em 1987. Sob uma

solicitação de 22.000 veículos por dia, e um crescimento estimado para 35.000 em

2014, onde 230 mm de pavimento de concreto asfáltico foram recobertos com 50 mm

de WTUD. Neste projeto foram utilizadas placas de 0,91 m x 0,91 m e de 1,22 m x 1,22

m e concreto com adição de fibras de polipropileno. O projeto foi monitorado pelo

Kansas Department of Transportation por um período de cinco anos, utilizando

medições de deflexões com o FWD. (Falling Weight Deflectometer)1, e extração

1 F.W.D. (Falling Weight Deflectometer) – A avaliação estrutural através de ensaios não destrutivos (NDT) desempenha um importante papel na pavimentação rodoviária, através de medidas de deflexão na superfície do pavimento, para avaliação do pavimento. O FWD é um equipamento de deflexão por impacto.

superfície do pavimento, para avaliação do pavimento. O FWD é um equipamento de deflexão por impacto.

corpos-de-prova para determinação da perda de aderência entre o pavimento asfáltico

remanescente e o CCP sobreposto.

Neste experimento, também relatado por COLE et al. (1998) e MCFEELY (1997), que

inclusive consideraram o experimento bem sucedido, as placas de 0,91m de dimensão por 50

mm de espessura, teriam apresentado melhor desempenho que as placas de 1,22m por 50 mm,

reforçando, mais uma vez, o conceito já verificado no experimento de Louisville, de que o

pequeno espaçamento entre as juntas reduziria o momento fletor, além de reduzir a retração.

SPEAKMAN & SCOTT III (1996) apresentaram relatos de WTUD executados com a

utilização de concretos de cimento Portland reforçados com fibras de polipropileno. Os autores

relataram que o primeiro teste de Tennessee ocorreu em Nashville em maio de 1992, localizado

na interseção da Woodland Street e North First Street.

O CA foi fresado e recoberto com CCP com adição de fibras de polipropileno e fator

água/cimento de 0,35, apresentando resistência à compressão de 20,67 MPa com 24 horas (ver

Quadro 1.1).

Os recobrimentos que possuiam espessuras médias de 63 a 75 mm e moldados em uma faixa de

9,15 x 30,5 m foram realizados em um dia. Após quatro anos, sob um número de solicitação

equivalente de 4 x 106, o pavimento ainda apresentava boa serventia, com pequenas fissuras.

Os autores também relataram a cerca de pavimentos executados em Chattanooga, Knoxville,

Maryville, McMinnville, Athens e Cheveland (vide Quadro 1.2) e concluíram que o WTUD

poderia ser utilizado em intersecções urbanas, para reabilitar

pavimentos asfálticos, eliminando-se trilhas-de-roda e melhorando a resistência à

derrapagem.

A ACPA (1998) ressaltou algumas experiências da utilização do WTUD, em que os

pavimentos foram instrumentados com strain gages, com a finalidade de medir o efeito do

carregamento. Foram tais experimentos:

• em Lousville, Kentucky, executado em 1991, conforme indicado no Quadro 1.2 e

descrito anteriormente;

• em área de Denver, Colorado, oeste de Santa Fé, rodovia Frontage, região 6, executado

em 1996, com e sem fresagem (ver Quadro 1.2), tendo sido utilizado concreto com

adição de fibras;

• em área de Denver, Colorado, rodovia estadual 119, próximo a Longmont, região 4,

executado em 1996, (ver Quadro 1.2), sendo que foi utilizado concreto com adição de

fibras;

• em área do sudeste da US 287, Colorado, executado em 1996, (ver Quadro 1.2), sendo

que foi utilizado concreto com adição de fibras;

• em Iowa Highway 21, Iowa, entre Victor e Belle Plaine, construída em junho-julho/94,

sem fresagem (ver Quadro 1.2);

em St. Louis, de Missouri, no aeroporto " Spirit of St. Louis Airport" tendo sido executado

o WTUD no pátio de manobras de aeronaves, com um movimento de 500 a 600 aeronaves

por dia, com carga de mais de 5700 kN. Este pavimento foi instrumentado e o Construction

Tecnology Laboratories (CTL) monitorou o desempenho do WTUD sob tensões de

carregamento e de temperatura (ACPA, 1998);

ARMAGHANI & TU (1997, 1999) relataram sobre três trechos experimentais executados

em Gainesville, na Flórida que apresentaram bom desempenho e cujas características

principais são indicadas no Quadro 1.2., levando o Flórida Department of Transportation

(FDOT) a implementar o primeiro projeto de WTUD para reabilitação de pavimentos que

apresentavam trilhas-de-roda, na balança de caminhões em Ellaville – Interstate 10 no

norte da Flórida. A novidade que os autores trouxeram é a aplicação do crack relief layer

(CRL), que consistiria em um tratamento da superfície asfáltica com aplicação de asfalto e

agregado (similar a um tratamento simples), com a finalidade de prevenir reflexão de

trincas, após a fresagem, além de lavagem da superfície, o que melhoraria a aderência entre

as camadas, que segundo os autores, seria fundamental para o bom desempenho do WTUD.

Os autores salientaram que a resistência ao cisalhamento deveria ser de pelo menos 1,40

MPa na interface aderida, se determinada pelo método de ensaio de Iowa.

Esses mesmos autores apresentaram no 8th International Symphosium on Concrete Roads

(1998) relato sobre a aplicação do WTUD na Interstate 10 (I-10), no norte da Flórida, cujas

características principais são indicadas no Quadro 1.2.

A superfície asfáltica do pavimento asfáltico foi fresada, lavada e aplicaram o tratamento

simples. Todas as juntas da seção leste foram seladas utilizando-se selante à base de

silicone. A maioria das juntas a oeste não foram seladas. Os autores relataram que o fato

das juntas terem sido seladas ou não, não representou diferenças no desempenho do

WTUD.

52

Neste experimento da Califórnia, os critérios para aceitação do pavimento foram três:

• resistência à compressão do CCP em 24 horas e 28 dias de 17,5 MPa e 40 MPa,

respectivamente;

• resistência ao cisalhamento da interface aderida de pelo menos 1,4 MPa e;

• trafegabilidade com medição do Índice de Irregularidade Internacional limitado em 110

mm/km.

ARMAGHANI & TU (1999) acrescentaram que o pavimento foi monitorado e seis meses

depois, repetiu-se o ensaio para medir a deflexão com a utilização do FWD, sendo que a

medida resultou 56% menor que a medida do pavimento asfáltico original, indicando que o

pavimento ainda apresentava comportamento monolítico, com as duas camadas aderidas e

suporte ao carregamento atendendo ao elevado volume de tráfego de caminhões pesados.

MCCOMB & LARSON (1998) apresentaram o programa Applied Research and Tecnology

onde relataram que em Iowa estavam pesquisando sobre o WTUD na I-21, próximo a Belle

Plaine, em um projeto de cooperação entre o Iowa DOT e Iowa State University. O trecho

era de aproximadamente 13,3 km de extensão. O pavimento asfáltico que seria recoberto

foi construído em 1961 e era composto de cerca de 90 mm de revestimento asfáltico sobre

uma base tratada com cimento de 178 mm e uma subbase granular de 152 mm. A pista

possuía 7,32 m de largura e o acostamento 2,75 m. A pista seria instrumentada e

monitorada pelo Iowa State University durante cinco anos. Seriam construídas vinte e seis

seções experimentais de CCP simples, com espessuras de: 50 mm, 100 mm, 150 mm e 200

mm; com barras e sem barras de transferência.

53

Com base na literatura relatada, é possível concluir que para o sucesso do WTUD é

essencial que haja boa aderência entre o CA remanescente e o CCP, o que geralmente é

obtido pela fresagem e limpeza da superfície asfáltica. Também é observado que as

dimensões das placas são fatores importantes a serem considerados, visto serem

ressponsáveis por diferentes tensões no WTUD. Sem dúvida, o tipo de concreto

empregado influi diretamente na tensão admissível do pavimento, assim como a

espessura da camada asfáltica remanescente, uma vez que esta camada, enquanto

aderida, contribui solidariamente para resistir aos esforços de tração oriundos da flexão

na placa, aos quais o pavimento é submetido.

Também pode-se entender que o fenômeno de empenamento das bordas das placas,

introduza um foco de tensões que somado às solicitações de carga a que o pavimento é

submetido, possa conduzir à perda de aderência entre as placas de CCP e o CA, que

tende a aumentar, sobretudo pela penetração de material estranho, devido a não selagem

das juntas, material este que vai contribuir para introduzir esforços que levam ao

aparecimento de fissuras de canto, tão citadas pelos autores em diversos experimentos

com o WTUD.

1.2.2.2 Experiência Sueca

SILFWERBRAND (1997) relata que em 1993, uma extensão de 375 m de WTUD foi

executado na Rodovia Nacional Sueca, localizada 50 km ao norte de Estocolmo. Em

1987, o volume médio diário era de 2700 veículos, nos dois sentidos. Em 1993,

diminuiu para 2400, sendo que a carga de eixo de projeto era de 100 kN.

Sobre o pavimento asfáltico fresado foi executada uma camada de CCP com adição de

fibras de polipropileno, com espessura de 70 a 90 mm. A resistência à compressão era

cerca de 80 MPa. O pavimento foi executado sem juntas, com exceção de 6 ou 7 juntas.

54

Em 1997 existia uma fissura longitudinal ao longo da metade da seção e várias fissuras

largas, transversais. A extração de corpos-de-prova permitiu detectar que a espessura da

camada asfáltica remanescente era muito fina ou até ausente. O autor atribuiu o mau

desempenho do WTUD à presença de tráfego pesado, espessura pequena da camada

asfáltica remanescente e grande espaçamento entre as juntas.

NODA et al. (1998) apresentaram um relato sobre o histórico do WT e WTUD e

comentaram a experiência de Silfwerbrand, na Suécia, onde foi executado um

pavimento de CCP com placas de 70 mm e várias juntas espaçadas de 1,25 a 3,5 m, que

apresentou bom desempenho, mesmo após um elevado volume de tráfego pesado. Os

autores ressaltaram que o pavimento de CA foi fresado para melhorar a aderência ao

pavimento de CCP sobreposto, com pequeno espaçamento das juntas e espessura do

concreto menor que 100mm, sem a utilização de barras de transferência, justificando o

bom desempenho como sendo conseqüência da aderência entre a camada remanescente

de CA e o CCP sobreposto.

1.2.2.3 Experiência Mexicana

SALCEDO (1998) relatou que a primeira experiência com a aplicação do WTUD no

México foi em 1993. Posteriormente, mais de 600.000 m2 de pavimentos asfálticos

deteriorados foram reabilitados com WTUD, observando que:

• A espessura da maioria dos projetos estava compreendida entre 63 e 83 mm;

• Foi utilizado concreto de elevada resistência sem adição de fibras na maioria dos

projetos;

Somente em um projeto a camada asfáltica foi fresada antes de ser executado o

recobrimento;

55

• Todos os projetos foram para tráfego urbano, sendo que recentemente estariam

aplicando para tráfego leve a médio. Até 1996, nenhum projeto de WTUD, no

México, tinha sido submetido à tráfego pesado e pretendiam determinar o máximo

estado de tensão de maneira a estimar o seu período de vida sob aplicações de

cargas repetidas.

As principais características do pavimento executado para tráfego pesado em agosto de

1996 são indicadas no Quadro 1.2, cabendo ressaltar que o pavimento foi construído

conforme as práticas correntes no EUA e Suécia, exceto que a superfície não foi fresada

pelo fato do agregado da camada asfáltica estar suficientemente exposto, e por esta

razão, acreditava-se que apresentasse boa aderência. Neste projeto também tomaram o

cuidado de lavar a superfície com água e detergente para remoção do resíduos de óleo.

As juntas não foram seladas.

O autor relatou, ainda, que após um ano foram extraídos (por broqueamento) dois

corpos-de-prova e observou-se excelente condição de aderência entre o CCP e o CA.

Também observou uma tendência das placas de seção retangular apresentarem fissuras,

enquanto que as quadradas não.

1.2.2.4 Experiência Brasileira

A primeira experiência da aplicação de pavimento tipo WTUD encaixado (inlay) em

rodovia foi realizado na SP – próximo ao quilômetro 156 da Rodovia Castelo Branco,

na faixa da direita da pista sentido interior-capital. O trecho experimental possuía 546m

com 3,30 m de largura. Este trecho foi subdividido em dois sub-trechos denominados de

T1 e T2, com espessuras de 80 e 100 mm, respectivamente. (BALBO, 1999).

56

Foram executadas placas de 0,80 x 0,80 mm e 1,20 x 1,20 mm, com espessuras de 80 a

100 mm. Esta experiência sob o ponto de vista de desempenho do CCP encaixado não

foi bem sucedida. Segundo BALBO (1999) poder-se-ia observar quão importante é a

aderência concreto/asfalto e a necessidade de selagem de juntas.

As experiências relatadas reforçam principalmente três pontos para a questão do

desempenho do WTUD:

1. a importância da aderência entre o CCP sobreposto e a camada de CA remanescente,

salientando procedimento para melhoria desta e cuidados para que não ocorra a

perda, quando da utilização do pavimento;

2. espaçamento entre as juntas e;

3. espessura da camada de CA remanescente.

BALBO (1999), que desenvolveu um trabalho de pesquisa para análise de desempenho

deste primeiro experimento de campo no estado de São Paulo, afirma que as metas de

dosagem do CCP estabelecidas foram atingidas, sendo que o processo de deterioração

das placas de concreto se deu por ruptura à fadiga, com aparecimento de fissuras de

canto.

Ainda, de acordo com BALBO (1999), no trecho 2, que apresentou índices de

fissuração de 10% após 3 meses de abertura ao tráfego, ocorreu a perda de aderência,

embora não tenha conseguido estabelecer quando e como esse fenômeno ocorreu.

1.2.2.5 Experiência Francesa

Os franceses que também vêm se preocupando com a aderência entre o pavimento

asfáltico remanescente e o CCP, apresentaram uma adaptação do WTUD, a qual

57

denominaram Concreto de Cimento Portland Ultradelgado Aderido – Very thin bonded

cement concrete (VTBCC) (CHAMBON et al., 1998).

A espessura do VTBCC é da ordem de 40 a 100 mm, atendendo as normas francesas,

tais como, carga legal de 127 kN/ESRD, baixo nível de ruído, etc.; apresentando boa

aderência entre as camadas, juntas com pequena abertura; oferecendo uma estética de

um pano único.

Os autores relataram que a primeira aplicação do VTBCC foi em 11 de dezembro de

1996, próximo a Paris – França e depois em Aire des Châtaigniers, conforme

especificado no Quadro 1.3.

Quadro 1.1 – Pavimentos tipo VTBCC executados na França (CHAMBON et al., 1998).

Local Data Dimensão da

Placa (m2)

Espessura

(mm)

Juntas (mm)

3,50 x 25,0 40 0,87 x 0,87 Próximo a Paris – França 11/12/96

3,50 x 25,0 50 1,17 x 1,17

Motorway A 6 – Aire des Châtaigniers 26/11/97 3,75 x 100 40 a 80 -

A execução é similar a do WTUD e salientaram que um dos fatores para que o VTBCC

funcionasse seria a boa aderência entre a camada de CA remanescente e a de CCP.

1.3 Novas tecnologias – Modificações do WTUD

Achou-se conveniente separar essas modificações introduzidas no WTUD, como uma

maneira de ressaltá-las neste relato.

O fato da aderência entre o CCP e o CA no WTUD ser tão relevante está conduzindo a evolução dessa

técnica a procurar maneiras de melhorar o seu efeito, procurando-se aliá-la também ao WT, o que leva a

uma diminuição da sua espessura usual.

58

Para COLE & MACK (1998) e COLE et al. (1998) seria tão importante a aderência

para o sucesso da utilização do WTUD, que eles apresentaram uma nova tecnologia

denominada de thin composite whitetopping (TCW), que poderia ser definido como um

CCP sobreposto aderido, intencionalmente, à camada de CA, para criar uma seção de

pavimento conjunto (CCP e CA), com espessuras de 100 a 175 mm, ou seja, a estrutura

do pavimento passaria a ter com espessura maior que a usual do WTUD e menor que a

do WT convencional para atender tráfego pesado. As juntas seriam espaçadas a curto

intervalo para reduzir tensões no concreto sobreposto.

Os autores relataram que três experimentos desse tipo de pavimento foram construídos

para elevado volume de tráfego nas rodovias interestaduais I-495 próximo a Boston,

Massachusetts, I-20 próximo a Bolton, Mississippi e I-94 próximo a Otsego, Minnesota,

como parte do programa de avaliação do MnROAD de pavimento.

Segundo os autores, o bom desempenho deste pavimento se justificaria pelo fato da

aderência entre as camadas, enquanto que no WT convencional não existia esta

aderência.

1.4 Desempenho do WTUD

1.4.1 Conceitos Fundamentais

COLE (1997), MACK et al. (1998) e COLE & MACK (1998) recomendaram que o

WTUD com espessura entre 50 e 90 mm seriam empregados em locais com baixo

volume de tráfego, ruas de áreas urbanas residenciais e pátios para estacionamento de

veículos leves.

Essa técnica de reforço é recomendada quando ocorre desgaste, corrugações superficiais

ou presença de trilhas-de-roda (HAWBAKER, 1996). No entanto, a ACPA (1996)

59

ressaltou que superfícies com presença de fissuras do tipo “couro de jacaré” severas ou

no caso em que exista degradação da base do pavimento, não devem ser reabilitadas

utilizando-se o WTUD.

Para COLE & MACK (1998), MACK et al. (1998) e COLE et al. (1998) os fatores a

seguir são a chave para o bom desempenho do WTUD.

a) A aderência entre o CCP sobreposto e a camada asfáltica remanescente; segundo

BALBO (1999) esta questão é crucial. A ACPA (1998) mostrou que a existência de

uma seção monolítica, leva ao rebaixamento da linha neutra e a uma tensão no topo

da placa bastante reduzida;

b) pequeno espaçamento das juntas; além de reduzir o carregamento de veículos e

consequentemente, o momento fletor, também minora o efeito de empenamento das

placas. Os autores observaram que o surgimento de fissuras se dá

predominantemente na primeira e na última placa de uma faixa, sendo esse defeito

atribuído ao impacto do carregamento dos veículos na passagem da junção do

pavimento asfáltico para o de CCP, principalmente quando a junção não for bem

executada e nivelada e ocorrer falta de aderência entre a placa e a camada asfáltica

remanescente;

c) concretos de elevada resistência; estes CCP seriam mais empregados que os usuais.

Segundo a ACPA (1998), o concreto deveria apresentar resistência à compressão de

pelo menos 20 MPa em 24 horas, ao que BALBO & RODOLFO (1998)

acrescentaram que deve apresentar ganho acelerado de resistência para liberação ao

tráfego, não se podendo, segundo LORD (1998) colocou, descuidar-se em relação à

cura do concreto.

60

Ainda sobre esse ponto de vista, BALBO et al. (1998) ressaltaram que para que o

WTUD seja competitivo, antes de mais nada, não pode causar perturbações

significativas à operação do tráfego, seja urbano ou rodoviário. A camada de reforço em

CCP deverá ser liberada com a maior brevidade possível ao tráfego, de tal modo que

possa apresentar vantagem, nesse sentido, semelhante ao reforço tradicional.

No que diz respeito à cura, pelo fato de se utilizar, geralmente, traços ricos em cimento,

deve-se evitar de executá-los em dias ensolarados e ou chuvosos, procurando-se

concretá-los nas primeiras horas do dia, redobrando-se os cuidados na cura das

primeiras horas e protegê-los da incidência do sol, pelo menos durante 48 horas.

a) espessura apropriada da camada asfáltica remanescente; de acordo com a ACPA (1998)

a camada asfáltica proporcionaria uma camada de suporte resistente e não erodível para

a placa de concreto. Também sugeriu que se utilizasse uma espessura maior na

transição para o pavimento asfáltico, conforme Figura 1.4.

Figura 1. 1 Transição entre o WTUD e a camada asfáltica adjacente (ACPA, 1998)

ARMAGHANI & TU (1999) afirmaram que parâmetros de projeto tais como espessura da

camada de WTUD, espaçamento das juntas, espessura da camada asfáltica

w CCP h h’

Asfalto

placas de aproximadamente 2 m. h’= h + 75 mm, mínimo de 150 mm

61

remanescente, condições de suporte da base, aderência entre a camada asfáltica e de CCP,

são muito importantes para o desempenho e longevidade do WTUD.

Quanto à espessura da camada remanescente de CA pode-se concluir que a sua importância

está ligada ao fato da estrutura de CCP aderido ao concreto asfáltico contribuir

significativamente para reduzir as tensões de flexão na placa de WTUD.

Quanto à vida de serviço do WTUD, segundo SPEAKMAN & SCOTT III (1997) seria de 8

a 12 anos. Para McGHEE et al. (1994), MCFEELY (1997) e SALCEDO (1998) já estaria

na faixa de 10 a 15 anos. O que leva a considerar o WTUD, uma solução para um período

de vida de 10 anos. A dificuldade no entendimento desses relatos técnicos reside no fato de

que quando é citado um tipo de tráfego, por exemplo “tráfego leve”, não fica claro o que

isto significa em termos do número de solicitação e de anos.

1.4.2 Aderência entre o WTUD e o pavimento asfáltico remanescente

No CCP sobreposto, as fissuras ocorrem quando a tensão no concreto excede à tensão de

ruptura, sendo tais tensões causadas tanto pelas cargas dos veículos como também pelas

condições do meio ambiente (ACPA, 1998).

Vários autores, entre eles GROVE et al. (1992), RISSER et al., (1993), MACK et al.

(1993), HAWBAKER (1996) e BALBO (1999), tem sido unânimes em afirmar que a

aderência entre a camada de pavimento asfáltico remanescente, que não apresente

condições de fissuração severa, e o pavimento de concreto de cimento Portland é

fundamental.

A aderência pode ser obtida aumentando-se a superfície de agregados expostos e isso é

conseguido através da fresagem da camada asfáltica remanescente, limpeza e remoção

62

do material solto, que segundo HAWBAKER (1996), é o tratamento da superfície que

melhor aderência produz, ou seja, que atende às condições de desempenho monolítico da

estrutura do pavimento.

É importante que a superfície fresada seja devidamente limpa, inclusive com jato de ar ou

água, para que na concretagem seja criada aderência entre as duas camadas.

ARMAGHANI & TU (1999) salientaram que a fresagem além de remover a trilha-de-roda,

remove o óleo da superfície asfáltica e produz uma superfície com textura adequada. Esses

autores recomendaram que a profundidade da fresagem deve ser de no mínimo 20 mm.

Para STEIGENBERGER (1998) o aumento da aderência é obtido quando a fresagem do

asfalto produz sulcos com largura e profundidade suficientes para acomodar o agregado

graúdo do concreto. BALBO (1999) relatou que esses sulcos deveriam ter no mínimo

largura e profundidade de 8 mm, ou seja, ao invés de se executar a fresagem, executar-se-

ia o grooving.

Cabe comentar que embora se consiga aumentar a aderência entre as camadas, a dificuldade

em se realizar esta técnica, reside no fato de ainda não existir esse equipamento disponível,

no Brasil, e mesmo que esse problema fosse contornado, restaria ainda incutir a cultura de

utilização desse equipamento, uma vez que as empresas que atuam nesse ramo possuem as

fresadoras à frio. Por estas razões, julgou-se que no momento não seria tão importante

utilizar-se desse tipo de tratamento superficial na pesquisa.

SALCEDO (1998) considerou o jateamento de ar e lavagem com água ao invés da

fresagem da superfície asfáltica, uma boa prática para promover aderência entre as

63

camadas, quando os agregados da camada asfáltica estiverem expostos superficialmente.

BALBO et al. (1998) apresentaram análises numéricas realizadas com programa de

modelagem por elementos finitos para verificação da possível contribuição da aderência.

Os autores mostraram que a condição não aderida; no caso de placas finas de WTUD, seria

drástica para o desempenho do pavimento, pois as placas de CCP estariam submetidas à

tensões extremamente elevadas que as levariam a ruptura.

NISHIZAWA et al. (1999) também apresentaram uma análise numérica realizada com

programas de modelagem por elementos finitos para estudo do comportamento mecânico

do pavimento composto e afirmaram que a separação entre as camadas ocorreria se a

resistência à aderência na interface fosse baixa.

DELATTE Jr. (1999) apresentou um trabalho sobre a tensão na interface e a tensão de

aderência em camadas sobrepostas de CCP. Embora o seu estudo tratasse de recobrimento

com CCP sobre camada existente de CCP e utilizasse um concreto com adição de

polímeros, demonstrou-se que a tensão de aderência na interface diminuia com a

diminuiação da espessura da camada sobreposta.

1.4.3 Espaçamento entre as juntas – posicionamento de juntas serradas

A ACPA (1998) recomendou espaçamento de 12 a 15 vezes a espessura da placa e uma

profundidade de serragem das juntas de pelo menos 1/3 da espessura da placa. Para COLE

& MACK (1998), o pequeno espaçamento entre as juntas reduziria o momento da carga

aplicada e minimizaria a tensão devido ao empenamento de 25 a 50%. Para os autores, o

espaçamento das juntas para um bom desempenho do WTUD deveria ser de 0,60 a 1,50 m.

Para LORD (1997) não seria geralmente necessário o emprego de

64

selantes nas juntas, e segundo a ACPA (1998) dispensar-se-ia a utilização de barras de

transferência ou de ligação.

COLE (1997), MACK et al. (1998) e COLE & MACK (1998) compartilharam da

opinião de que o espaçamento entre as juntas teria efeito significativo no aparecimento

de fissuras de canto, justificando essa afirmação relatando que trechos de pavimentos

com juntas espaçadas de 0,61m apresentaram menor fissuração que trechos com juntas

espaçadas de 1,83m, em WTUD com espessura de 50mm.

SILFWERBRAND (1997) e COLE et al. (1998) recomendaram que as juntas fossem

espaçadas de no máximo 1,50m e ressaltaram que a experiência norte americana

recomenda que seja de 12 a 15 vezes a espessura da placa, em ambas as direções.

DIXON (1998) recomendou que o espaçamento entre as juntas fosse de 0,61 a 1,22 m.

Já SILFWERBRAND (1998) recomendou que a razão entre o espaçamento das juntas e

a espessura do WTUD fosse menor que 20.

ARMAGHANI & TU (1997) recomendaram para espessura de WTUD de 75 a 100 mm,

que o espaçamento de junta fosse de 1,22 a 1,83m e para 50 mm de espessura,

espaçamento entre juntas menor que 1,22 m, pois o pequeno espaçamento entre juntas

minimiza o empenamento nas placas. Em 1999, os autores acrescentaram que,

observando-se o experimento de Ellaville, espaçamentos de juntas de 1,20m e de 1,60m

apresentaram o mesmo desempenho.

SPEAKMAN & SCOTT III (1997) recomendaram que o intervalo do espaçamento

entre as juntas fosse de 0,3m para cada 25mm de espessura do CCP. Segundo os

autores, pavimentos com 50mm necessitariam de juntas espaçadas de 0,61 m; no

entanto, a espessura de 50 mm não é suficiente para a maioria das aplicações e o

pequeno espaçamento entre as juntas é muito dispendioso.

65

STEIGENBERGER (1998) afirmou que para CCP com espessura de 100 mm sobre uma

camada de mistura asfáltica remanescente de 120 a 150 mm, a distância entre as juntas não

deveria exceder 1,20 m. MACK et al. (1997), STURM & MORRIS (1998), BALBO et al.

(1998) e BALBO (1999) compartilharam da mesma opinião, observando que a utilização

de espaçamentos superiores a este são possíveis desde que se utilize concretos com

resistência bastante elevadas.

A profundidade da abertura da junta, segundo ARMAGHANI & TU (1999), deveria ser de

3 a 5 mm, requerendo apenas uma passada da serra. Já nas juntas transversais entre duas

seções adjacentes, a profundidade do corte deveria ser igual a da espessura da placa, de

maneira a separá-las.

Para BALBO (1999), espaçamento menores entre as juntas, ocasionariam decréscimos de

tensões de tração na flexão nos WTUD, implicando em um melhor desempenho das

camadas, o que seria desejável sob o ponto de vista de resistência do concreto.

O exposto leva a concluir que é melhor o desempenho de placas quadradas, sendo 1,20m

um valor recomendável, considerando-se o custo da serragem das placas, o efeito de

empenamento, aparecimento de fissuras de canto e momentos de carga aplicada.

1.4.4 Espessura apropriada da camada asfáltica remanescente

HAWBACKER (1996), ACPA (1996), SPEAKMAN & SCOTT III (1997), ARMAGHANI

& TU (1997), COLE & MACK (1998) e COLE et al. (1998) compartilham da opinião de

que a espessura mínima da camada asfáltica após a fresagem seja superior a 75mm.

ARMAGHANI & TU (1999) recomendaram que a espessura fosse de 50 a 75 mm, para

prevenir deterioração e danos estruturais na camada da base e assegurar uma boa

66

aderência entre a camada asfáltica e de CCP. No entanto, relataram que no experimento

de Ellaville, os locais onde existiam apenas 32 mm de espessura da camada asfáltica,

não apresentaram nenhuma fissuração precoce, alargando o horizonte de aplicação do

WTUD na Flórida, uma vez que as camadas asfálticas são relativamente delgadas se

comparadas aos demais estados do norte dos EUA.

KING (1997) salientou que a ACPA e a National Ready Mixed Concrete Association

recomendaram uma espessura mínima de 75 mm de camada asfáltica remanescente. O

autor contudo relatou sobre o bom desempenho do WTUD para manutenção e reforço

de um pavimento de concreto asfáltico na rampa D do trevo da “U.S. Route 22”e a

“Interstate 83”, na cidade de Dauphin, em que o CCP sobreposto foi aplicado sobre

espessuras mínimas de 38,1 mm de camada de CA, alertando que dever-se-ia dar maior

atenção na seleção de trechos, às condições do pavimento existente.

BALBO et al. (1998) também são da mesma opinião, concluindo em seu relato que os

revestimentos asfálticos a serem recobertos com placas de CCP não deveriam apresentar

condições de fissuração severa (fissuras de classe 2 ou 3) por não possibilitarem que a

estrutura trabalhe como um pavimento composto. Os autores fixaram a espessura da

camada remanescente em no mínimo 70 mm, de maneira que a linha neutra se desloque

do centro para a parte inferior do WTUD, havendo, portanto, uma contribuição aos

esforços de tração, por parte da camada asfáltica. BALBO (1999) reforçou que o

material encontrado na camada de CA deveria estar supostamente íntegro

estruturalmente, sem presença de fissuras interligadas.

SILFWERBRAND (1997; 1998) recomendou 150 mm de camada asfáltica

remanescente para uma camada de CCP sobreposto de 70 mm. Ele observou que a

fresagem geralmente possuia profundidade de 20 mm. Caso a espessura do asfalto fosse

67

menor que 150 mm, dever-se-ia executar uma camada de asfalto de maneira a garantir essa

espessura.

ARMAGHANI & TU (1997) alertaram para a importância da base na escolha da opção

para reforço do pavimento com WTUD. Também chamaram a atenção para os cuidados na

escolha do material, da mistura do CCP e suas respectivas técnicas de construção;

utilização de concretos de alto desempenho, serragem das juntas e utilização ou não de

selantes nas juntas. Os autores resumiram em dois os fatores responsáveis pelo desempenho

do WTUD: aderência entre o CCP e camada de mistura asfáltica e a condição estrutural da

camada subjacente à da mistura asfáltica. Relataram que na Flórida – EUA uma camada

asfáltica remanescente de 38 mm apresentou bom desempenho. Cabe aqui ressaltar que

abaixo dessa camada havia 150 mm de CCP e 163 mm de camada de areia e calcário.

Em 1998 e 1999, os mesmos autores recomendaram a espessura de 50 a 75 mm de camada

asfáltica após a fresagem.

STEIGENBERGER (1998) recomendou uma espessura mínima da camada asfáltica

remanescente de 120 mm. SILFWERBRAND (1998) salientou que revestimento de WTUD

com espessura de 70 mm ou menos, as juntas não deveriam exceder espaçamento de 1,50

m, de maneira a prevenir o aparecimento de fissura de canto.

Já STURM & MORRIS (1998) relataram que na experiência em Ontario, seções com

menos de 75 mm de asfalto remanescente apresentaram bom desempenho

No Quadro 1.4 está apresentado o resumo dos principais pontos abordados pelos autores

citados nesse levantamento bibliográfico e que são de interesse para essa pesquisa.

68

É importante salientar que não basta a espessura remanescente dessa camada, que a

maioria dos autores localizam no patamar de 75 mm, mas principalmente, as condições

em que ela se apresenta, sendo recomendável que os defeitos apresentados sejam de

trilha-de-roda ou fissuras de classe 1. Essas recomendações criam um entrave à

aplicação do WTUD em pavimentos urbanos no atual cenário das vias de grandes

centros, pois dificilmente se conseguirá contemplar a espessura remanescente da

camada asfáltica e a existência somente de fissuras da classe 1.

Cabe ressaltar que a aplicação dessa técnica em pavimentos urbanos na cidade de São

Paulo não conseguirá quase nunca atender a essa recomendação de camada asfáltica

remanescente de pelo menos 75 mm. Contudo, existem experiências como a relatada

por ARMAGHANI & TU (1997), em que utilizaram apenas 38 mm de CA e que

apresentou bom desempenho sobretudo pela presença das demais camadas subjacentes.

70

1.5 Execução do WTUD

KING (1997), COLE & MACK (1998) e STURM & MORRIS (1998) enfatizaram

quatro etapas básicas na construção desse pavimento:

1. Preparo da superfície do pavimento de CA com fresagem e limpeza com água ou

jato de ar;

2. Lançamento, acabamento do concreto, texturização e cura utilizando técnicas para

concreto de alto desempenho;

3. Serragem das juntas para evitar fissuras de retração;

4. Abertura do tráfego.

Para os autores, a limpeza da superfície é fundamental para garantir a aderência. A

fresagem da superfície e posterior limpeza melhora a aderência porque expõe o

agregado do pavimento asfáltico. A fresagem aumenta a superfície de contato e a

rugosidade, aumentando a aderência entre as duas camadas. Caso não seja executada,

deve-se jatear com água ou ar para limpar a superfície do pavimento asfáltico. Quando

for utilizado o jateamento com água, a superfície deve ser seca antes da aplicação do

concreto.

Parece bem claro que devem ser evitados empoçamentos de água e que o material

pulverulento, com a utilização de jateamento de água venha a se depositar, criando um

possível foco para uma falha na aderência. Da mesma maneira em que quando se

executa qualquer recuperação de estrutura, a parte deteriorada deve ser removida, após o

que se procede uma cuidadosa limpeza, de maneira a garantir a aderência do material

que vai ser aplicado; e da mesma forma se procede toda vez em que se pretende aplicar

um material sobre um outro, e garantir que tenham boa aderência, a limpeza é essencial;

mas muito difícil de ser executada no campo e no material asfáltico. No campo, pelo

71

fato do pavimento estar exposto a ventos, partículas de poeira, mesmo que a limpeza

seja executada a contento, no espaço de tempo entre a limpeza e a concretagem, alguma

poeira pode se sedimentar. Quanto ao material asfáltico, uma vez fresado e jateado,

mesmo assim pode vir a soltar pequenos grumos. Mesmo ao se proceder uma limpeza

rigorosa, provavelmente acabar-se-ia removendo o material superficial e como resultado

obter-se-ia sulcos menores, o que seria prejudicial em relação a aderência.

STEIGENBERGER (1998) resumiu a execução nos dois primeiros itens. O autor

salientou a importância da limpeza da superfície antes da execução do WTUD, caso ela

seja liberada ao tráfego. Uma vez que a superfície esteja limpa, deve ser mantida até o

lançamento do concreto. Manchas de óleo e demais sujeiras devem ser removidas da

superfície asfáltica.

Refletindo-se sobre o relato desse autor conclui-se que uma vez fresada a camada

asfáltica, essa fresagem poderia remover além das trilhas-de-roda, as manchas de óleo.

No entanto, seria recomendável que este pavimento não fosse liberado ao tráfego, de

maneira a preservá-lo de novas manchas de óleo, ou que caso contrário, na sua limpeza,

além de jateamento com ar ou água seja lavado com algum diluente em locais onde se

detectasse manchas de óleo, para remoção das mesmas.

O fato é que é muito difícil conseguir que as empreiteiras tomem todas medidas de

precaução para evitar condições propícias à falta de aderência entre o WTUD e o CA.

No Brasil é prática comum tomar-se ações corretivas aos invés das preventivas. Poder-

se-ia criar um controle tecnológico, por exemplo, extração de corpos-de-prova para

verificação da resistência de aderência, mas essa seria uma medida paleativa e de difícil

elaboração.

72

COLE & MACK (1998) afirmaram que a execução do WUTD não é diferente daquela

de um pavimento de CCP. Poder-se-ia utilizar fôrmas deslizantes ou fixas, e pequenos

equipamentos, tais como réguas vibratórias. Acabamentos superficiais usuais seriam

apropriados para o WTUD.

Esses autores recomendaram que fosse efetuada cura apropriada e cuidadosa com a

finalidade de evitar fissuras nas placas de concreto devido à retração e para prevenir a

perda de aderência entre o revestimento de CA e de CCP. Devido à pequena espessura

da placa e uma elevada área superficial em relação ao volume, a evaporação da água

poderia ser muito intensa, devendo ser tomados cuidados para que a cura fosse bem

feita.

COLE & MACK (1998) recomendaram que as juntas fossem serradas tão logo possível,

para controlar a ocorrência de fissuras. A profundidade do corte deve ser de 1/4 a 1/3 da

espessura do CCP sobreposto. Para SILFERBRAND (1998) a profundidade do corte

deveria ser de 1/3 da espessura do WTUD e não ultrapassar 30 mm. Geralmente as

juntas não seriam seladas. Dados de desempenho relatados pelos autores demonstraram

que não havia benefício na utilização de selantes e que elas apresentavam um bom

desempenho devido ao pequeno espaçamento entre as juntas. Reforçando esta

recomendação pode-se citar o relato de STURM & MORRIS (1998) sobre fissuras que

ocorreram durante a construção no projeto de Brampton em Ontario – Canadá, e que

foram atribuídas a atrasos na serragem das juntas.

Deve ser lembrado que a superfície de um pavimento delgado está sujeita a

temperaturas ambientes da ordem de pelo menos 30ºC durante o dia, o que leva a placa

a uma dilatação térmica, que no caso de juntas muito fechadas, poderia acarretar na

fissuração das placas. No entanto, para evitar que isso aconteça, seria necessário

aumentar a abertura da junta, que sofrerá novo incremento durante a noite, quando a

73

temperatura ambiente desce para o patamar do 10ºC, e a placa se retrai, aumentando o

afastamento das juntas e por sua vez aumentando as aberturas por onde se infiltram as

partículas de materiais estranhos.

Seguindo-se essa linha de raciocínio entende-se necessário que se faça uma pesquisa

mais profunda sobre o assunto, estudando os gradientes térmicos, o fenômeno de

retração das placas de WTUD, que deve ser complexo, uma vez que envolve dois

materiais tão diferentes, como o CCP e o CA, e que resulta no afastamento das juntas.

Quais esforços secundários seriam introduzidos devido ao alojamento de material com

relativa dureza na interface entre o WTUD e CA, quando da solicitação de cargas dos

veículos, além de estudar em um determinado pavimento, o desempenho de placas onde

se utilizou selante e outra que não, procurando-se fixar todas as demais variáveis

intervenientes, ou seja, colocar ambas placas sob as mesmas condições.

LORD (1998) salientou que o WTUD pode ser executado com utilização de máquinas

pequenas ou até manuais. Para ruas locais isto significa facilidade de execução,

tornando-o não dispendioso para ser utilizado em cidades e vilas.

CHATTIN (1995) afirmou que as rodovias deveriam ser fresadas para uniformizar a

profundidade. Dever-se-ia tomar o cuidado para a fresagem não atingir a camada

inferior à camada asfáltica (base). Na seqüência, a superfície deveria ser jateada e limpa.

No caso de utilização do WTUD para reabilitação de trechos de uma rodovia, o início e

o final da área fresada o pavimento deveriam ser cortados verticalmente, servindo assim

para delimitarem o trecho em que seria aplicado o WTUD, sendo que e as laterais da

área fresada, e obviamente o resto do pavimento que contorna a área fresada, serviriam

como fôrma, significando uma redução do custo da execução das mesmas, ou seja, o

WTUD seria encaixado no trecho que foi fresado. Então, a construção do pavimento

74

rodoviário de concreto seria executado utilizando-se equipamento de fôrmas deslizantes

(vibroacabadora) obtendo-se a mesma espessura da rodovia existente.

Resumindo, para esse autor, a execução seria similar àquela do pavimento convencional,

porém com algumas distinções:

• inicialmente o pavimento deveria possuir em 14 dias a resistência que um pavimento

usual teria em 28 dias;

• as operações de acabamento deveriam ser efetuadas imediatamente após a concretagem;

• a cura deveria ser iniciada dentro de 90 minutos após a concretagem. As juntas

deveriam ser serradas, transversalmente e longitudinalmente, enquanto o concreto ainda

estivesse fresco e deveriam ser completadas antes de se iniciarem as tensões iniciais de

hidratação, logicamente, tão logo as juntas pudessem ser efetuadas, com 1/3 da

espessura da placa e não mais que 30 mm.

ARMAGHANI & TU (1999) relataram o surgimento de algumas fissuras na execução do

WTUD em Ellaville, quando a serragem tardia de algumas juntas contribuiu para o

aparecimento de fissuras em algumas placas no acostamento e em áreas de estacionamento.

Para os autores, o surgimento de fissuras de canto poderá ocorrer devido à serragem das

juntas ter sido efetuada quando a aderência entre a camada de CCP e a camada asfáltica

ainda não estava suficientemente desenvolvida.

O relato de ARMAGHANI & TU (1999) alerta para a ocorrência de fissuras de canto, que

neste caso, pode ser explicada pelo fato da execução da serragem das juntas ter se dado

quando a aderência entre as duas camadas ainda não estava suficientemente desenvolvida, o

que levou a uma aderência deficitária, principalmente nas proximidades do local que sofreu

a intervenção precoce da serragem. O esforço ocasionado pela

75

serragem acabou introduzindo esforços secundários de movimentação próximo ao local,

ocorrendo com o concreto em relação à aderência algo similar ao que ocorre quando ao

se adensar o concreto, o vibrador vibra a armadura, ocasionando a perda de um dos

fatores que contribui para a aderência, a adesão, pois os “poros” da armadura ficam

obstruídos pela nata do cimento. Extrapolando para o caso em questão poder-se-ia dizer

que a movimentação da placa devido à serragem, fez com que ocorresse a ruptura na

interface, separando o CCP do CA que por sua vez estaria com todos os seus poros

obstruídos e mesmo que não os tivesse, o cimento do CCP, que já atingiu o fim de pega,

não possuiria mais habilidade para “reatar” a aderência perdida.

Seria o caso similar de se colar uma peça e por um esforço qualquer essa peça viesse a

se descolar. Parece bem claro que seria necessário limpar a superfície da peça,

removendo toda a cola para depois provavelmente lixá-la, de maneira a aumentar a

superfície específica e então colá-la. Portanto o fato de no caso relatado, ter afetado o

desenvolvimento da aderência, descartou a possibilidade de sua atuação para evitar o

aparecimento de fissuras de canto.

Complementando, resta lembrar que o fato ocorrido na Flórida alerta para o cuidado em

se melhor definir o momento apropriado para a intervenção da serragem, de maneira a

que a sua execução se finalize antes de que se iniciem as tensões de hidratação, e não

tão precocemente que venha a prejudicar o desenvolvimento da aderência.

SILFWERBRAND (1997; 1998) acrescentou que antes da camada de revestimento

asfáltico ser fresada, deveria ser executado um recobrimento com concreto asfáltico de

maneira a garantir pelo menos 150 mm de espessura. Salientou que após a fresagem a

superfície deveria ser cuidadosamente limpa para a retirada de materiais soltos.

Recomendou a utilização de fôrmas deslizantes e a serragem das juntas deveria iniciar

logo que o concreto atingisse 10 a 15 MPa de resistência à compressão e que o

76

pavimento deveria ser liberado ao tráfego com pelo menos 25 a 26 MPa de resistência à

compressão.

Devido a serragem das juntas e pequeno espaçamento entre as mesmas, estas não

precisariam ser seladas. A cura deveria iniciar logo após a execução, tomando-se muito

cuidado em locais quentes, secos e sujeitos a ventos, o que, em parte, é a realidade em

regiões tropicais.

A fixação de um valor mínimo para a resistência à compressão vem de encontro à

necessidade de assegurar que o concreto possua capacidade de resistir aos esforços

oriundos da serragem das placas. Ao que parece esse valor é um valor recomendado.

Seria interessante estudar esse fenômeno, para melhor definir o momento para a

serragem das placas. É interessante especificar em termos de resistência à compressão, e

não em termos de idade, uma vez que a resistência varia conforme o traço do CCP, o

tipo de cimento, etc.

Quanto à resistência à compressão mínima para abertura ao tráfego, STURM &

MORRIS (1998) consideraram o valor de 20 MPa e a utilização de um concreto com

resistência à compressão mínima de 30 MPa aos 28 dias.

CABLE et al. (1997) também dispensaram selantes nas juntas para WTUD de 50 a

100mm. Os autores consideram que o gradiente térmico é um dos fatores que afetariam

o desempenho do pavimento.

Reforçando este conceito, NODA et al. (1998) apresentaram um pequeno modelo

experimental para estudar as propriedades da interface da placa de concreto e o

pavimento asfáltico e verificaram que a influência da diferença de temperatura entre a

placa de concreto e a camada asfáltica existente, possui relação com a intensidade da

força de cisalhamento e esforço tangencial da interface.

77

1.4 Recomendações na utilização do WTUD

1.2.1 Gerais

Devido ao fato da importância para a rápida liberação do pavimento ao tráfego,

SILFWERBRAND (1998) sugeriu a utilização de cimento de alta resistência inicial ou

de concreto de elevada resistência, para que com pouca idade, já apresentasse uma

resistência adequada. Para acelerar o desenvolvimento da resistência, também poder-se-

ia utilizar a cura térmica, ou executar o pavimento, de preferência, em estações quentes,

ou até a aplicação de insolação na placa de concreto, tomando-se, logicamente, os

cuidados necessários para evitar o surgimento das fissuras de retração, pois o concreto

utilizado deveria possuir geralmente elevado consumo de cimento, o que favoreceria o

surgimento de fissuras precoces. Este efeito poderia ser minorado ou até controlado

escolhendo-se e executando-se cura apropriada.

Como o WTUD é utilizado em reabilitação de pavimentos, a questão de liberação rápida

do pavimento ao tráfego passa a ser primordial, justificando todas as possíveis soluções

para se obter um concreto com elevada resistência em um curto espaço de tempo. A

utilização de traços ricos em cimento ou de cimento de alta resistência inicial traz ao

concreto como herança, o inconveniente de ser muito susceptível à retração, que

somado ao fato de em pavimento possuir-se uma superfície maior exposta às ações das

intempéries, faz com que sejam redobrados os cuidados com a cura.

SILFWERBRAND (1998) também recomendou o aquecimento da camada asfáltica

antes do lançamento do concreto, para reduzir a transferência de calor do concreto para

o pavimento subjacente. Esta recomendação é aplicável em climas frios. Já em climas

tropicais, não se pode olvidar sobre a importância em se evitar o aquecimento da

78

camada asfáltica, executando-se preferencialmente o WTUD logo cedo ou a noite,

quando já houve tempo hábil para que a camada fresada tenha se resfriado.

1.2.2 Relatos sobre a utilização de fibras

BALBO & RODOLFO (1998) apresentaram um estudo quanto às resistências a serem

utilizadas no WTUD e recomendaram o emprego de concretos de elevada resistência,

sendo que os esforços de tração na flexão poderiam variar de 4,5 MPa até 10 MPa.

Também ressaltaram que a utilização de fibras de aço ou orgânicas aparentemente não

são técnicas promissoras, como tem sido pressuposto.

Segundo relatado por ARMAGHANI & TU (1997, 1999), no trecho 1 e 2, no

experimento da Flórida foram utilizadas fibras de polipropileno e fibras de poliolefino.

Os autores concluíram que a resistência na interface do WTUD - mistura asfáltica

deveria ser de pelo menos 1,40 MPa, determinada através do ensaio de Iowa (método do

colar). Para espessuras de CCP de 75 e 100 mm seria preferível que as juntas fossem

espaçadas de 1,22 a 1,83 m. Para espessuras de 50 mm, o espaçamento deveria ser

menor que 1,22m.

Com relação a esse artigo, BALBO (1999) enfatizou que não se poderia, de modo

genérico, fixar-se um valor de resistência a ser atingido, sem se considerar uma série de

fatores, tais como: espessura do WTUD, espessura do CA, módulo de reação do sistema

de apoio.

Para ARMAGHANI & TU (1997, 1999), não ficou bem claro o efeito da adição de

fibras no desempenho do WTUD, pois seções utilizando concreto com e sem adição de

fibras apresentaram igual desempenho. Acreditavam que seria necessário um número

maior de repetições de carga para se estabelecer o efeito da adição de fibras.

79

CABLE et al. (1997) relataram sobre a execução de 11,6 km de WTUD com utilização

de concreto convencional e com adição de fibras e afirmaram que não possuíam dados

suficientes para concluírem sobre o benefício da adição de fibras. Pretendiam em dois

anos chegarem a uma melhor definição do problema. Os autores acrescentaram que

somente duas das 41 seções testadas exibiram algum defeito, ou seja, depois de mais de

dois anos, o pavimento apresentou um bom desempenho.

Já STURM & MORRIS (1998) afirmaram que a adição de fibras melhora a aderência

entre as camadas e relataram que a faixa executada com concreto sem adição de fibras

apresentou fissuração devido a ausência de aderência na interface do CCP e o concreto

asfáltico remanescente, no primeiro pavimento com WTUD em Ontario no Canadá,

executado em três faixas, na interseção de Britannia e Dixie Road, em agosto de 1995.

Duas faixas foram executadas utilizando-se concreto reforçado com 1,6 kg/m3 de fibras

sintéticas e a terceira faixa com concreto sem adição de fibras.

SILFWERBRAND (1997) também considerou que a ausência de fibras de aço não

alteraria o bom desempenho do WTUD com juntas espaçadas em um curto intervalo.

Ao contrário, segundo o autor, o desempenho teria se apresentado melhor em seções

sem adição de fibras. Logo, concreto com adição de fibras de aço não seria necessário

se o espaçamento entre as juntas fosse pequeno.

SILFWERBRAND (1998) acrescentou que embora a adição de fibras de aço não seria

necessário, ela aumentaria a segurança contra a fissuração não controlada que poderia

ocorrer devido à má aderência entre as camadas de CCP e CA.

A ACPA (1998) afirmou que a necessidade da adição de fibras e o teor ótimo não foram

ainda estabelecidos, embora as características de resistência à fadiga sejam melhoradas.

80

1.4 Tópicos que necessitam ser melhor pesquisados

No itens anteriores foi apresentada a trajetória do WTUD. Para finalizar este capítulo é

importante relatar alguns tópicos levantados pelos autores citados, que necessitam ser

melhor delineados, como por exemplo SILFWERBRAND (1998) que sugeriu maiores

pesquisas sobre o comportamento do WTUD, desenvolvendo-se métodos de

dimensionamento apropriados que considerassem o pequeno espaçamento entre juntas

(menos que 1,50m). Estudos sobre o desenvolvimento de métodos para escolha do

momento apropriado para serragem das juntas e estudos teóricos e de campo de

concretos de liberação rápida sobrepostos a camadas asfálticas seriam muitos

importantes.

MACK et al., 1993 e BALBO et al. (1998) acrescentaram a necessidade de se pesquisar

mais sobre a perda de aderência entre as camadas, o que influenciaria sobremaneira o

dimensionamento e o desempenho do pavimento.

MACK et al. (1998) ressaltaram a necessidade de se pesquisar sobre a tensão e deflexão

de camadas de concreto asfáltico sob concretos de cimento Portland sobrepostos.

Identificaram ainda a necessidade de se pesquisar sobre a interação entre as dimensões

das placa, incluindo os efeitos do empenamento devido à umidade e à temperatura.

SALCEDO (1998) sugeriu maior investigação do desempenho da aplicação de WTUD

em vias com tráfego pesado.

NODA et al. (1998) salientaram alguns pontos a serem melhor pesquisados:

• determinação experimental do efeito de transferência de carga entre a mistura

asfáltica e o concreto;

• investigação da durabilidade da aderência;

• investigação da resistência ao cisalhamento de amostras de CCP e CA aderidas;

81

• execução de WTUD em rodovias e investigação da tensões desenvolvidas no

pavimento sob aplicação de carga;

• estabelecer a otimização da técnica para induzir fissuras com a utilização de juntas

espaçadas apropriadamente;

• estudar a aplicação do WTUD em rodovias com tráfego pesado.

ARMAGHANI & TU (1997, 1999) salientaram que maiores estudos deveriam ser

efetuados, verificando a necessidade ou não da selagem de juntas, o papel da adição de

fibras no desempenho do WTUD e como assegurar aderência adequada e permanente.

McGHEE et al. (1994) ressaltaram a importância do estudo da magnitude da aderência e

seu impacto na considerações do projeto; a interface entre as camadas de CCP e a

subjacente de concreto asfáltico precisariam ser melhor entendidas. Haveria necessidade

de pesquisas adicionais para verificar o desempenho do concreto de cimento Portland

sobreposto variando-se as condições do pavimento subjacente, o tipo de superfície, a

espessura.

Também haveria necessidade de pesquisas sobre os materiais que poderiam ser

utilizados em concreto de liberação rápida, pois enquanto altos consumos de cimento

têm sido utilizados, tem se verificado problemas de fissuração precoce e outros

problemas de desempenho.

MACK et al. (1993) chamaram a atenção para o conhecimento da razão de contribuição

da camada asfáltica em relação à tensão e à deflexão, os efeitos da dimensão da placa e

espaçamento das juntas, da resistência de aderência e sua durabilidade, espessura da

camada asfáltica e do concreto e do módulo de rigidez requerido, interação entre as

placas próximas, estudo do empenamento da placas devido a diferença de gradiente

82

térmico, caracterização da deformação permanente na camada asfáltica e da subbase,

efeitos da fadiga na camada asfáltica e na de CCP.

BALBO & RODOLFO (1998) sugeriram um estudo aprofundado do módulo de

deformação e comportamento à fadiga de cada tipo de concreto utilizado no WTUD.

BALBO (1999) salientou que para que o WTUD não viesse a ser uma alternativa de

risco para manutenção preventiva de pavimentos, ou seja, antes que os defeitos a que

estão sujeitos viessem a se manifestar, é de suma importância um maior conhecimento

sobre a questão do desempenho da aderência na interface de WTUD-CA e dos efeitos

climáticos sobre as placas (empenamento).

A análise dos textos apresentados denota que os autores convergem para a importância

no conhecimento do fenômeno de aderência e o fato de ocorrência da perda da mesma

na interface das camadas, podendo até ser colocada como a maior preocupação, se

assim quisermos classificá-la, seguida de uma melhor definição do espaçamento entre

juntas e da espessura da camada remanescente de CA.

1.4 Aderência entre o CCP e o CA

1.2.1 Introdução

Procurando-se definir o fenômeno de aderência, pode-se utilizar as parcelas

contribuintes para o fenômeno de aderência, descritas por FUSCO (1995) e adaptá-las

para o caso em questão, tem-se:

• aderência por adesão: a existência dessa parcela é verificada pela resistência à

separação de dois materiais. De acordo com o autor, essa parcela é devida às

ligações fisico-químicas que se estabelecem na interface dos dois materiais durante

83

as reações de pega do cimento, aparecendo uma certa resistência de adesão que se

opões à separação dos dois materiais;

• aderência por atrito: é a parcela de resistência devido ao coeficiente de atrito entre

os materiais, o qual é função da rugosidade superficial (microrugosidade). Ele

aumenta com a aplicação de uma força normal;

• aderência mecânica: é a decorrente de saliências entre as duas superfícies, como

seria o caso do grooving, onde o sulco deve possuir profundidade suficiente para

“abrigar” o agregado do concreto, criando condições para o travamento entre as

duas camadas, passando a ser uma parcela considerável de aderência

(STEIGENBERGER, 1998).

O boletim nº 162 do Comité Euro-International du Béton CEB (1983) descreve o

mecanismo de funcionamento da ponte de aderência que é a ligação entre dois materiais

diferentes ou iguais (por exemplo: concreto novo e velho). Dois componentes são

responsáveis pela ponte de aderência:

• adesão: é definida pela American Society for Testing and Materials (ASTM 907-

91b,1991) como sendo o estado no qual duas superfícies são mantidas unidas por

forças interfaciais, as quais podem constituir-se de forças de valência, ação de

intertravamento, ou ambas. A adesão é influenciada pelos seguintes fatores: a

rugosidade da interface, a área de agregados exposta na superfície, utilização de

agentes de ligação, cuidados na colocação do concreto novo, jateamento e saturação

da camada remanescente;

• atrito: é definida pelo CEB-FIP CODE 1990 (1991) como o mecanismo de

transferência de tensões tangenciais ao longo da interface a qual está

simultaneamente sujeita à compreensão normal e cisalhamento.

84

O boletim nº 162 do CEB (1983) também chama a atenção de alguns fatores que afetam

a adesão e o atrito, que aplicados ao caso em estudo seriam: a forma e tamanho dos

agregados, quanto mais angulosos aumentam o coeficiente de atrito; rugosidade da

superfície, quanto maior, maior a superfície específica; resistência à compressão do

concreto, melhora o comportamento do agregado e da pasta ao longo da interface;

tensão normal compressiva externa, quanto maior, menor o deslocamento por

cisalhamento; ciclos de carregamento levam a uma perda progressiva da aderência.

LIN et al. (1996) afirmam que existem três tipos de métodos de ensaio correntes para a

determinação da resistência à aderência:

• Ensaios de cisalhamento: como exemplo pode-se citar o “ARIZONA SLANT TEST”

ASTM C882-91;

• Ensaios de tração: pode-se citar ensaios destrutivos como o ensaio de tração indireta

(ensaio brasileiro de tração), tração por flexão (ASTM C-78), e ensaios não

destrutivos ou parcialmente como o ensaio de arrancamento (pull-off);

• Ensaio à tração.

1.2.2 Ensaios para determinação da resistência a aderência

Existem diversos ensaios para medir a resistência a aderência. Procurar-se-á apresentar

um resumo dos procedimentos considerados de interesse para esta pesquisa.

1.2.5.1 Ensaio de arrancamento (pull-off test method)

É um ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento do tipo de tensão, sendo

muito utilizado no campo para avaliar a resistência a aderência entre o material

utilizado para o reparo de uma estrutura de concreto e ela própria, ou seja, consiste em

medir-se a adesão entre uma camada e outra, aplicando uma força normal de tração.

85

Pela definição dada no item 1.8.1, pode-se dizer que a parcela da aderência medida

através desse ensaio é a de adesão.

Segundo LIN et al. (1996), esse ensaio originou-se em 1970 na Queens University em

Belfast.

Aplicando-se a esta pesquisa, consistiria basicamente na extração de amostra através do

broqueamento do material sobrejacente (CCP) até a interface com o material subjacente

(CA), tanto em amostras no laboratório como no campo e depois aplicando uma força

de arrancamento na superfície, similar ao mostrado na Figura 1.5.

Os autores relatam que os fatores que influenciam esse ensaio foram estudados por

Bungey e Madandoust, que utilizaram a norma inglesa BS 1881: Part 207 como

referência. A velocidade no carregamento foi de 0,05 ± 0,03 MPa/s. Neste estudo, o

coeficiente de variação dos valores foi de cerca de 10%.

Figura 1. 1 Esquema do ensaio de arrancamento

SANTAGATA & CANESTRARI (1998) afirmam que este ensaio é apropriado para

verificar a adesão sobre a tensão de tração e não serve para avaliar se a tensão de

aderência entre duas camadas sujeitas a diferentes coeficientes de retração. Nesse caso a

F

Concreto Asfáltico

CCP

Resina Epóxi

Broqueamento Parcial

Disco Circular de Metal

86

rugosidade da interface não desempenha papel significativo, ou seja, este ensaio só

mediria a coesão e não a contribuição do atrito.

STEIGENBERGER (1998) acrescenta que este ensaio fornece somente informações da

força necessária para iniciar a fissuração, mas não a resistência necessária para evitar a

propagação da fissuração.

O ACI Committee 503 recomenda que o valor mínimo para a resistência medido nesse

ensaio entre concreto novo e remanescente seja de 0,7 MPa e no concreto projetado de

1,00 MPa (TALBOT et al., 1994)

WU et al. (1998) apresentaram alguns resultados desse ensaio para medir a resistência a

aderência na interface de amostras extraidas por broqueamento no Aeroporto “Spirit of

St. Louis”.

Refletindo-se sobre esse ensaio, conclui-se que é recomendado para medir-se a

aderência devida principalmente a adesão, conforme explicado no item 1.8. Como o

estudo em questão é para medir a resistência a aderência em placas de WTUD, deve-se

considerar que as mesmas são executadas sobre placas de concreto asfáltico fresadas,

sendo portanto relevante a parcela de atrito que contribui para a resistência à aderência.

Por essa razão, não se recomenda a utilização desse ensaio pois acredita-se que o valor

lido estaria aquém dos observados na realidade.

Tabela 1.1 Resultados do ensaio pull off test utilizado para avaliar a resistência a aderência em obra onde foi utilizado o WTUD

Valor (kPa) - Pull Off Test Referência

Obra mínimo médio máximo

Desvio Padrão (kPa)

Coeficiente de Variação da Amostra

(%) WU et al. (1998) 280 510 770 160 31,4

MACK et al. (1997) Aeroporto Spirit

of St. Louis 280 510 770 180 35,3

87

1.2.5.2 Ensaio de cisalhamento oblíquo (slant shear test)

Este ensaio que avalia a resistência em presença de uma força normal tem sido

largamente aceito para medir a aderência entre materiais, principalmente para avaliar a

aderência de resinas no reparo de materiais de concreto (TAIR et al., 1996; WALL &

SHRIVE, 1988).

O ensaio de cisalhamento oblíquo utiliza um prisma quadrado ou uma amostra

cilíndrica, com as amostras formando um ângulo de 30º, conforme pode ser visto na

Figura 1.6 (a), (b) e (c), (d), respectivamente.

WALL & SHRIVE (1988) descreveram o Arizona Slant Shear Test, que utiliza amostra

cilíndricas de 152 mm de diâmetro por 305 mm de altura, com o plano de aderência a

60º.

A razão entre a altura e largura da amostra foi mantida em 3:1, para reduzir os efeitos da

retração na interface entre os materiais.

WALL & SHRIVE (1988) alertaram para o cuidado na interface dos dois materiais pois

a rugosidade poderá induzir a um travamento mecânico e assim afetar a medida do valor

da resistência à aderência.

Para SANTAGATA & CANESTRARI (1998), este ensaio conduz a erro na avaliação

de uma resistência ao cisalhamento direto sob uma tensão normal nula, conforme

apresentado na Figura 1.7. Para ambos os materiais, a relação entre a tensão ao

cisalhamento (τ) e a tensão normal (σ) pode ser escrita pela equação de Coulomb.

τ = c + σ tg ϕ [1.1]

88

onde τ é a tensão ao cisalhamento, c é a coesão, ϕ é o ângulo de atrito e σ é a tensão

normal.

Figura 1.2 Ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento slant shear

Figura 1. 3 Envoltórias de resistência de dois materiais hipotéticos (SANTAGATA & CANESTRARI, 1998)

σ

τ

1

2

ϕ2 ϕ1

75 mm 55 mm

75 mm

ARIZONA SLANT SHEAR TEST

F

30º

30º 30º

FT

100 mm

152

mm

60º

DIÂMETRO DO

CILÍNDRO = 25 mm

150 mm

150

mm

55

mm

150 mm

75 m

m

30º

CONCRETO VELHO

material reposto

Aderência (interface dos dois materiais)

diâmetro do cilíndro = 152 mm

FN

SLANT SHEAR SAMPLES TO ACI C728

(Designação similar da ASTM: C882-91)

SLANT SHEAR SAMPLES TO BS 6319 PART 5 SLANT SHEAR SAMPLES TO FIP PROPOSAL 631/25

(a) (b)

(c) (d)

89

Há a se considerar que esse ensaio possui como ponto positivo, a facilidade de

realização, pois a amostra sofre o esforço de compressão, mas em contrapartida deve-se

considerar o exposto por WALL & SHIVE (188) e por SANTAGATA &

CANESTRARI (1998).

1.2.5.3 Método de ensaio de Grzybowska

Este método foi desenvolvido na Universidade de Tecnologia de Cracow e apresentado

por GRZYBOWSKA et al. (1993). Foi utilizado para estimar quantitativamente a

adesão entre a camada de geotextil e de asfalto, no caso de utilização de geotextil em

reforço de pavimentos.

Corpos-de-prova prismáticos de 75 x 75 x 300 mm foram cortados em peças de 60 a 80

mm de comprimento e submetidas a tensão de cisalhamento, como mostrado na Figura

1.8.

NODA et al. (1998) referem-se a esse ensaio para avaliação do efeito de fresagem da

superfície asfáltica em resultados de resistência ao cisalhamento. Concluem que a

resistência na interface é fortemente afetada pela variação da temperatura, sendo que a

resistência ao cisalhamento a 50ºC cai cerca de 60%, quando comparado ao valor obtido

a 20ºC.

No ensaio é utilizado um dispositivo conforme mostrado na Figura 1.8. A velocidade de

descida do pistão da máquina foi de 1 mm/min e a temperatura do ensaio foi de 30ºC.

90

Figura 1. 4 Esquema do método de ensaio de cisalhamento de Grzybowska na interface (GRZYBOWSKA et al., 1993)

onde Pm é a máxima força atuando sobre a amostra, Pτ é a máxima força cisalhante, στ

é a tensão cisalhante e d é o comprimento da peça (68-80 mm).

1.2.5.4 Método do repique (impacto-echo method)

É um ensaio não destrutivo baseado na utilização da resistência à propagação de ondas

(LIN & SANSALONE, 1996)

Nesse ensaio, a propagação da onda é introduzida na estrutura através do impacto

mecânico de uma ponteira mecânica sobre a superfície. As ondas se propagam dentro da

estrutura e são refletidas por defeitos internos ou interfaces e pelo contorno externo da

estrutura. Um transdutor de deslocamento próximo a ponta de impacto, monitora o

deslocamento da superfície causado pela chegada das ondas refletidas. Estas ondas

tornam a ser refletidas na superfície e se propagam novamente para o interior do objeto,

refletindo-se outra vez na interface ou bordas. Ocorre, portanto, uma condição de

ressonância causada pelas múltiplas reflexões das ondas entre a superfície superior e

defeitos internos ou bordas externas. Na Figura 1.9 está representado o esquema do

ensaio.

s

p Pm

Pm

45º Pττ

Pp

Pτ = Pm/ √2 στ = Pτ / Fτ Fτ = fator de atrito F = d x s

ss = dimensão mostrada na figura

91

Figura 1. 5 Esquema do ensaio do método do repique (LIN & SANSALONE, 1996)

LIN & SANSALONE (1996) apresentaram resultados de ensaios de campo realizados

em pontes de concreto revestidas com concreto asfáltico, conforme pode ser observado

na Figura 1.10.

Figura 1. 6 Espectro obtido em estudo de campo em uma ponte de concreto revestida

com concreto asfáltico: resultados obtidos em regiões: (a) elevada aderência; (b) média

aderência; (c) pouca ou nenhuma aderência e (d) nenhuma aderência LIN &

SANSALONE, 1996

LIN et al. (1996) apresentam outro relato sobre a aplicação desse ensaio e concluíram

que o ensaio de repique pode ser utilizado somente para detectar áreas onde interfaces

são particularmente “descoladas”, pois:

• variações na resistência de aderência na interface medidas pelo ensaio de

arrancamento (pull off test) não afetam os resultados deste ensaio;

• regiões que são “descoladas” podem ser identificadas por causa que as reflexões da

interface produzem uma resposta característica no espectro do impacto-echo;

T

Receptor

t tc

F(t) Fonte de impacto

92

• a presença de microfissuras na interface, causadas pela remoção do concreto pelo

martelete não afetam os resultados do ensaio.

1.2.5.5 Método de cisalhamento (Wedge Splitting Test )

Este ensaio foi desenvolvido por Tschegg e foi citado por STEIGENBERGER (1998).

Na Figura 1.11 pode-se observar que uma força vertical é aplicada utilizando-se uma

cunha bem na interface dos dois materiais, que estão fixados na face superior em garras.

Figura 1. 7 Ensaio de cisalhamento (Wedge Splitting Test ) (STEIGENBERGER, 1998)

A aplicação dessa força resulta no cisalhamento na interface. Medindo-se a força

vertical e deslocamento da carga, consegue-se determinar o valor da aderência entre

asfalto e concreto.

1.2.5.6 Método de Tração Direta (pure tension)

SILFWERBRAND (1998) descreveu a aplicação desse ensaio para medir a resistência

de aderência.

As amostras foram obtidas através de broqueamento de cilíndros no campo, com

diâmetro nominal de 70 mm.

93

Os corpos-de-prova foram serrados na base e no topo, de maneira a obter-se faces

paralelas e perpendiculares ao eixo do corpo-de-prova.

Nas faces acabadas foram coladas placas de aço e a amostra ensaiada.

O autor comentou que a resistência à aderência entre o CCP e CA é susceptível à

temperatura e velocidade de aplicação de carga, portanto é importante registrar-se esses

parâmetros durante a execução do ensaio.

Para o autor, alta temperatura e baixo carregamento darão muito baixos valores de

tensão de cisalhamento. Os ensaios foram conduzidos a uma velocidade de

carregamento de 0,065 MPa/s (65kPa/s).

SILFWERBRAND (1998) alertou para o fato de que os valores obtidos através desse

ensaio são mais críticos quando comparados ao ensaio de cisalhamento direto, ou seja, a

resistência real de aderência seria maior do que a obtida.

1.2.5.7 Método de Iowa 406 – (test collar)

McGHEE et al. (1994) relata que Felt foi o primeiro a apresentar um trabalho sobre a

utilização desse ensaio em 1956, para a determinação da resistência à aderência entre o

concreto e concreto velho, em um esquema similar ao apresentado na Figura 1.12.

O ensaio denominado de Método Iowa 406, utiliza um esquema similar ao da Figura

1.12. GROVE et al (1993) especificaram que a resistência ao cisalhamento seja de no

mínimo 0,138 MPa (138kPa), com 14 dias de idade.

94

Figura 1.8 Esquema de ensaio de cisalhamento direto utilizado por Felt (McGHEE et al., 1994)

É talvez hoje, o método mais utilizado nos Estados Unidos, relatado em trabalhos

apresentados pelos autores GROVE et al. (1993) ; ARMAGHANI & TU (1997);

STURM & MORRIS (1998).

Este ensaio mede a resistência ao cisalhamento direto utilizando-se de um molde em forma de colarinho,

conforme mostrado na Figura 1.13, onde é colocada a amostra extraída pelo broqueamento e aplicado

esforço de tração.

Figura 1.9 Molde do ensaio do método Iowa 406 (GROVE et al., 1993)

95

Tabela 1.2 Resultados da resistência à aderência obtidos através do ensaio de Iowa 406

Valor da Resistência ao

Cisalhamento (kPa) Referência Obra Tratamento

Mínimo Médio Máximo

Desvio

Padrão

(kPa)

Coeficiente

de Variação

da Amostra

(%)

STURM & MORRIS (1998) Ontario

Canadá Fresada 540 660 780 170 25,7

Limpa 1.040 1.730 2.480 730 42,2

Fresada 2.350 2.570 2.970 290 11,3 ARMAGHANI & TU (1997, 1998) Flórida -

EUA CRL 760 760 760 - (1 amostra)

Ranhurada 250 960 1.850 470 49,0

Ranhurada (*) 650 930 1.200 390 41,9

Ranhurada (**) 450 600 700 130 21,7

Fresada 800 1.170 2.350 380 32,5

GROVE et al. (1993) Iowa -

EUA

Fresada (*) 950 1.000 1.050 70 7,0

CRL = Crack Relief Layer;

Ranhurada (*) – tratamento da superfície com cimento e grauteamento;

Ranhurada (**) – tratamento da superfície com emulsão;

Fresada (*) – tratamento da superfície com cimento e grauteamento

GROVE et al. (1993) apresentaram resultados do ensaio em interface fresada com

desvio padrão de 360 kPa e variação da amostra de 0,32(%).

ARMAGHANI & TU especificam que o valor médio obtido nesse ensaio seja de pelo

menos 1.400 kPa para o bom desempenho do pavimento.

1.2.5.8 Ensaio de Cisalhamento de Ancona (Ancona Shear Testing)

SANTAGATA & CANESTRARI (1998) apresentaram o ensaio de cisalhamento direto

utilizado na geotécnica, com modificação do aparelho em que duas camadas de concreto

com interface horizontal, o mais próximo da representação do sistema pavimento de

CCP e de concreto asfáltico, é cisalhado sem nenhuma tensão normal sendo aplicada.

96

O equipamento é composto de três partes, conforme mostrado na Figura 1.14: caixa de

cisalhamento, sistema de aplicação de carga e instrumentos para medir a força de

cisalhamento e os deslocamentos horizontal e vertical durante o ensaio.

A caixa possui uma seção de 100mm x 100 mm, de maneira a minimizar os efeitos

derivados do tamanho dos agregados. A velocidade de deslocamento é de 0,0008 a 9,5

mm/minuto.

Se necessário, uma carga normal pode ser aplicada a amostra, de maneira a simular a

situação de campo.

A superfície da interface pode ou não ser tratada, sendo que a amostra é cortada, ficando

com 60 mm x 60 mm, reduzindo-se a seção de 10000 mm2 para 3600 mm2.Essa redução

ocorre devido a elevada força necessária para cisalhar e a limitação do equipamento.

Figura 1.10 Ensaio de Cisalhamento de Ancona (SANTAGATA & CANESTRARI, 1998)

97

Do descrito no relato conclui-se que este método possui o inconveniente da necessidade

de se moldar a amostra, visto que outros ensaios nos quais trabalha-se com amostras

extraídas através do broqueamento de placas no campo, são mais representativos da

situação real. Também a dimensão do corpo-de-prova (60 mm x 60 mm) torna-se muito

pequena no caso de se medir a resistência ao cisalhamento no caso de amostra que

receberam a fresagem como tratamento superficial.

No estudo realizado pelos autores, foram utilizadas 12 amostras cujo resumo dos

resultados estão apresentados na Tabela 1.3, onde δ é o desvio padrão, τm é a tensão

média de cisalhamento.

Tabela 1. 3 Resumo dos resultados apresentados por SANTAGATA & CANESTRARI (1998)

Tratamento Interface Tempo de Cura ττm (kPa) sd (kPa)

Coeficiente de Variação da amostra (%)

Nenhum tratamento rugosa 24 horas 1.640 150 9,1

Nenhum tratamento rugosa 72 horas 2.360 310 13,1

Nenhum tratamento lisa 24 horas 1.260 70 5,6

Nenhum tratamento lisa 72 horas 1.350 200 14,8

P1 rugosa 24 horas 1.350 120 8,9

P1 rugosa 72 horas 1.390 100 7,2

P1 lisa 24 horas 700 80 11,4

P1 lisa 72 horas 900 150 16,7

P2 rugosa 24 horas 350 120 34,2

P2 rugosa 72 horas 2.690 170 6,3

P2 lisa 24 horas 40 - -

P2 lisa 72 horas 1.690 140 8,3

P1 – resina epóxi com a consistência utilizada no tratamento de juntas frias e selagem de fissuras, impermeável à água (após 15 dias de cura)

P2 – resina epóxi superfluidificante, empregada como selante e em injeções de fissuras em estruturas de concreto, de cura rápida (7 dias) τm é a resistência média ao cisalhamento e sd é o desvio-padrão

98

CCAAPPÍÍTTUULLOO 22 Caracterização dos materiais

utilizados e moldagem de corpos-de-prova

2.4 Introdução

Conforme relato apresentado no Capítulo 1 deste trabalho, a construção de

revestimentos com placas delgadas de CCP na manutenção de pavimentos de concreto

asfáltico vem sendo incrementada nos últimos anos, sobretudo nos EUA.

Nesse mesmo capítulo discorreu-se sobre estudos efetuados por diversos autores que

tem considerado como um dos principais fatores para o bom desempenho do pavimento

a boa aderência entre o revestimento de concreto asfáltico remanescente e o concreto de

cimento Portland. Também procurou-se definir o fenômeno de aderência, bem como

alguns fatores intervenientes no desempenho da aderência.

Entre estes, o tratamento superficial, é talvez um dos mais representativo, sendo que

autores tem desenvolvido experiências quanto a aderência dos materiais, variando o

acabamento superficial da interface.

99

TALBOT et al. (1994) apresentaram uma pesquisa sobre a influência da preparação da

superfície para maior duração da aderência no concreto projetado. Utilizaram diversos

tipos de preparação da superfície: jateamento de areia, utilização de picotamento com

martelete, utilização simultânea de picotamento com martelete e jateamento de areia, e

polimento da superfície com jato de água de alta pressão hidráulica (hydrodemolition).

Concluíram que a resistência ao cisalhamento entre o concreto projetado (com ou sem

fibras de aço) e o concreto remanescente, cuja superfície foi preparada com aplicação de

jato de água de alta pressão (hydrodemolition) ou fresagem seguido de jateamento de

areia, foram mais fortes e duráveis. Justificaram o insucesso da utilização do desgaste

superficial com a utilização de marteletes, que apresentou resistência baixa à aderência,

pela limpeza deficiente da superfície antes da projeção do concreto.

Os autores também salientaram que outros tipos de preparação da superfície sem

jateamento de areia resultaram em uma baixa aderência ou na redução da resistência

com o tempo.

Ainda que, o artigo apresentado relate sobre o tema de concreto projetado, cabe aqui

ressaltar a importância não só do tratamento superficial da interface, como também da

limpeza da superfície antes da aplicação de qualquer material, de maneira a garantir

uma melhor aderência. Essa prática é seguida quando da execução do WTUD, onde a

camada asfáltica é fresada com a finalidade não só de remover as trilhas-de-roda e

outras irregularidades mas também de promover o aumento da aderência, desde que se

tenha cuidado na limpeza da superfície antes da aplicação do CCP.

Com a finalidade de estudar as características da aderência na interface do CCP e do

CA, foi desenvolvida esta pesquisa, onde placas de concreto asfáltico de cerca de 180 x

500 x 50 mm, receberam quatro tratamentos superficiais diferentes: sem fresagem; com

fresagem e jateamento de ar; com fresagem, jateamento de ar e aplicação de resina tipo

100

epóxi e; sem fresagem e aplicação da resina do tipo epóxi. Tais placas foram recobertas

com concreto fresco de cimento Portland com aproximadamente 60 mm de espessura.

A aplicação desse tratamento simula situações que podem ocorrer na execução de

placas ultradelgadas de CCP aplicadas como reforço de pavimentos asfálticos, ou seja, o

recobrimento de pavimentos de CA com a execução de placas delgadas (50 a 100 mm

de espessura) de concreto de cimento Portland, que são geralmente fresadas e limpas

com jato de ar, mas que eventualmente podem apresentar falhas na fresagem (sem

fresagem).

As demais opções (aplicação de resinas do tipo epóxi) tem a finalidade de ampliar as

opções para tratamento superficial na melhoria da aderência. HELENE (1988),

estudando sobre reparos de estrutura de concreto, verificou que a aplicação de resinas

epóxicas como elementos facilitadores de pontes de aderência, é a que resulta melhor

desempenho do conjunto.

A moldagem das placas foi dividida em duas etapas, tendo sido utilizado em ambas,

concreto de alta resistência. A caracterização dos materiais utilizados encontra-se no

Anexo I e II, respectivamente para a 1ª e 2ª etapas, e os resultados do contro le

tecnológico estão apresentados no item 2.4.

As placas foram utilizadas em ensaios de laboratório, cujos resultados serão relatados

no Capítulo 3, para as duas etapas mencionadas cujos objetivos básicos seriam:

• Estudar o comportamento comparativo da aderência entre as camadas, para diversas

opções de tratamento da interface. Foram realizados ensaios de cisalhamento direto

e estático com corpos-de-prova extraídos das placas, no Laboratório de Engenharia e

Consultoria e Engenharia S/C Ltda (LENC) e no Laboratório de Mecânica das

Rochas da Minas – EPUSP (LMR-PMI).

101

• Estudar o comportamento das placas quando submetidas a solicitações de cargas

repetidas, realizados inicialmente em uma prensa pneumática dinâmica do

Laboratório de Tecnologia de Pavimentação (LTP-EPUSP) e posteriormente em

uma prensa dinâmica hidráulica do LMR-PMI , verificando se ocorreria a perda de

aderência durante os ciclos de repetição de carga.

2.4 Execução das Placas

2.2.1 Materiais e métodos

Para execução da pesquisa foram utilizadas placas de concreto asfáltico (CA) de 180

mm x 500 mm x 55 mm, discriminadas nas Tabelas 2.1 e 2.2 . Nestas tabelas estão

apresentados os valores médios das dimensões das placas, sendo que para cada uma,

foram realizadas dez determinações da espessura, em diferentes posições conforme

esquematizado na Figura 2.1.

Em uma primeira etapa foram utilizadas 38 placas de CA, sendo25 placas cedidas de

uma pesquisa de doutorado (MOMM, 1998), denominadas pela inicial D; 8 placas de

outra pesquisa de doutorado (MERIGHI, 1998, 1999), denominadas pela inicial J; 5

placas de uma pesquisa de iniciação científica, denominadas pelas iniciais PR (PERES

& BALBO, 1998) e M (GARRIDO & BALBO, 1997), sendo que as características de

cada uma se encontra nas Tabelas 2.3 a 2.6.

102

Figura 2. 1 Posições de medidas das espessuras na placa de CA

Em uma primeira etapa foram utilizadas 38 placas de CA, sendo 25 placas cedidas de

uma pesquisa de doutorado (MOMM, 1998), denominadas pela inicial D; 8 placas de

outra pesquisa de doutorado (MERIGHI, 1998, 1999), denominadas pela inicial J; 5

placas de uma pesquisa de iniciação científica, denominadas pelas iniciais PR (PERES

& BALBO, 1998) e M (GARRIDO & BALBO, 1997), sendo que as características da

mistura asfáltica utilizada em cada uma se encontram nas Tabelas 2.3 a 2.6.

Posteriormente, foram moldadas mais placas com um novo traço de CCP, em uma 2ª

etapa (15 placas – número 60 a 74) e em uma 3ª etapa (14 placas – número 75 a 88),

utilizando-se 29 placas cedidas por MERIGHI (1998, 1999), denominadas pela letra J.

Posição 9

Espessura

50 mm

100 mm

100 mm

100 mm

100 mm mm 50mm

mm Posição 10

Posição 7

Posição 6 Posição 2

Posição 3

Posição 4

Posição 5 Posição 8

Posição 1

103

Tabela 2.1 Condições e medidas das placas de concreto asfáltico

Espessura (mm) Dimensões (mm) Nº da Placa

Placa Condição pos. 1 pos. 2 pos. 3 pos. 4 pos. 5 pos. 6 pos. 7 pos. 8 pos. 9 pos. 10 Média

Desvio padrão

sd compr. larg.

1 D3N1 - D FM 48,8 50,7 51,3 48,4 46,5 48,8 47,3 48,4 45,0 54,9 49,0 2,8 501 180 2 D1N2 - A FM 48,5 46,5 47,9 44,3 44,7 49,3 49,0 48,9 47,8 46,5 47,3 1,8 500 180 3 D3N1 - C FM 44,9 50,6 49,1 50,6 50,4 46,3 47,8 48,6 46,1 48,6 48,3 2,0 500 181 4 D3N2 - B FM 45,5 45,5 48,8 50,0 48,9 48,2 47,1 51,5 44,8 48,8 47,9 2,2 500 180 5 D3N2 - D FM 44,3 45,6 47,4 47,9 48,0 46,4 47,3 47,8 47,8 49,0 47,2 1,4 500 180 6 J - 3 FM 45,1 47,1 48,2 48,6 46,3 47,2 48,9 48,7 47,5 46,8 47,4 1,2 500 181 7 D3N1 - B FM 51,7 51,7 51,3 52,4 48,4 50,2 49,8 51,7 49,9 45,5 50,3 2,1 501 182 8 J - 6 FM 50,4 49,9 48,9 48,5 49,0 48,0 49,9 48,2 49,6 51,0 49,3 1,0 501 181 9 D3N3 - B FM 46,5 47,7 45,8 45,9 46,2 51,8 51,3 48,4 49,4 49,1 48,2 2,2 501 181

10 J - 8 FM 47,1 47,3 48,8 47,8 45,9 49,5 48,0 48,0 47,4 46,6 47,6 1,0 500 182 11 D3N3 - C FM 46,9 47,1 46,5 47,3 49,3 49,6 48,8 48,3 49,0 50,0 48,3 1,2 500 180 12 J - 4 FM 48,9 48,1 45,8 47,9 46,5 46,9 47,6 47,0 46,5 52,3 47,8 1,8 500 181 13 D3N2 - A FM 48,7 50,5 51,2 51,2 50,5 46,0 50,7 51,2 51,1 49,3 50,0 1,7 500 179 14 J - 5 FM 46,7 46,0 45,8 45,5 46,6 47,6 49,9 48,8 47,9 47,7 47,3 1,4 500 182 15 D3N2 - C FM 43,6 47,4 45,0 46,2 47,5 46,8 50,2 47,2 45,8 46,0 46,6 1,7 500 181 16 J - 7 FM 48,8 47,5 43,7 45,3 47,7 49,2 46,6 46,2 48,2 48,2 47,1 1,7 502 182 17 D3N1 - A FM 47,9 49,7 48,8 49,2 50,1 48,9 49,5 49,6 46,7 50,0 49,0 1,0 499 182 18 M1B - 59,0 54,2 58,3 58,8 57,8 57,6 59,1 58,6 57,7 58,0 57,9 1,4 500 182 19 D3N2 - E FM 52,4 51,1 49,2 48,1 44,9 50,0 51,7 48,2 48,2 44,3 48,8 2,7 500 181 20 M2B - 55,3 57,4 58,0 58,5 56,3 55,0 56,7 57,5 57,0 55,1 56,7 1,2 500 182 21 D3N3 - A FM 47,7 51,6 52,3 51,7 51,5 51,6 50,4 52,8 55,7 55,0 52,0 2,2 501 180 22 D1N3 - A - 55,2 56,2 56,2 56,6 58,9 53,7 54,0 55,9 56,9 58,1 56,2 1,6 500 181 24 M1A - 60,4 60,7 62,1 61,7 61,9 57,3 59,9 61,4 62,0 60,8 60,8 1,4 500 181 26 D1N3 - B - 55,2 56,4 57,5 58,3 57,7 52,9 55,9 56,9 57,0 55,3 56,3 1,6 501 180 28 D1N2 - B FM 56,4 58,4 60,0 58,3 56,2 55,6 62,5 62,0 61,0 57,1 58,8 2,5 500 181 40 D2N1 - A FM/R 50,0 46,8 46,4 48,2 49,0 49,0 48,0 48,0 45,5 48,1 47,9 1,3 502 180 41 D2N1 - B FM/R 48,2 48,7 50,4 49,2 47,4 49,0 49,3 48,2 50,3 50,5 49,1 1,0 500 181 42 D2N1 - C FM/R 49,6 48,7 48,4 50,2 50,9 48,4 49,9 49,4 48,1 52,3 49,6 1,3 501 180 43 D2N2 - A FM/R 51,2 49,4 50,6 48,9 50,4 51,2 49,8 51,8 51,1 51,9 50,6 1,0 500 180 44 D2N2 - B FM/R 50,2 49,4 48,0 50,2 50,7 48,9 48,7 49,7 49,0 52,4 49,7 1,2 499 180 45 J - 1 R 55,0 56,1 56,0 56,4 58,0 56,0 57,4 56,7 56,6 57,2 56,5 0,9 500 180 46 J - 2 FM/R 51,4 47,6 52,8 53,0 50,4 50,4 51,4 51,7 48,7 49,2 50,7 1,8 501 182 47 D1N1 - A R 56,1 55,3 54,2 54,6 55,8 56,4 55,6 54,4 53,9 55,4 55,2 0,8 499 181 48 D1N1 - B R 56,8 56,1 54,5 54,5 54,3 57,0 57,0 56,0 55,4 55,4 55,7 1,0 500 180 49 D1N1 - C T/R 57,3 58,1 57,5 57,7 57,9 56,3 58,0 58,3 58,6 58,0 57,8 0,6 499 180 50 D1N2 - C R 58,4 57,9 56,9 56,2 55,5 57,0 57,4 57,6 56,5 56,1 57,0 0,9 499 180 51 PR8 T/R 55,2 54,8 53,3 54,7 54,3 58,0 58,0 56,6 56,8 57,3 55,9 1,7 500 180 52 PR7 T/R 54,7 53,7 53,6 55,2 56,0 54,5 54,1 54,8 56,5 55,8 54,9 1,0 500 183

FM T Placas perdidas

Legenda

R *F

Fresada manualmente trilha de roda mais acentuada tratamento com resina fresada no canto

ensaio de cisalhamento estático – 1ª etapa - LENC ensaio de flexão dinâmico LTP–EPUSP

ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa - LENC

Placas perdidas

ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI

ensaio de cisalhamento estático LMR-PMI

104

81

Tabela 2.2 Condições e medidas das placas de CA após a fresagem com equipamento 1000C

Espessura (mm) Dimensões (mm) No. Da Placa

Placa Condição

pos.1 pos.2 pos.3 pos.4 pos.5 pos.6 pos.7 pos.8 pos.9 pos.10 média

Desvio Padrão compr. compr. comp.médio larg. larg. larg.média

60 J-9 Fresada 47,2 48,0 45,5 44,1 44,8 47,2 46,8 46,5 46,0 44,9 46,1 1,26 502,2 502,5 502,4 180,7 181,1 180,9

61 J-10 Fresada 48,0 46,7 44,9 44,0 43,0 50,0 48,9 47,2 46,5 46,2 46,5 2,16 500,0 500,3 500,2 180,4 180,1 180,3

62 J-11 Fresada 49,8 48,7 47,0 46,4 46,0 45,8 46,5 45,0 43,5 48,9 46,8 1,92 500,5 501,1 500,8 180,1 180,1 180,1

63 J-12 Fresada 47,0 45,5 46,0 46,6 46,1 48,1 47,4 47,3 47,5 48,0 47,0 0,88 501,5 503,0 502,3 180,1 180,9 180,5

64 J-13 Fresada 46,7 44,8 43,2 41,4 41,0 45,8 45,4 43,3 42,5 44,1 43,8 1,88 501,0 501,1 501,1 181,4 180,9 181,2

65 J-14 Fresada 50,0 48,2 47,0 46,9 45,5 46,4 46,2 45,1 46,5 47,2 46,9 1,39 501,8 501,0 501,4 180,0 181,8 180,9

66 J-15 Fresada 50,0 49,9 47,2 50,0 50,0 46,3 46,0 47,1 46,9 48,2 48,2 1,66 500,0 500,2 500,1 180,5 180,8 180,7

67 J-16 Fresada 47,4 47,2 46,2 45,0 45,4 48,7 48,0 45,3 44,8 45,1 46,3 1,41 501,0 500,3 500,7 180,1 180,5 180,3

68 J-17 Fresada 50,3 50,0 48,1 47,2 48,2 52,2 50,9 49,1 49,2 50,0 49,5 1,47 502,4 501,1 501,8 180,9 181,0 181,0

69 J-19 Fresada 51,2 50,4 50,2 48,6 49,8 53,2 48,1 50,5 51,8 51,9 50,6 1,54 500,4 500,8 500,6 179,0 179,8 179,4

70 J-20 Fresada 49,2 49,7 49,0 48,1 47,8 47,8 47,0 48,0 49,2 50,3 48,6 1,02 501,6 502,1 501,9 180,5 180,2 180,4

71 J-21 Fresada 51,0 52,0 51,2 50,9 50,0 50,0 49,8 48,2 47,2 46,9 49,7 1,74 500,6 500,1 500,4 180,1 180,0 180,1

72 J-22 Fresada 45,6 45,9 43,0 41,0 44,9 41,2 40,3 40,9 43,3 42,7 42,9 2,05 501,5 502,1 501,8 180,3 180,7 180,5

73 J-23 Fresada 89,1 90,4 90,0 91,8 93,0 90,4 91,0 93,7 92,4 94,1 91,6 1,68 499,8 500,0 499,9 180,5 180,7 180,6

74 J-24 Fresada 95,8 96,8 93,3 92,0 93,5 96,6 94,9 94,0 95,2 93,6 94,6 1,55 500,0 500,2 500,1 181,0 180,7 180,9

75 J-25 Fresada 44,8 46,3 46,2 45,2 45,1 42,5 43,5 44,7 43,9 43,5 44,6 1,26 500,1 499,9 500,0 180,5 180,7 180,6

76 J-26 Fresada 47,3 45,2 45,5 44,9 44,9 43,0 42,6 40,7 40,7 42,0 43,7 2,20 502,2 501,8 502,0 180,0 180,0 180,0

77 J-27 Fresada 52,1 52,2 50,1 44,5 47,2 45,9 44,8 43,3 47,1 45,1 47,2 3,19 504,1 503,9 504,0 180,9 181,1 181,0

78 J-28 Fresada 50,2 49,0 50,4 50,7 50,3 49,2 49,9 50,2 50,2 49,5 50,0 0,55 501,9 502,1 502,0 181,1 180,9 181,0

79 J-29 Fresada 47,4 46,7 46,3 46,9 45,9 43,9 43,6 44,0 44,5 44,8 45,4 1,40 501,0 501,0 501,0 180,0 180,1 180,0

80 J-30 Fresada 42,9 42,5 43,1 42,4 43,4 43,9 44,3 43,1 43,7 42,2 43,2 0,68 502,9 503,1 503,0 182,1 182,0 182,0

81 J-31 Fresada 43,7 45,0 45,4 47,3 45,5 46,9 45,7 44,6 48,0 45,3 45,8 1,30 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0

82 J-32 Fresada 44,1 43,3 43,0 42,6 44,1 47,4 45,6 44,9 44,1 44,9 44,4 1,41 501,0 501,0 501,0 180,0 180,9 181,0

83 J-33 Fresada 44,3 45,8 44,4 42,6 42,6 44,9 45,8 45,8 45,6 46,3 44,8 1,32 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0

84 J-34 Fresada 46,2 47,8 44,6 44,2 44,2 47,0 51,0 48,2 48,7 48,0 47,0 2,21 501,8 502,1 502,0 180,0 180,0 180,0

85 J-35 Fresada 44,6 44,7 45,0 44,2 44,1 43,7 42,2 42,5 43,1 43,5 43,8 0,94 501,9 502,2 502,0 180,0 180,0 180,0

86 J-36 Fresada 43,2 45,9 45,0 42,0 43,9 45,4 44,7 45,2 46,3 42,6 44,4 1,43 502,0 502,0 502,0 180,0 180,0 180,0

87 J-37 Fresada 44,5 43,0 43,8 44,9 44,5 42,5 43,2 46,3 46,0 46,0 44,5 1,36 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0

88 J-38 Fresada 98,7 97,9 97,6 98,7 98,1 94,1 99,4 98,5 98,5 99,9 98,2 1,60 502,1 501,9 502,0 181,0 181,0 181,0

Ensaio de cisalhamento direto - LENC Ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI

Ensaio de cisalhamento direto LMR-PMI Placas perdidas

Obs,: Todas estas placas foram fresadas foram fresadas a frio com a fresadora 1000C da Wirtgen,

105

Tabela 2. 1 Características das placas cedidas por MOMM (MOMM,1998)

Placas D1N1 D1N2 D1N3 D2N1 D2N2 D2N3 D3N1 D3N2 D3N3 Dmáx

= Dmáx

= Dmáx

= Dmáx

= Dmáx

= Dmáx

= Dmáx

= Dmáx

= Dmáx

= Abertura das peneiras (mm)

25,4 25,4 25,4 19,1 19,1 19,1 12,5 12,5 12,5 EXPOENTE 0,67 0,48 0,41 0,63 0,48 0,42 0,63 0,48 0,41 Percentagem de Vazios (%)

4 4 4 4 4 4 4 4 4

Teor de Betume 4,9459 4,2004 4,3213 4,9788 4,2528 4,4902 5,1441 4,8093 5,0484 Densidade (kg/m3)

2.340 2.370 2.350 2.350 2.360 2.360 2.340 2.340 2.340

RBV (%) 74,60 72,17 70,43 77,04 70,47 72,58 76,12 74,04 74,99 Abertura (mm) Porcentagem Passante (%)

25,4 100 100 100 19,1 82,58 87,14 88,88 100 100 100 12,5 62,12 71,.00 74,60 76,46 81,59 83,84 100 100 100 9,5 51,66 62,19 66,59 64,27 71,52 74,81 84,14 87,61 89,25 4,75 32,43 44,50 50,00 41,45 51,28 56,08 54,40 62,74 66,96 2,8 22,74 34,47 40,19 29,66 39,79 45,02 39,01 48,63 53,79 1,18 12,73 22,71 28,12 17,17 26,28 31,44 22,65 32,07 37,60 0,6 8,08 16,38 21,16 11,19 18,99 23,73 14,80 23,15 28,41 0,3 5,07 11,72 15,96 7,21 13,62 17,79 9,57 16,58 21,32 0,15 3,19 8,39 11,99 4,65 9,76 13,34 6,19 11,87 15,99

0,075 2 6 9 3 7 10 4 8,5 12

Tabela 2. 2 Características das placas cedidas por Peres PR-7 e PR8 de (PERES & BALBO, 1998)

Placas de Peres - Mistura reciclada Valor Teor de Betume (%) Estabilidade (kN) 7,75 6,5

Volume de vazios (%) 4,00 9,3 RBV (%) 75,1 7,5

Densidade aparente (%) 2,27 8,0 Teor de betume final (%) 7,8

Fluência (mm) 5,1 - PENEIRA

(mm) r Curva Resultante De Reciclagem Faixa C -

ABNT Retido (%)

38,1 50 100,00 100 0,0 25,4 50 100,00 100 0,0 19,1 50 100,00 100 0,0 12,7 50 99,30 100 0,7 9,5 50 87,54 100 11,8

4,75 50 63,86 85 23,7 2,8 50 50,46 79 13,4 1,2 50 34,72 64 15,7 0,6 50 26,28 48 8,4 0,3 50 20,08 37 6,2

0,15 50 15,28 30 4,8 0,075 50 8,03 10 7,3

106

Tabela 2. 3 Características das placas cedidas por MERIGHI (J1 a J24 e J60 a J88) – Faixa III da PMSP (MERIGHI, 1998, 1999).

Densidade Aparente (kg/m3) 2.410 Densidade Teórica (kg/m3) 2.486 Estabilidade Teórica (kN) 14,7 Fluência (0,1 mm) 29,97 Vazios (%) 3,1 R.B.V. (%) 79,5 Massa Específica Real Média (kg/m3) 2.694 Teor ótimo (%) 5,15

Material – Agregados e CAP (%) GRANULOMETRIA

Brita 1” 14,23 Brita ½” 14,23 Pedrisco 18,02

Pó 37,94 Areia 9,48 Filler 0,95

CAP 20 5,15 Total 100,00

Tabela 2. 4 Caracterização das placas M1A, M1B (Mistura 1) e M2B (Mistura 2) de Garrido (GARRIDO & BALBO, 1997).

GRANULOMETRIA PENEIRA (mm) Mistura 1 Mistura 2 Faixa C da ABNT

19,0 100 - - 12,5 98,8 - 100-85

9,5 97,5 100 100-75 4,8 74,0 74,55 85-50 2,8 60,9 60,98 80-38

1,18 46,0 47,38 62-26 0,6 36,54 38,51 48-18 0,3 25,32 26,73 38-12

0,15 9,74 7,48 30-8 0,074 5,28 1,28 10-5

RESULTADOS DA DOSAGEM MARSHALL Característica MISTURA 1 MISTURA 2 Densidade aparente (kg/m3) 2.348 2.336 Estabilidade Marshall (kN) 2,49 10,80 Vv (%) 3.217 2,93 RBV (%) 80,731 83,4 Fluência Marshall (0,1 mm) 19,20 43,48 % betume ótima 6,00 6,54

107

As placas utilizadas na primeira etapa tiveram suas superfícies preparadas conforme

descrito nas condições da Tabela 2.1. As utilizadas na segunda e terceira etapas foram

todas fresadas. Na Tabela 2.2 estão indicadas suas dimensões antes de serem recobertas

com concreto fresco de cimento Portland.

A diferença marcante no tipo de tratamento superficial das placas utilizadas na primeira

para a segunda e terceira etapas da pesquisa, além de que nessas duas últimas, nenhuma

recebeu tratamento superficial com resina epóxica, foi o equipamento utilizado para

fresagem. Na primeira etapa foi utilizada uma fresadora modelo F120, mas como esse

equipamento fornece uma fresagem diferente da que ocorre na obra, nas segunda e

terceira etapa foi utilizada a fresadora a frio 1000C da Wirtgen.

Na 1ª etapa, para a produção do concreto foi utilizado um cimento Portland comum do

tipo CPII-E-32, e como agregados, foram selecionados areia média e brita nº1 de granito

da região do município de Embú (diâmetro máximo característico igual a 19 mm), cujas

características se encontram no Anexo I.

A escolha do cimento Portland do tipo CP–II-E-32 se deu pelo fato de ser o tipo de

cimento mais usual, não havendo necessidade de se utilizar o cimento ARI, pois havia

tempo hábil para esperar a cura das placas para então, ensaiá-las, e também pelo receio

de que a cura realizada ao ar pudesse induzir com maior facilidade ao surgimento de

fissuras, caso se utilizasse o cimento tipo ARI.

Porém considerando-se que a utilização do WTUD está ligada à utilização de concreto

de rápida liberação, na 2ª e 3ª etapas utilizou-se cimento do tipo ARI Plus. As

características dos agregados, do cimento e aditivos utilizados nessas etapas, estão

indicadas no Anexo II.

108

Em todas as etapas foi utilizada a brita de diâmetro máximo característico igual a 19,1

mm devido a espessura da placa a ser concretada (aproximadamente 50 mm). Nas 2ª e

3ª etapas, foi utilizada brita granítica, pó-de-pedra calcáreo e areia rosa (quartzo) de

cava, originária do município de Itaporanga, empregando-se o traço apresentado na

Tabela 2.7, referente à moldagem das placas, com material seco em estufa.

O aditivo utilizado foi um plastificante/redutor de água, usualmente recomendado para

reduzir a relação água/cimento para uma mesma consistência de concreto e argamassa,

reduzindo a permeabilidade do concreto, tendo sua caracterização seguindo os ensaios

físicos e mecânicos preconizados na NBR 12.654/92 – “Controle Tecnológico de

Materiais Componentes do Concreto”, constantes do Anexo I. Nas 2ª e 3ª etapas foi

utilizado o Mastermix 390N que é um aditivo plastificante multidosagem redutor de

água para produzir concreto fluido com reduzida perda de trabalhabilidade

(polifuncional), cujas características são apresentadas Anexo II.

Nas três etapas, optou-se pela não utilização de sílica ativa e nem adição de fibras de

polipropileno, embora seja uma prática comum segundo a literatura internacional, pelo

fato de que ambas diminuem a trabalhabilidade do concreto e consequentemente sua

produtividade, e para verificar se seria possível obter-se um CCP que atendesse as

especificações do WTUD, conforme exposto no capítulo 1. No entanto, tomou-se o

cuidado para se obter um bom teor de argamassa do concreto e também com a sua

execução, de maneira a atingir uma resistência à tração na flexão de cerca de 5,0 MPa.

A execução dessas placas em laboratório teve por finalidade estudar o fenômeno de

aderência e a influência dos diversos tipos de tratamentos superficiais, através de

ensaios de cisalhamento estático, e também ensaios de tração à flexão com carga

dinâmica, a fim de verificar se com o acúmulo do número de ciclos de carregamento

109

ocorreria perda da aderência, e se o tipo de tratamento superficial também era

importante.

2.2.2 Moldagem dos corpos-de-prova

Como a finalidade dessa pesquisa é de estudar o fenômeno de aderência, e

considerando-se o apresentado no Capítulo 1, sobre os fatores que afetam esse

fenômeno, foram preparadas as superfícies do CA conforme esquema das Figuras 2.2 e

2.3, sendo que os corpos-de-prova foram moldados em três etapas.

Figura 2. 2 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório

– 1ª etapa.

Figura 2. 3 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório – 2ª etapa.

Placas de concreto asfáltico

Com Fresagem (Fresadora Manual F120) Sem Fresagem

Jateamento de Ar

Aplicação de Resina Epóxi

Fôrmas e Concretagem

Placas de Concreto asfáltico

Com Fresagem (Fresadora a Frio 1000C)

Jateamento de Ar

Fôrmas e Concretagem

110

2.2.5.1 Execução das fôrmas

As fôrmas foram executadas utilizando-se compensado de 12 mm de espessura (fôrma

resinada – placas de 2,20 x 1,10 m), com dimensões aproximadas de 180 x 500 x 110

mm para as placas de espessura do concreto asfáltico de aproximadamente 50mm e de

180 x 500 x 118mm para as placas de espessura de 100 mm, ajustáveis a cada placa de

concreto asfáltico.

As placas de concreto asfáltico, foram encaixadas dentro da fôrma, conforme pode ser

visto nas Figuras 2.4 e 2.5.

2.2.5.2 Preparo da superfície

Quanto ao preparo da superfície, em uma 1ª etapa, foram empregados, diversos

tratamentos superficiais na placa de CA, antecedendo a execução do concreto de

cimento Portland. Conforme pode ser observado nas Figuras 2.2 e 2.3, na 1ª etapa

algumas placas foram fresadas e na 2ª , todas foram fresadas, com a utilização de

diferentes equipamentos. Todas as placas foram limpas antes da concretagem com jato

de ar, sendo que na 1ª etapa, algumas receberam pintura de resina epóxi, tendo sido

fresadas ou não, conforme discriminado nas Tabelas 2.1 e 2.2.

2.2.2.2.1. Fresagem

Algumas das placas de concreto asfáltico, antes de receberem a camada de CCP, foram

fresadas. Pretendeu-se com isso simular no laboratório o que ocorre geralmente nas

obras onde é aplicado o WTUD.

111

Figura 2. 4 Detalhe da fôrma contendo a placa de concreto asfáltico tratada com resina do tipo epóxi

Figura 2. 5 Fôrmas contendo placas de concreto asfáltico recobertas com resina do tipo epóxi, assentadas sobre colchão de areia para nivelamento

112

Para a execução desse tratamento, na 1ª etapa, foi utilizada a fresadora modelo F120

com carretel de widia (Figura 2.7), sendo que a sua escolha deveu-se ao temor de se

empregar uma fresadora utilizada em campo, dada a fragilidade das placas. Esta

fresadora produz sulcos uniformes, mas menos profundos que os obtidos em campo,

conforme pode ser observado na Figura 2.8.

Para a execução da fresagem foi feito um gabarito de fôrma de compensado 12 mm, de

maneira a garantir a fixação da placa e uma fresagem com sulcos homogêneos,

conforme pode ser observado na Figura 2.7.

Após a fixação da placa no gabarito, a fresagem seguiu a seqüência esquematizada na

Figura 2.6.

Figura 2. 6 Esquema da seqüência da fresagem realizada com a F120 (1ª etapa).

1ª etapa de fresagem








113

Figura 2. 7 Fresagem das placas com fresadora manual – 1ª etapa

Figura 2. 8 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem com a fresadora manual

114

Nas 2ª e 3ª etapas foram fresadas placas similares àquelas empregadas na primeira

etapa, utilizando-se a fresadora 1000C, utilizada usualmente em obras de pavimentação

(Figura 2.9).

Para execução da fresagem utilizou-se da forma metálica (Figura 2.10) que foi fixada

em um piso nivelado através de parafusos. Foi feito um gabarito no piso, de maneira a

garantir que os sulcos da fresagem na placa ficassem no sentido longitudinal da placa e

paralelos. A fresadora foi ajustada para que a fresagem ficasse homogênea, removendo-

se as trilhas-de-roda das placas (uma vez que estas placas de concreto asfáltico haviam

sido ensaiadas em simulador de tráfego) e tomando-se o cuidado para que os dentes de

corte não esbarrassem na fôrma metálica pois seriam danificados.

As Figuras 2.11 e 2.12 ilustram, respectivamente, a execução da fresagem o acabamento

da superfície. A máquina deslocou-se com baixa velocidade, de maneira a abalar a placa

(evitando assim esforços que levassem à fissuração do CA).

Na 2ª etapa, como uma maneira de melhor comparar a macrotextura das placas de

concreto asfáltico fresadas e as não fresadas, logo após a limpeza com jato de ar, foi

realizado o ensaio de mancha de areia, cujos resultados estão apresentados no item 2.3.

Na Figura 2.13 é apresentado o aspecto da macrotextura da placa após a fresagem com a

1000C.

115

Figura 2. 9 Fresadora 1000C – Fresagem a frio – Wirtgen

Figura 2. 10 Fôrma metálica utilizada na fresagem com a 1000C

116

Figura 2. 11 Fresagem da placa de concreto asfáltico, fixada em fôrma metálica

Figura 2. 12 Placa de CA após a fresagem. Os sulcos são paralelos e longitudinais (2ª etapa)

117

2.2.2.2.2. Limpeza da superfície com jato de ar

Todas as placas, independentemente do tratamento superficial a que foram submetidas,

tanto na primeira etapa como na segunda, receberam jato de ar na superfície superior,

com a finalidade de limpá-la, conforme pode ser observado na Figura 2.14.

2.2.2.2.3. Tratamento da superfície com resina tipo epóxi

Nas placas a serem tratadas com resina do tipo epóxi, foi aplicado um adesivo estrutural

de baixa viscosidade a base de epóxi, recomendado na colagem de concreto velho com

concreto novo e argamassas, aços, vidros, alumínio e mármores.

A pintura foi efetuada com utilização de pincel sobre a superfície limpa e seca,

formando um filme uniforme e sem empoçamentos, em um prazo menor do que seis

horas, pois o material a ser colado (concreto fresco) deveria entrar em contato com o

adesivo epóxi ainda pegajoso. O consumo foi da ordem de 0,5 a 0,7 kg/m2. Maiores

detalhes sobre o tipo de resina epóxi utilizada são apresentados no Anexo I. Nas Figuras

2.4 e 2.5 pode-se observar a superfície da placa após o tratamento com resina do tipo

epóxi.

2.2.5.3 Moldagem das placas

A moldagem das placas seguiu a sequinte seqüência:

a) Nivelamento das placas para a concretagem

O nivelamento das placas de CCP a serem executadas foi controlado com o auxílio do

nível de mão e assentando-se as fôrmas sobre um colchão de areia no local em que

seriam moldadas e curadas (ao ar livre), conforme pode ser observado nas Figuras 2.5 e

2.15. A concretagem foi iniciada nas primeiras horas do dia, de maneira a evitar

incidência mais forte de radiação solar nas primeiras horas de cura.

118

Figura 2. 13 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem, utilizando-se a 1000C

Figura 2. 14 Limpeza da superfície das placas de concreto asfáltico com jato de ar

119

Figura 2. 15 Moldagem das placas na 2ª etapa

b) Dosagem do concreto

O traço do CCP empregado na pesquisa está descriminado na Tabela 2.7.

Tabela 2. 5 Traço empregado na concretagem das placas.

Etapa Traço em massa seca Relação água/ Materiais secos

(%)

Consumo de cimento (kg/m3)

Abatimento médio NBR NM 67/98

(mm)

Volume concretad

o (m3)

1ª 1: 1,11: 2,22 x=0,40

com 0,2% de aditivo1 9,2 450 120 0,444

2ª 1:1,16:0,50:2,25 x=0,40 com 0,7% de aditivo2

8,1 450 92 0,365

3ª 1:1,16:0,50:2,25 x=0,40 com 0,7% de aditivo2

8,1 450 93 0,220 1 1:a:b:x (cimento: areia: brita nº1: relação água/cimento) 2 1:a:p:b:x (cimento: areia: pó de pedra: brita nº1: relação água/cimento)

c) Mistura dos Materiais

Em todas as etapas a mistura foi realizada em betoneira elétrica de eixo inclinado sendo

que na 1ª etapa, a capacidade era de 0,320m3, com um saco de cimento por betonada,

totalizando quatro betonadas, e nas segunda e terceira etapas, a capacidade era de

120

0,160m3, com meio saco de cimento por betonada, totalizando 8 e 5 betonadas,

respectivamente.

Antes de ser iniciada a mistura dos materiais, além de verificar o sentido de rotação da

betoneira, bem como a velocidade preconizada na NBR 6118/80, executou-se uma

imprimadura no interior da cuba, de maneira a evitar a aderência da argamassa do

concreto às paredes da betoneira. A imprimadura foi realizada utilizando-se uma

argamassa de cimento, areia e água, deixando as pás e a cuba “caramelizada”. O

excesso foi removido virando-se a boca da cuba para baixo.

A alimentação da betoneira foi manual, sendo que o traço dos materiais foi tomado em

massa. Na 1ª etapa o tempo de mistura na betoneira foi de dois minutos por betonada, já

na 2ª etapa e 3ª etapas foi de 1 minuto para a mistura da brita e pó-de-pedra com 20% da

água e mais 3 minutos, incorporando-se a areia, cimento, restante da água e aditivo.

d) Lançamento e adensamento do concreto

Antes de ser lançado o concreto na fôrma, foi verificada sua consistência, conforme

descrito no item 2.3.1. O concreto foi transportado até a fôrma com auxílio do carrinho

de mão provido de roda pneumática, a uma distância menor que 5 metros. Nas três

etapas o adensamento foi executado com o auxílio de um vibrador de imersão, conforme

mostrado na Figura 2.16.

O arrasamento do concreto foi obtido com auxílio de desempenadeira de aço, tomando-

se o cuidado para que a superfície ficasse uniforme, nivelada, sem presença de

saliências, reentrâncias ou depressões.

121

2.2.3 Cura

A NBR 6118/80 preconiza que a proteção contra a secagem prematura deve ser feita

pelo menos nos sete dias iniciais. Nesse experimento, em todas as etapas, as placas

foram mantidas úmidas por 28 dias, regando-as três vezes ao dia.

O processo de cura teve início logo após a concretagem, cobrindo-se as placas com

sacos de algodão umedecidos, e no dia seguinte, logo cedo, foram cobertas com uma

camada de areia úmida, conforme pode ser observado nas Figuras 2.17 (1ª etapa) e 2.18

(2ª etapa). As placas após serem cobertas com sacos de algodão e uma camada de areia

úmida, foram protegidas com uma lona plástica.

Nas segunda e terceira etapas, as placas foram mantida à sombra, dentro do laboratório,

nos dois primeiros dias, devido à presença de uma frente fria, pois a temperatura externa

caiu para a faixa dos 10ºC. Com o aumento da temperatura, as placas e corpos-de-prova

foram transferidos para local externo, cobrindo-as com sacos de algodão e camada de

areia úmida, além da lona plástica.

2.2.4 Desforma das Placas

A desforma das placas e sua remoção do local onde foram moldadas para o laboratório

ocorreu após 28 dias. Nas Tabelas 2.8 (1ª etapa) e 2.9 (2ª e 3ª etapas) estão indicadas as

medidas das placas após a desforma.

2.4 Ensaios de Controle Tecnológico

O controle tecnológico da macrotextura das placas de CA foi realizado através do

ensaio de mancha de areia (ou altura de areia). Pela ausência de normas brasileiras, o

ensaio foi realizado de acordo com a ASTM E-965/96.

122

Figura 2. 16 Adensamento do concreto lançado na fôrma com vibrador de imersão

Figura 2. 17 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 1ª etapa.

123

Figura 2. 18 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 2ª etapa

O controle tecnológico do CCP foi realizado por meio de ensaios com corpos-de-prova

cilíndricos e prismáticos.

Em ambas as etapas, com a finalidade de melhor conhecer as características do

concreto, foram moldados, simultaneamente à execução das placas, corpos-de-prova

cilíndricos e prismáticos, conforme especificado na Tabela 2.10, seguindo o

procedimento recomendado na norma NBR 5738/94 – “Moldagem e Cura de Corpos-

de-Prova Cilíndricos ou Prismáticos de Concreto”.

125

Tabela 2.8 Medidas das Placas após a concretagem e desforma

Nº Placa Status Espessura (mm) Dimensões (mm) pos. 1 pos. 2 pos. 3 pos. 4 pos. 5 pos. 6 pos. 7 pos. 8 pos. 9 pos. 10 média sd compr. compr. comp.m sd larg. larg. larg.m sd

1 D3N1 - D FM 115,9 116,4 117,9 117,9 116,0 115,8 117,8 117,5 115,8 116,5 116,8 0,9 501,0 500,0 500,5 0,7 182,0 183,0 182,5 0,7 2 D1N2 - A FM 116,4 116,1 117,0 117,1 117,3 116,1 117,0 116,5 118,3 120,3 117,2 1,3 502,0 501,0 501,5 0,7 181,0 183,0 182,0 1,4 3 D3N1 - C FM 116,2 115,9 115,3 116,1 116,7 118,1 118,0 117,5 117,8 119,0 117,1 1,2 502,0 504,0 503,0 1,4 182,0 182,0 182,0 0,0 4 D3N2 - B FM 118,0 117,0 116,5 116,5 117,0 117,0 116,4 116,2 116,0 117,0 116,8 0,6 509,0 502,0 505,5 4,9 183,0 186,0 184,5 2,1 5 D3N2 - D FM 119,0 117,5 117,1 116,1 118,3 121,0 118,0 116,4 115,5 115,3 117,4 1,7 502,0 503,0 502,5 0,7 182,0 184,0 183,0 1,4 6 J - 3 FM 114,2 114,5 115,7 117,0 117,0 116,5 116,6 114,0 113,9 114,2 115,4 1,3 502,0 502,0 502,0 0,0 183,0 184,0 183,5 0,7 7 D3N1 - B FM 118,3 118,0 117,3 116,8 117,9 119,5 118,5 116,2 119,2 121,5 118,3 1,5 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 182,0 182,0 0,0 8 J - 6 FM 118,7 117,0 117,1 117,0 116,4 116,0 116,3 116,5 117,0 116,4 116,8 0,8 503,0 504,0 503,5 0,7 182,0 182,0 182,0 0,0 9 D3N3 - B FM 117,5 116,6 117,8 116,7 117,1 117,9 116,9 116,1 116,0 117,9 117,1 0,7 501,0 500,0 500,5 0,7 183,0 183,0 183,0 0,0 10 J - 8 FM 117,5 118,5 119,0 116,2 116,5 116,9 117,2 115,9 115,5 115,9 116,9 1,2 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 182,0 182,0 0,0 11 D3N3 - C FM 116,5 117,0 116,3 116,5 118,0 116,4 116,1 117,0 115,5 115,5 116,5 0,7 500,0 502,0 501,0 1,4 182,0 183,0 182,5 0,7 12 J - 4 FM 116,8 116,5 116,3 115,6 115,0 116,5 117,0 116,5 115,0 116,3 116,2 0,7 501,0 509,0 505,0 5,7 183,0 181,0 182,0 1,4 13 D3N2 - A FM 119,2 116,5 116,0 115,5 115,0 115,2 116,0 114,0 115,1 115,4 115,8 1,4 503,0 502,0 502,5 0,7 182,0 182,0 182,0 0,0 14 J - 5 FM 111,1 112,2 112,0 113,0 114,6 113,4 114,0 114,0 116,0 117,0 113,7 1,8 504,0 507,0 505,5 2,1 182,0 182,0 182,0 0,0 15 D3N2 - C FM 116,0 116,5 115,5 116,2 116,7 115,4 116,0 115,0 114,9 114,0 115,6 0,8 498,0 501,0 499,5 2,1 182,0 185,0 183,5 2,1 16 J - 7 FM 117,0 115,2 116,0 115,2 116,0 115,4 114,0 115,0 114,2 115,8 115,4 0,9 505,0 503,0 504,0 1,4 183,0 182,0 182,5 0,7 17 D3N1 - A FM 116,1 116,4 116,0 116,5 118,0 116,0 116,0 114,9 114,5 114,7 115,9 1,0 501,0 502,0 501,5 0,7 183,0 185,0 184,0 1,4 18 M1B - 118,5 117,8 116,2 116,0 117,0 116,3 116,0 115,0 115,3 115,3 116,3 1,1 502,0 503,0 502,5 0,7 183,0 182,0 182,5 0,7 19 D3N2 - E FM 116,3 116,0 117,0 117,0 118,0 117,0 115,9 115,0 114,1 114,0 116,0 1,3 461,0 461,0 461,0 0,0 185,0 182,0 183,5 2,1 20 M2B - 117,0 117,0 117,5 118,3 118,4 116,0 116,5 115,1 114,6 114,2 116,5 1,5 501,0 503,0 502,0 1,4 181,0 182,0 181,5 0,7 21 D3N3 - A FM 112,2 112,0 114,5 115,0 116,0 111,3 111,5 114,3 116,8 117,1 114,1 2,2 446,0 446,0 446,0 0,0 183,0 181,0 182,0 1,4 22 D1N3 - A - 118,5 118,0 118,9 118,0 117,4 114,8 116,4 118,5 117,5 117,6 117,6 1,2 502,0 502,0 502,0 0,0 184,0 182,0 183,0 1,4 24 M1A - 117,1 117,0 117,0 117,9 116,5 119,9 119,1 116,8 117,2 117,0 117,6 1,1 388,0 393,0 390,5 3,5 184,0 183,0 183,5 0,7 26 D1N3 - B - 116,3 117,2 116,9 117,8 119,5 116,0 116,2 116,1 118,0 118,1 117,2 1,1 504,0 504,0 504,0 0,0 181,0 181,0 181,0 0,0 28 D1N2 - B FM 117,0 117,1 117,1 119,0 118,3 117,7 118,4 121,5 125,0 120,0 119,1 2,5 502,0 501,0 501,5 0,7 182,0 181,0 181,5 0,7 40 D2N1 - A FM/R 117,3 118,0 116,5 112,5 110,0 117,3 117,3 112,0 111,0 108,0 114,0 3,7 500,0 503,0 501,5 2,1 182,0 183,0 182,5 0,7 41 D2N1 - B FM/R 117,3 118,8 116,0 117,6 117,3 118,0 117,8 117,0 116,2 116,7 117,3 0,8 502,0 500,0 501,0 1,4 182,0 184,0 183,0 1,4 42 D2N1 - C FM/R 117,0 118,0 118,3 119,0 120,5 117,1 117,1 117,0 118,0 119,1 118,1 1,2 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 184,0 183,0 1,4 43 D2N2 - A FM/R 115,7 115,4 115,2 115,1 114,6 116,2 117,8 117,5 117,2 118,1 116,3 1,3 502,0 502,0 502,0 0,0 184,0 184,0 184,0 0,0 44 D2N2 - B FM/R 115,4 109,0 114,8 116,3 116,1 104,0 109,3 112,9 115,0 115,3 112,8 4,1 502,0 503,0 502,5 0,7 181,0 182,0 181,5 0,7 45 J - 1 R 117,2 117,0 117,9 117,8 118,0 117,0 116,8 117,0 118,5 118,3 117,6 0,6 501,0 503,0 502,0 1,4 182,0 181,0 181,5 0,7 46 J - 2 FM/R 117,5 117,2 117,2 118,4 117,5 117,0 117,8 117,5 117,5 117,7 117,5 0,4 501,0 504,0 502,5 2,1 181,0 183,0 182,0 1,4 47 D1N1 - A R 119,2 120,2 119,3 117,4 116,3 118,1 118,8 118,0 117,8 116,4 118,2 1,3 503,0 504,0 503,5 0,7 181,0 184,0 182,5 2,1

48 D1N1 - B R 116,6 117,1 118,4 118,3 119,0 115,5 117,6 119,3 119,5 120,7 118,2 1,5 502,0 504,0 503,0 1,4 183,0 184,0 183,5 0,7 49 D1N1 - C T 118,5 118,2 116,0 116,3 116,0 116,0 117,0 116,2 116,8 116,0 116,7 0,9 504,0 502,0 503,0 1,4 182,0 183,0 182,5 0,7 50 D1N2 - C R 118,2 118,2 117,3 117,5 117,3 117,3 117,8 118,3 118,3 118,0 117,8 0,4 500,0 502,0 501,0 1,4 182,0 184,0 183,0 1,4 51 PR8 T/R 121,0 117,9 117,0 117,0 116,9 116,9 116,9 116,2 116,5 116,1 117,2 1,4 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 183,0 182,5 0,7 52 PR7 T/R 117,6 117,5 120,0 118,5 117,8 117,8 119,0 118,0 116,1 115,2 117,8 1,4 500,0 502,0 501,0 1,4 182,0 183,0 182,5 0,7

ensaio de cisalhamento estático – 1ª etapa - LENC ensaio de flexão dinâmico – LTP – EPUSP ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa - LENC ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa – LMR-PMI

Placas Perdidas ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI

126

Tabela 2.9 Medidas das Placas da 2ª etapa após a concretagem e desforma Espessura (mm)

Comprimento (mm) Largura (mm)

Nº da Placa

Placa Status pos.1 pos.2 pos.3 pos.4 pos.5 pos.6 pos.7 pos.8 pos.9 pos.10 média

Desvio Padrão comp. comp.

comprimentomédio largura largura Largura média

60 J-9 Fresada 112,8 112,2 114,1 112,8 115,0 111,9 112,2 113,6 112,7 112,7 113,0 0,96 502,2 502,5 502,4 180,7 181,1 180,9

61 J-10 Fresada 113,3 112,4 113,0 112,6 113,7 113,8 113,0 112,1 111,2 112,8 112,8 0,77 500,0 500,3 500,2 180,4 180,1 180,3

62 J-11 Fresada 112,8 111,6 113,1 112,0 113,1 112,9 112,6 113,0 112,0 112,4 112,6 0,53 500,5 501,1 500,8 180,1 180,1 180,1

63 J-12 Fresada 113,7 113,6 112,6 113,2 113,0 111,9 112,5 111,8 112,3 113,3 112,8 0,67 501,5 503,0 502,3 180,1 180,9 180,5

64 J-13 Fresada 109,8 108,4 109,6 110,5 112,3 111,2 110,2 109,7 109,0 110,6 110,1 1,11 501,0 501,1 501,1 181,4 180,9 181,2

65 J-14 Fresada 111,6 110,7 110,3 111,4 112,5 111,8 110,2 110,6 109,3 110,8 110,9 0,93 501,8 501,0 501,4 180,0 181,8 180,9

66 J-15 Fresada 113,5 114,2 114,2 112,9 112,5 112,1 112,0 111,4 111,9 112,1 112,7 0,99 500,0 500,2 500,1 180,5 180,8 180,7

67 J-16 Fresada 108,8 110,9 110,9 110,8 110,7 109,0 110,5 111,4 110,9 110,9 110,5 0,86 501,0 500,3 500,7 180,1 180,5 180,3

68 J-17 Fresada 113,2 111,9 113,9 112,7 113,0 111,1 111,9 111,8 110,9 112,9 112,3 0,96 502,4 501,1 501,8 180,9 181,0 181,0

69 J-19 Fresada 115,2 112,1 112,5 112,5 111,6 113,3 111,9 112,8 112,0 112,5 112,6 1,02 500,4 500,8 500,6 179,0 179,8 179,4

70 J-20 Fresada 113,6 112,5 113,9 112,3 114,6 114,1 112,3 113,5 112,2 113,8 113,3 0,88 501,6 502,1 501,9 180,5 180,2 180,4

71 J-21 Fresada 112,9 111,9 113,0 112,4 112,5 111,7 112,6 113,5 113,6 115,0 112,9 0,96 500,6 500,1 500,4 180,1 180,0 180,1

72 J-22 Fresada 110,2 110,5 111,5 111,4 111,3 113,3 111,2 112,3 112,8 113,2 111,8 1,08 501,5 502,1 501,8 180,3 180,7 180,5

73 J-23 Fresada 189,7 189,0 189,2 190,0 190,2 190,0 189,7 190,2 191,0 191,5 190,1 0,75 499,8 500,0 499,9 180,5 180,7 180,6

74 J-24 Fresada 190,0 189,0 190,2 190,0 191,1 190,3 189,0 190,0 190,2 190,1 190,0 0,61 500,0 500,2 500,1 181,0 180,7 180,9

75 J-25 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 500,1 499,9 500,0 180,5 180,7 180,6

76 J-26 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,2 501,8 502,0 180,0 180,0 180,0

77 J-27 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 504,1 503,9 504,0 180,9 181,1 181,0

78 J-28 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,9 502,1 502,0 181,1 180,0 181,0

79 J-29 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,0 501,0 501,0 180,0 180,1 180,0

80 J-30 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,9 503,1 503,0 182,1 182,0 182,0

81 J-31 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0

82 J-32 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,0 501,0 501,0 180,0 180,9 181,0

83 J-33 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0

84 J-34 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,8 502,1 502,0 180,0 180,0 180,0

85 J-35 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,9 502,2 502,0 180,0 180,0 180,0

86 J-36 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 180,0 180,0 180,0

87 J-37 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0

88 J-38 Fresada 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 - 502,1 501,9 502,0 181,0 181,0 181,0

ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa - LENC ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa – LMR–PMI Placas Perdidas ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI

Obs.: Todas estas placas foram fresadas foram fresadas a frio com a fresadora 1000C da Wirtgen.

127

Tabela 2.6 Resumo do número de corpos-de-prova moldados para controle tecnológico E

tapa

Loc

al Tipo de

corpo-de- prova

Quan-tidade

Tipo de

cura Ensaio Laboratório

cilíndricos 06 NBR 5739/94 e NBR 8522/84 PCC-EPUSP

PCC

-E

PUSP

prismáticos 06

NBR 5739/94 e Determinação do módulo de deformação estático e diagrama tensão-deformação (não normalizado)

PCC-EPUSP

06

Ao ar

NBR 5739/94 e NBR 8522/84

1ª

cilíndricos 06 Câmar

a Úmida

NBR 5739/94 e NBR 8522/84

LENC/IPT

cilíndricos 12 NBR 5739/94 e NBR 8522/84 LENC/IPT

prismáticos 09

NBR 5739/94 e Determinação do módulo de deformação Estática e Diagrama Tensão-Deformação (não normalizado)

IPT

2ª

cilíndricos (*)

02

NBR 7222/94 – Argamassa e Concreto – Determinação da Resistência à tração por compressão diametral de corpos-de-prova cilíndricos

cilíndricos 15 NBR 5739/94 3ª

L

EN

C

prismáticos 06

Ao ar

NBR 3483/91

LENC

(*) φ= 100 x 200 mm

Com a preocupação de melhor caracterizar o concreto utilizado na moldagem das

placas, e pelo fato das normas para determinação da resistência a compressão e do

módulo de deformação preconizarem a cura em câmara úmida dos corpos-de-prova, na

1ª etapa foram moldados mais doze corpos-de-prova cilíndricos, com o mesmo traço, no

laboratório da LENC, tendo sido metade curado ao ar e a outra metade na câmara

úmida. Esses corpos-de-prova foram ensaiados no IPT – Instituto de Pesquisas

Tecnológicas do Estado de S. Paulo.

Este procedimento teve por finalidade verificar se as características mecânicas do

concreto de elevada resistência eram tão sensíveis ao tipo de cura.

128

Nas três etapas os corpos-de-prova cilíndricos foram moldados com adensamento

manual. Na Figura 2.19 pode ser observado o acabamento da moldagem de um corpo-

de-prova. Já os corpos-de-prova prismáticos foram moldados em uma única camada e

adensados com a utilização de vibrador de imersão, conforme mostrado na Figura 2.20.

Os corpos-de-prova moldados na obra permaneceram no local da concretagem, sendo

mantidos úmidos por 28 dias, envolvidos em estopa umedecida e cobertos com camada

de areia.

2.2.1 Macrotextura das placas de CA

No Capítulo 1 foi enfatizado que a aderência entre o CCP e o CA é essencial para o bom

desempenho do WTUD. Neste mesmo capítulo foi discutido que a fresagem seguida de

uma boa limpeza melhora a aderência na interface e que a utilização do grooving ao

invés da fresagem, traria benefícios quanto à aderência.

Nessa pesquisa foram efetuadas medições em placas antes e depois de serem fresadas a

frio com o equipamento 1000C, para se diferenciar a macrotextura entre ambas as

situações.

Esse ensaio, também denominado de altura da areia, é normalizado pela ASTM e

consta em determinação da altura da areia, espalhando-se sobre a superfície, um volume

conhecido de uma areia padrão e medindo-se a área coberta.

Essa areia é espalhada em forma de círculo, com auxílio de um soquete de madeira com

mão de graal, sobre a superfície na qual se deseja efetuar a medição, procurando-se

nivelar os sulcos, preenchendo-os com essa areia. Determina-se o diâmetro médio da

mancha e calcula-se a altura da areia.

Na Figura 2.21 está mostrando a realização do ensaio de mancha de areia sobre placa

fresada.

129

Figura 2. 19 Moldagem de corpos-de-prova cilíndricos

Figura 2. 20 Moldagem de corpos-de-prova prismáticos

130

Figura 2. 21 Ensaio de Mancha de Areia em placa fresada

2.2.2 Consistência do Concreto Fresco

O controle tecnológico do concreto fresco foi efetuado através do ensaio NBR NM

67/98 – Concreto – Determinação da Consistência pelo Abatimento do Tronco de Cone,

conforme ilustrado na Figura 2.22, em cada betonada.

2.2.3 Ensaio de Compressão

Os ensaios de compressão de corpos-de-prova cilíndricos foram realizados conforme

procedimento preconizado na NBR 5739/94, sendo que os corpos-de-prova foram

capeados com enxofre.

Na 1a etapa, os corpos-de-prova moldados, foram curados ao ar e rompidos aos 28 dias

de idade no PCC-EPUSP e na LENC. Dos moldados na LENC, 06 foram curados ao ar

131

e 06 em câmara úmida, tendo seido ensaiados no IPT, conforme discriminado na Tabela

2.10.

Figura 2. 22 Determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone

Em uma 2a etapa, 12 corpos-de-prova cilíndricos e 09 corpos-de-prova prismáticos

foram curados ao ar livre, sendo que destes 06 foram ensaiados pela LENC, segundo a

NBR 5739/94 e a NBR 3483/91, com determinação da resistência à compressão de

corpos-de-prova nas idades de 24 horas, 07 e 28 dias e 06 corpos-de-prova cilíndricos e

06 prismáticos foram ensados no IPT, segundo a NBR 8522/84 e a NBR 3483/91.

Já na 3a etapa, por se tratar do mesmo traço da 2a, foram ensaiados na LENC corpos-de-

prova cilíndricos para a determinação da resistência à compressão do CCP com idades

de 36 horas, 7 e 28 dias, além de corpos-de-prova prismáticos.

Essa preocupação na determinação da resistência à compressão nas primeiras idades

deveu-se sobretudo por:

132

• 24 horas: encontra-se na literatura sobre o assunto, especificações para a resistência

à compressão com 24 horas, principalmente pelo fato dos CCP usualmente

utilizados no WTUD serem de liberação rápida, quando é necessário conhecer-se a

sua resistência nas primeiras horas;

• 7 dias: nas 2ª e 3ª etapas foi utilizado o cimento Portland ARI Plus.

A retirada do molde foi após 24 horas da moldagem e a cura ao ar, conforme descrito no

item 2.2.3. Como a evaporação da água depende da temperatura e umidade relativa do

ar e qualquer variação nesses dois parâmetros altera, segundo DAL MOLIN (1995),

drasticamente as condições de cura, tais resultados são apresentados no Anexo IV.

A temperatura durante a cura oscilou de um valor mínimo de 12ºC a 22ºC, e o valor

médio durante o período foi de cerca de 17ºC, na primeira etapa, na segunda, de 14ºC a

22ºC e na terceira etapa, de 12ºC a 24ºC. A norma da ABNT .NBR 9479 – “Câmaras

úmidas e tanques para cura de corpos-de-prova de argamassa e concreto”, preconiza

uma temperatura para cura dos corpos-de-prova de 23 ± 2ºC, portanto de 21 a 25ºC,

sendo que tanto na primeira como na segunda etapas, somente em três dias, e na 3a

etapa, em cinco dias, a temperatura atendeu o recomendado. Mesmo assim, os valores

obtidos nos ensaios de resistência à compressão e resistência à tração na flexão, foram

satisfatórios, conforme pode ser observado nos itens 2.4.3 e 2.4.4 desse capítulo, uma

vez que devido ao traço utilizado, era esperado um valor de cerca de 5,0 MPa para a

resistência à tração na flexão.

A umidade relativa do ar oscilou de 52% a 85% na primeira etapa, de 49,7% a 78,7% na

segunda e de 42,7% a 73,3%, na terceira etapa. Embora a norma fixe o valor mínimo de

umidade relativa para cura em 95%, esse problema foi contornado, uma vez que os

corpos-de-prova foram mantidos umedecidos, conforme descrito em 2.2.3.

133

Optou-se pela cura dos corpos-de-prova ao ar com a finalidade de melhor representar o

do concreto utilizado em pista, uma vez que as condições de cura preconizadas pela

norma são as mais favoráveis para o desenvolvimento da máxima potencialidade de

resistência do concreto.

Para melhor conhecer a influência da cura ao ar nos resultados de ensaio, mesmo tendo-

se procurado manter os corpos-de-prova umedecidos, conforme recomendação da

norma NBR 5738/94, foram moldados na primeira etapa corpos-de-prova nas duas

condições, que foram submetidos ao ensaio de resistência à compressão, sendo que no

Anexo III está apresentado um estudo de compatibilidade entre os resultados obtidos,

verificando-se que os resultados foram compatíveis.

2.2.4 Módulo de deformação estática – corpos-de-prova cilíndricos

ANDRADE (1997) salientou que o conhecimento do módulo de deformação é

fundamental na análise das deformações elásticas ou visco-elásticas das estruturas de

concreto. Embora o concreto não seja verdadeiramente um material elástico, e o gráfico

tensão-deformação não seja linear, e possua uma suave curvatura, para fins práticos é

considerado linear, dentro do campo de tensões normalmente adotadas.

GOMES, SHEHATA e ALMEIDA (1997) ressaltaram que o módulo de deformação

depende das propriedades e percentagem dos seus componentes e da interação entre

eles.

Para DAL MOLIN (1995), os fatores água/ materiais secos (cimento e agregados), idade

e cura teriam importância direta sobre o módulo de deformação. De uma forma geral,

aumentariam com a idade, diminuiriam com o fator água/ materiais secos (cimento e

agregados) e cura úmida adequada.

134

Este módulo seria uma medida da resistência à deformação elástica do material, sendo

resultante da relação entre o incremento de tensão e o incremento de deformação,

conforme apresentado na Lei de Hooke, dada pela relação:

σ = Ε . ε [2.1]

onde σ é a tensão imposta (no regime elástico), E é o módulo de deformação e ε é a

deformação unitária sofrida pelo material e verificada experrimentalmente pela relação:

l

l∆=ε [2.2]

na qual ∆l é odeslocamento sofrido na zona de leitura definida no corpo-de-prova e l é

a extensão dessa zona de leitura.

A norma NBR 8522/84 define três tipos de deformação:

• módulo de deformação secante como propriedade do concreto cujo valor numérico é

a inclinação da reta secante ao diagrama tensão-deformação passando pelos seus

pontos B e C correspondentes, respectivamente, à tensão de 0,5 MPa e à tensão

considerada σn (n = 0,1...0,7 ou 0,8 da carga prevista de ruptura à compressão),

conforme apresentado na Figura 2.23;

• módulo tangente de deformação como propriedade do concreto cujo valor numérico

é a inclinação da reta tangente ao diagrama tensão-deformação específica em um

ponto genérico A. Poderá ser obtido determinando-se o coeficiente angular da

tangente da curva a uma dada tensão. Segundo ANDRADE (1997) “... esse tipo de

cálculo só ocorre em alguns casos, pois está limitado a certos critérios, como na

avaliação da carga crítica de flambagem, em que o módulo de deformação será o

módulo tangente à curva tensão-deformação obtida no ensaio de compressão, no

ponto correspondente a esta carga crítica.”;

135

• módulo tangente inicial de deformação que é o módulo de deformação na origem 0

do diagrama tensão-deformação. Para ANDRADE (1997) este módulo só tem

significado para baixas tensões.

Figura 2. 23 Representação esquemática dos módulos de deformação: tangente (Etg), tangente inicial (Eo) e secante (Esec,n) (NBR 8522/84).

Foram utilizados para a medição de deformações, quatro transdutores mecânicos

eletromagnéticos do tipo LVDT – Linear Variable Differential Transducer) fixados no

corpo-de-prova e ligados a um oscilógrafo e amplificador, conforme mostrado na Figura

2.24. O transdutor indutivo de deslocamento era da marca SENSORTEC e o modelo

TID5 com resistência entre terminais 1 e 3 de 90Ω, indutância entre terminais 1 e 3 de

12 mH e sensibilidade para o curso nominal de 40mV/V (5mm).

ANDRADE (1997) comparou o LVDT com uma régua muito precisa, que apresenta

excelente repetibilidade. O autor explicou que os transdutores LVDT normalmente

operariam em freqüências entre 1 Hz e 20Hz, sendo que o consumo típico de corrente é

de 12 mA, com um máximo de 50mA.

Arc tg E0

Arc tg E tg

C

A

σσ n

Deformação específica (∆∆ l/l) 0

0,5 B

Arc tg E sec,n

Ten

são

σσ

136

Figura 2. 24 Foto do corpo-de-prova cilíndrico com o dispositivo para fixação do LVDT – ensaio NBR 8522/84

A proporção de variação de voltagem de saída para a variação da posição mecânica é

expressa em mVsaída/Valimentação/mm de deslocamento. Na Tabela 2.11 está

apresentada a sensibilidade típica de saída de um transdutor.

Tabela 2. 7 Sensibilidade típica de saída de um transdutor

Modelo Sensibilidade típica de saída Transdutores de deformação 85 mV/V/mm a 280mV/V/mm

Transdutores de deslocamento 1,7 mV/V/mm a 158 mV/V/mm

Os quatro LVDT foram calibrados com a utilização de um aparelho que é basicamente

constituído de um micrômetro onde se fixa o LVDT ligado ao transformador

diferencial, sendo impostas deformações em acréscimos de 0,5 mm, lida no micrômetro,

137

e efetuada a leitura no LVDT, obtendo-se a calibração conforme a Tabela 2.12 e a

Figura 2.25.

O ensaio foi realizado com corpos-de-prova cilíndricos no laboratório do PCC-EPUSP e

seguiu o preconizado na NBR 8522/84 com plano da carga tipo II, visto ser o plano em

que o diagrama tensão-deformação simula uma estrutura previamente submetida a

carregamentos e descarregamentos. Só não atendeu a norma quanto a cura dos corpos-

de-prova, uma vez que deveria ter sido realizada em câmara úmida e no caso, foram

curados ao ar, por razões já mencionadas

Tabela 2. 8 Calibração dos LVDT para ensaios de módulo de deformação

Valores absolutos valores relativos Deformação (mm) LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4

0,0 -19.969 -15.510 -19.915 -19.992 0 0 0 0 0,5 -18.202 -15.373 -16.352 -17.601 1.767 137 3.563 2.391 1,0 -16.415 -14.036 -12.723 -15.129 3.554 1.474 7.192 4.863 1,5 -14.608 -12.791 -9.023 -12.595 5.361 2.719 10.892 7.397 2,0 -12.724 -11.544 -5.394 -10.033 7.245 3.966 14.521 9.959 2,5 -10.779 -10.251 -1.857 -7.446 9.190 5.259 18.058 12.546 3,0 -8.745 -8.898 1.602 -4.850 11.224 6.612 21.517 15.142 3,5 -6.667 -7.501 5.098 -2.257 13.302 8.009 25.013 17.735 4,0 -4.556 -6.027 8.611 318 15.413 9.483 28.526 20.310 4,5 -2.430 -4.498 12.063 2.873 17.539 11.012 31.978 22.865 5,0 -321 -2.973 15.301 5.379 19.648 12.537 35.216 25.371 5,5 1.812 -1.488 18.506 7.808 21.781 14.022 38.421 27.800 6,0 3.829 60 10.136 23.798 15.570 30.128 6,5 5.717 1.585 12.233 25.686 17.095 32.225 7,0 7.592 3.078 13.207 27.561 18.588 33.199 7,5 9.481 4.509 29.450 20.019 8,0 11.294 5.864 31.263 21.374 8,5 13.059 7.119 33.028 22.629 9,0 14.739 8.317 34.708 23.827 9,5 16.384 9.444 36.353 24.954 10,0 17.861 10.520 37.830 26.030 10,5 18.341 11.367 38.310 26.877

11,0 12.265

27.775

138

.Figura 2. 25 Curvas de Calibração do LVDT1, LVDT2, LVDT3 e LVDT4

2.2.5 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos

O ensaio para a determinação da resistência à tração na flexão em corpos-de-prova

prismáticos seguiu o procedimento prescrito no MB-3483/91, menos no que concerne à

cura que foi ao ar, tendo sido realizado na 1ª etapa, no laboratório de PCC-EPUSP, e na

2ª , no IPT, aos 28 dias de idade.

O ensaio para a determinação da resistência à tração na flexão em corpos-de-prova

prismáticos seguiu o procedimento prescrito no ABNT MB-3483/91, menos no que

concerne à cura que foi ao ar, tendo sido realizado no laboratório de PCC-EPUSP, aos

28 dias de idade. A ruptura dos corpos-de-prova ocorreu no terço médio da distância

entre os elementos de apoio, conforme esquema apresentado na Figura 2.26. A

resistência à tração na flexão (fctm) foi calculada pela fórmula:

C u r v a d e C o r r e l a ç ã o d a l e i t u r a d o s L V D T s e D e f o r m a ç ã o

y = 0 .0003xr2 = 0 .9975

y = 0 .0001xr2 = 0 .9995

y = 0 .0002xr2 = 0 .9978

y = 0 .0004xr2 = 0 .9922

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

10 .0

12 .0

0 5 0 0 0 1 0 0 0 0 1 5 0 0 0 2 0 0 0 0 2 5 0 0 0 3 0 0 0 0 3 5 0 0 0 4 0 0 0 0 4 5 0 0 0

(Leitura - Leitura inicial) l

Def

orm

ação

(m

m)

L V D T 1

L V D T 2L V D T 3

L V D T 4

L inea r ( LVDT1)

L inea r ( LVDT3)

L inea r ( LVDT4)

L inea r ( LVDT2)L inea r ( LVDT4)

L inea r ( LVDT3)

L inea r ( LVDT2)

L inea r ( LVDT4)

L inea r ( LVDT3)

L inea r ( LVDT2)

139

Fctm = P la / b d2

[2.3]

sendo P a carga aplicada no momento da ruptura na presna estática, la o comprimento do

corpo-de-prova entre os apoios, b e d a largura e a altura de sua seção transversal,

respectivamente.

Figura 2.26 Esquema de carregamento para ruptura dos corpos-de-prova prismáticos

2.2.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos.

Como este ensaio não está normalizado pela ABNT utilizou-se do procedimento

descrito nesse item.

No levantamento da curva de carga por deflexão utilizou-se o controle eletrônico de

deslocamento através de um transdutor do tipo LVDT com deslocamento de até 7,5 mm

da marca Shimadzu tipo DT-5S. O LVDT foi apoiado em um suporte denominado

“Yoke” apresentado na Figura 2.28 e na Figura 2.29. Este sistema é adotado na norma

ASTM C1018-94b (1994).

450 mm

la/3 la/3 la/3

d 150 mm

b 150 mm

P/2 P/2

P/2 P/2

140

Figura 2. 27 Suporte para fixação do LVDT em corpo-de-prova prismático

Figura 2. 28 Foto do dispositivo tipo “Yoke”, utilizado no ensaio

15 cm

≈ 7,5 cm

Cutelos

Cutelos

Fixação do “Yoke” no cp alinhado ao cutelo

Anteparo da agulha do LVDT fixado na base do cp

LVDT

“YOKE”

BASE DA PRENSA

141

O LVDT foi fixado de tal maneira para que quando ocorresse a ruptura do corpo-de-

prova não sofresse nenhum dano.

FIGUEIREDO (1997) alertou para o caso de se adotar o apoio na base da prensa, como

mostra a Figura 2.29, onde sobre o LVDT também incidiriam as deformações do cutelo

e do contato deste com o corpo-de-prova.

BANTHIA e TROTTIER (1995) apresentaram curvas obtidas com o uso de diversos

sistemas para a medição das deformações, apresentadas na Figura 2.30.

Figura 2. 29 Sistema de fixação do LVDT onde as deformações de cutelo e apoio do corpo-de-prova incidem nas deflexões lidas (procedimento não recomendado) (FIGUEIREDO – 1997)

Figura 2. 30 Curvas carga por deflexão obtidas a partir de três técnicas diferentes de medida da deflexão (BANTHIA e TROTTIER, 1995)

Cutelos

Cutelos

Suporte do LVDT fixado na base ba prensa

LVDT

BASE DA PRENSA

corpo-de-prova prismático

142

Os corpos-de-prova foram moldados conforme NBR 5738/94, tendo sido ensaiados 4

corpos-de-prova, cuja resistência à tração na flexão prevista foi determinada ensaiando-

se dois corpos-de-prova, conforme descrito no item anterior. Para o sistema de aplicação

de carga e apoio adotou-se o mesmo da Figura 2.26, que é a adotada na MB 3483/91 da

ABNT.

Foi feita a leitura antes do carregamento e depois se carregou lentamente o corpo-de-

prova, até que a placa superior de compressão da máquina de ensaio ficasse ajustada

completamente. Então, aplicou-se aplicar uma pequena carga (tensão de cerca de 0,5

MPa) e observou-se a reação do aparelho de medição. Isso foi realizado até que se

verificasse que a placa estava sem folga e que o LVDT acusava variações a qualquer

incremento de carga.

Foram efetuados cinco carregamentos até 4 kN (10% da carga de ruptura admissível de

40 kN), a uma velocidade de 0,05 mm/minuto, conforme recomendado na C1018 – 94b

(1994), que recomenda uma velocidade de aumento da flecha no meio do vão de 0,05 a

0,10 mm/minuto e descarregando até 1 kN, sendo que o último descarregamento foi até

0,5 kN, para ajuste dos cutelos, sendo posteriormente aplicada a carga até a ruptura.

2.4 Resultados Obtidos

2.2.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico

Os resultados do ensaio de mancha de areia realizados na 2ª etapa em placas fresadas e

sem fresar, conforme descrito no item 2.2.2.2, estão indicados na Tabela 2.13.

143

Tabela 2. 9 Resultados do ensaio de mancha de areia em placas de concreto asfáltico

Diâmetro (mm) Altura da Areia (mm) Placa Status

BE Centro BD BE Centro BD Média V.Médio

60 Fresada 116,32 117,88 116,93 2,35 2,29 2,33 2,32 62 Fresada 127,23 120,55 118,25 1,97 2,19 2,28 2,14 65 Fresada 110,90 118,75 121,03 2,59 2,26 2,17 2,34 68 Fresada 130,02 103,23 105,30 1,88 2,99 2,87 2,58 71 Fresada 117,35 115,30 116,28 2,31 2,39 2,35 2,35 75 Fresada 111,59 118,97 120,50 2,56 2,25 2,19 2,33

2,35

60* Antes de fresar 229,15 228,10 228,42 0,61 0,61 0,61 0,61

65* Antes de fresar 231,04 231,12 230,71 0,60 0,60 0,60 0,60

71* Antes de fresar 230,22 229,95 229,64 0,60 0,60 0,60 0,60

0,60

BE é a borda esquerda; BD é a borda direita * No caso das placas antes de fresar, como o diâmetro ultrapassava a largura da placa, mediu-se a área do retângulo e nesta tabela adotou-se um diâmetro equivalente que apresentasse a mesma área. Estas placas não apresentavam trilha-de-roda .

2.2.2 Consistência

Os valores obtidos na avaliação do concreto fresco estão na Tabela 2.14.

Tabela 2. 10Valores obtidos na determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone

Etapa Local Betonada Abatimento (mm) Abatimento médio (mm) 1ª 120 2ª 130 3ª 120

PCC-

EPUSP 4ª 110

120

1ª 130

1ª etapa

2ª 130 130

1ª 85 2ª 90 3ª 100 4ª 100 5ª 90 6ª 90 7ª 90

2ª etapa

8ª 90

92

1 95 2ª 90 3ª 95 4ª 95

3ª etapa

LENC

5ª 90

93

144

2.2.3 Resistência à Compressão

Na Tabela 2.15 estão apresentados os resultados da resistência à compressão para os

corpos-de-prova ensaiados no PCC–EPUSP e no IPT.

A preocupação na moldagem dos corpos-de-prova efetuados na LENC, 1ª etapa, com o

mesmo traço, deveu-se ao fato das normas de ensaio para determinação da resistência à

compressão e a do módulo de deformação preconizarem que as amostras sejam curadas

em câmara úmida.

Nesta etapa também foi realizado um teste de hipótese para verificar se os resultados

obtidos para os corpos-de-prova ensaiados no laboratório do PCC-EPUSP eram

compatíveis com os do laboratório do IPT, conforme apresentado no Anexo III e,

verificou-se que são compatíveis.

No Anexo V está apresentada a planilha de resultados do ensaio do corpos-de-prova

número 3, 4 e 6, ensaiados na 1ª etapa, no laboratório do PCC-EPUSP e na Figura

2.31, o gráfico de tensão-deformação e na Figura 2.32, o gráfico do módulo de

deformação x tensão.

Na 2ª etapa também foi realizado o ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, sendo obtida a

Tabela 2.16 e o gráfico de Tensão x Deformação apresentado na Figura 2.33.

145

Tabela 2. 11 Resultados do Ensaio à Compressão de corpos-de-prova cilíndricos

Eta

pa

Loc

al d

a C

ura

Nº cp

Idad

e

Tip

o de

C

ura

Lab

orat

óri

o

Diâ

met

ro

(mm

) Carga de Ruptura kN Tensão Ruptura (MPa)

Valor Médio (MPa) Desvio- Padrão (MPa)

Coeficiente de variação da amostra (%)

1 150,0 949,6 53,7 3* 150,0 1.039,8 58,8 4* 149,4 1.078,0 61,5 5 149,3 1.017,2 58,1

PCC

-EPU

SP

6* A

o A

r

PCC

-EPU

SP

150,0 1.033,9 58,5

58,1 2,80 4,8

942* 150,0 949,0 53,7 938 150,0 883,6 50,0 939 150,0 895,9 50,7 943* 150,0 883,6 50,0 934* 150,0 878,3 49,7 935**

Ao

Ar

IPT

150,0 839,4 47,5

50,8 1,65 3,2

933* 150,0 873,0 49,4 936* 150,0 873,0 49,4 941* 150,0 892,4 50,5 944* 150,0 853,5 48,3 945* 150,0 897,7 50,8

1ª E

tapa

/ 1º

Tra

ço d

e C

CP

932

28 d

ias

Câm

ara

Úm

ida

IPT

150,0 848,2 48,0

49,7 1,00 2,0

24 150,0 363,0 20,9

25 24h

150,0 382,6 22,1 21,5 0,85 3,85

47 150,3 882,9 50,7

48

7 di

as

149,9 907,4 51,4 51,1 0,49 0,97

29 150,3 979,0 55,5 30

LE

NC

150,2 1.034,9 58,4 56,9 2,05 3,60

49 150,0 971,2 55,0 50 150,0 1.005,5 56,9

55,9 1,34 2,40

52* 150,0 - 60,0 53* 150,0 - 61,9

54* 150,0 - 63,8 55*

IPT

150,0 - 62,5

62,1 1,58 2,55

31*** 101,0 397,3 50,6

2ª E

tapa

/ 2º

Tra

ço d

e C

CP

32***

28 d

ias

100,0 416,9 54,1 52,3 2,47 4,73

69 150,1 657,3 37,1 70 150,2 652,4 37,0 71 48

h

151,0 657,3 37,1

37,1 0,06 0,16

58 150,5 931,9 52,4 59 7

d

LE

NC

150,5 941,8 52,9 52,6 0,35 0,67

63 150,0 936,6 53,0 64 150,5 964,2 54,2 65 150,0 973,7 55,1

3ª E

tapa

/ 2º

Tra

ço d

e C

CP

LE

NC

72

28 d

ias

Ao

Ar

IPT

150,0 991,4 56,7

54,6 1,32 2,41

* Tensão de Ruptura após o ensaio para determinação do módulo de deformação estática (NBR 8522/84 - Tipo II) ** Valor de Tensão de ruptura desprezado no cálculo da média *** Ensaio de Compressão diametral com cp de 100 x 200 mm

146

Tabela 2. 12 Concreto – Determinação do módulo de Elasticidade Secante – Plano de carga tipo II – NBR 8522/84 – 2ª etapa

Módulo de deformação (GPa) Tensão (MPa) CP-52 CP-53 CP-54 CP-55

5,6 44,3 34,6 34,0 41,6 11,1 40,0 33,4 35,9 40,0 16,7 33,9 33,9 37,5 33,8 22,5 36,2 36,1 36,1 34,8 28,0 37,4 34,3 36,2 34,2 33,6 36,5 36,9 37,6 34,2 39,1 34,6 33,9 33,6 32,6 44,7 33,0 30,4 31,1 31,1

Resistência à compressão após ensaio (MPa)

60,0 61,9 63,8 62,5

Figura 2.31 Tensão de compressão x deformação dos corpos-de-prova 3, 4 e 6 (ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP)

Gráf ico da Tensão x Deformação Especí f ica

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Deformação Especí f ica (mm/mm)

Ten

são

(M

Pa)

C P 3C P 4

C P 6

147

Figura 2. 32 Gráfico do módulo de deformação secante em função da resistência à compressão dos corpos-de-prova cilíndricos – 1a etapa (módulo de deformação estática NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP)

Figura 2. 33 Gráfico da Tensão x Deformação Específica dos corpos-de-prova 52,53,54 e 55 – 2ª etapa (ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no IPT)

Módulo de Elasticidade Secante x Tensão

0

5

1 0

1 5

2 0

2 5

3 0

3 5

4 0

0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0 4 5 5 0

Tensão (MPa)

Mód

ulo

de E

last

icid

ade

Seca

nte

GP

a)

CP3CP4

CP6

Gráf ico da Tensão x Deformação Espec í f i ca

0

5

1 0

1 5

2 0

2 5

3 0

3 5

4 0

4 5

5 0

0 20 40 60 80 100 120 140 160

D e f o r m a ç ã o E s p e c í f i c a ( m m / m m )

Ten

são

(MP

a)

C P - 5 2

C P - 5 3

C P - 5 4

C P - 5 5

148


Na Tabela 2.17 está apresentado os resultados de resistência à tração na flexão - ABNT

MB-3483/91, sendo que, na 1ª etapa, os corpos-de-prova 2, 3, 4 e 6 foram ensaiados

para determinação do módulo de deformação.

Tabela 2. 13 Medições e Resultados do ensaio de Resistência à Tração na Flexão - ABNT MB-3483/91 (1ª , 2ª e 3ª etapas)

Altura (d) (mm) Largura (mm) Carga Máxima

Eta

pa

Nºcp

d1 d2 média b1 b2 média kgf N

Fctm (MPa)

Valor Médio (MPa)

Desvio Padrão

Coeficiente de

Variação da

Amostra (%)

1 150,0 150 150,4 151 151,7 151,4 3.975 38.955 5,1 2 149,9 149,9 149,9 151,9 151,3 151,6 3.828 37.514 5,0 3 151,0 150,3 150,7 150,2 149,8 150,0 4.272 41.866 5,5 4 150,0 149,9 150,0 150,6 151,2 150,9 4.018 39.376 5,2 5 150,0 1502 826,1 150,0 148,9 149,5 4.130 40.474 5,4 1ª

(1º

traç

o)

6* 150,0 150,0 150,0 151,2 151,7 151,5 4.034 39.533 5,2

5,2 0,24 4,6

26 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 5.200 51.012 6,65 27 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 5.800 56.898 7,45 28 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.700 55.917 7,20 35 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.150 50.521 6,50 36 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.250 51.502 6,65 2ª

(2º

Tra

ço)

37 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.500 53.955 6,95

6,9 0,37 5,3

60 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 5.252 51.522 6,9 61 151,0 151,0 151,0 150,0 150,0 150,0 5.195 50.963 6,7 62 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 5.186 50.875 6,8 66 151,0 151,0 151,0 150,0 150,0 150,0 5.210 51.110 6,7 67 150,0 150,0 150,0 151,0 151,0 151,0 5.450 53.465 7,1 3ª

(2º

Tra

ço)

68 151,0 151,0 151,0 150,0 150,0 150,0 5.013 49.178 6,5

6,8

0,20

3,0

(*) não rompeu

Na 1ª etapa, o valor médio obtido foi de 5,2 MPa e o desvio padrão de 0,24 MPa. O coeficiente de variação da amostra foi de 4,6%. Na 2ª etapa foi de 6,9 MPa, com desvio padrão de 0,37 MPa e coeficiente de variação da amostra de 5,3% e na 3ª etapa foi de 6,8 MPa, com desvio de 0,20 MPa e coeficiente de variação da amostra de 3,0%.

2.2.5 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos

Na Figura 2.34 estão representadas as curvas de carga x deformação dos corpos-de-prova ensaiados na 1ª etapa, conforme descrito no item 2.3.6.

149

Figura 2. 34 Carga x deformação de corpos-de-prova prismáticos – 1ª etapa –

laboratório PCC-EPUSP (ensaio não normalizado, descrito no item 2.3.6)

2.4 Discussão dos Resultados

2.2.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico

A determinação da altura da areia foi efetuada apenas na 2ª etapa, com placas antes da

fresagem e após a fresagem a frio com o equipamento 1000C. Essas placas foram

cedidas por MERIGHI (1998, 1999), conforme explicado no item 2.2.1.

Para realização desse ensaio antes da fresagem, foram escolhidas placas que não foram

submetidas ao ensaio do simulador de tráfego tracking test e portanto, não

apresentavam trilhas-de-roda. O autor também efetuou a determinação da altura de areia

em placas e em um pavimento onde foi utilizada a mesma mistura asfáltica, sendo que

os resultados médios obtidos estão apresentados na Tabela 2.18 .

C A R G A x D E F O R M A Ç Ã O

0

5 0 0 0

1 0 0 0 0

1 5 0 0 0

2 0 0 0 0

2 5 0 0 0

3 0 0 0 0

3 5 0 0 0

4 0 0 0 0

4 5 0 0 00.

00E

+00

1.00

E-0

2

2.00

E-0

2

3.00

E-0

2

4.00

E-0

2

5.00

E-0

2

6.00

E-0

2

D E F O R M A Ç Ã O ( m m )

CA

RG

A (

N)

C P P R IS M Á T I C O 2C P P R IS M Á T I C O 3C P P R IS M Á T I C O 4C P P R IS M Á T I C O 6

150

Tabela 2.14 Resultados do ensaios de mancha de areia efetuados por MERIGHI(1999) e nesta pesquisa

Descrição Valor médio da altura de areia (mm)

Placa sem fresar e sem trilha-de-roda 0,60 Placa sem fresar (MERIGHI, 1999) 0,80 Placa após a fresagem a frio com equipamento 1000C 2,35 Pavimento com a mesma mistura asfáltica (MERIGHI, 1999)

0,60

Ao que pode-se observar, os valores médios da placa sem fresar tanto dessa pesquisa

quanto apresentados por MERIGHI (1999) são coerentes e apresentam a mesma ordem

de grandeza, sendo que o valor um pouco menor se justifica pela dificuldade de

realização desse ensaio sobre a placa. Uma vez que o diâmetro do círculo ultrapassaria a

largura da placa, sendo necessário utilizar-se de algum recurso, como foi o caso dessa

pesquisa, quando obteve-se uma área retangular, determinando-se um diâmetro

equivalente.

O que se nota é que o valor obtido com a fresagem aumenta em cerca de 400% o valor

de uma superfície não fresada, indicando que deve ocorrer um aumento significativo na

superfície de contato, o que traz conseqüências positivas para a aderência entre o CA e o

CCP.

2.2.2 Consistência

Não será feito qualquer comentário sobre a consistência visto a principal preocupação

ser a resistência mecânica. O único cuidado tomado foi em relação ao concreto possuir a

trabalhabilidade necessária para que a moldagem das placas não apresentassem falhas

ou defeitos.

Conforme tolerâncias admitidas para a consistência do concreto através do abatimento

do tronco de cone (NBR 7223), o concreto utilizado tanto na 1ª como na 2ª e 3ª etapas,

pode ser considerado de consistência fluída.

151

2.2.3 Resistência à Compressão

2.2.5.1 Ensaios da 1ª etapa

Verificando no Anexo III o teste de hipótese, pode-se afirmar que os resultados dos

corpos-de-prova moldados e rompidos no laboratório do PCC-EPUSP são compatíveis

com os moldados na LENC e rompidos no IPT, sendo que o valor médio das duas

amostras foi de 54,4 MPa. A importância desse teste se dá na validade dos resultados

obtidos com a cura realizada ao ar livre, uma vez que a norma preconiza que a cura seja

realizada em câmara úmida, e no caso em estudo, não houve influência nos resultados

dos corpos-de-prova curados ao ar livre.

Observando-se a Tabela 2.13, pode-se concluir que a resistência à compressão não foi

afetada pelo tipo de cura, e que a diferença obtida com corpos-de-prova curados ao ar e

em câmara úmida está dentro da variabilidade do ensaio, desde que a cura ao ar seja

realizada com critério.

Como era esperado, o coeficiente de variação da amostra foi maior nas amostras curadas

ao ar livre, embora tenha dado menor que 5%.

Nota-se que no caso desse concreto, uma cura efetuada adequadamente na obra,

conduzirá a valores próximos ao observado com corpos-de-prova curados conforme o

preconizado na norma, cabendo sempre observar que na utilização de concretos de alta

resistência, o cuidado na cura deve ser redobrado, visto o elevado consumo de cimento

induzir a uma maior retração.

Cabe ressaltar que embora o teste de hipótese tenha resultado na aceitação de que as

duas amostras são compatíveis, ao se verificar a tabela de resultados, observa-se que os

valores obtidos no laboratório do PCC-EPUSP são superiores ao do IPT, o que nos

alerta sobre a dificuldade de se obter o mesmo traço.

152


A resistência à compressão média obtida com 24 horas foi de 21,5 MPa, o que atende o

preconizado pela ACPA (1998), que especifica 20 MPa em 24 horas. No Quadro 2.1

estão apresentados alguns valores recomendados pela literatura específica, para a

resistência à compressão de WTUD.

Conforme pode ser observado neste quadro, o CCP utilizado atende com 24 horas o

recomendado por STURM & MORRIS (1998), superando os valores obtidos em

pavimentos WTUD como os de: Ellaville, I-10, California; Leawood, Kansas, nos EUA.

Quadro 2.1 Valores recomendados para a resistência à compressão

AUTOR RECOMENDAÇÃO/ TRECHO EXPERIMENTAL

ACPA (1998) Liberação com ≥ 20 MPa em 24 horas (*) ARMAGHANI & TU (1997,

1999) 17,5 MPa com 24 horas e 40 MPa com 28 dias em Ellaville, I-10,

California, EUA (**)

CHATTIN (1997) Com 14 dias deve ter a resistência de 28 dias de um pavimento usual (*)

COLE et al. (1998), RISSER et al. (1993)

27,59 MPa com 18 horas em Lousville, Kentucky, EUA(**)

CONSTRUTION SUPER NETWORK (1997) apud BALBO

(1999) 24,6 MPa com 24 horas em Tennessee & Dekalb Co, GA, EUA (**)

ENGINEERING NEWS RECORD (1996) apud BALBO

(1999) 21,1 MPa com 24 horas em Leawood, Kansas, EUA (**)

ENGINEERING NEWS RECORD (1996) apud BALBO

(1999) 34,5 MPa com 24 horas em Georgetown, Kentucky, EUA (**)

GROVE et al. (1992) 27,5 MPa aos 28 dias em Dallas Country, Iowa, EUA (**) HALLIN (1996) apud BALBO

(1999) 24,1 MPa com 24 horas em Kansas City, EUA (**)

SILFWERBRAND (1997, 1998) Liberação com 25 a 26 MPa; serragem com 10 a 15 MPa (*) SPEAKMAN & SCOTT III

(1996) 33,07 MPa com 24 horas e 55,40 MPa com 28 dias (*)

STURM & MORRIS (1998) Liberação ≥ 20 MPa com 24 horas e 30 MPa com 28 dias(*)

Recomendação (*) Valor obtido em trecho experimental (**)

Uma vez que a resistência aos 28 dias atingiu o valor médio foi de 56,4 MPa,

considerando-se os resultados do IPT e da LENC, esse CCP também atende o

recomendado por STURM & MORRIS (1998) e SPEAKMAN & SCOTT III (1996) e

153

supera os valores encontrados em alguns locais, tais como, Ellaville, I-10, California;

Dallas Country, Iowa, EUA.


Como o traço utilizado nesta concretagem foi o mesmo da 2ª etapa, determinou-se a

resistência à compressão com 48 horas de idade, com a finalidade de melhor definir a

curva de resistência para as idades. O valor médio obtido foi de 37,1 MPa.

A determinação da resistência aos 28 dias foi realizada com a finalidade de verificação,

uma vez que havia sido utilizado o mesmo traço que na 2ª etapa. O valor médio obtido

foi de 54,6 MPa, em ensaios realizados na LENC, portanto esse CCP também atende o

preconizado pela literatura específica.

2.2.4 Módulo de deformação estática – corpos-de-prova cilíndricos

GOMES, SHEHATA e ALMEIDA (1997) apresentaram fórmulas de correlação entre o

módulo de deformação secante e o valor de resistência a compressão para concreto de

alta resistência, transcrita para o Quadro 2.2.

Para os autores, o módulo de deformação tangente fornecido é na origem e o secante

corresponde a uma tensão entre 0,3 e 0,5 da tensão de ruptura. Recomendam que para se

obter o módulo secante a partir do tangente, de uma maneira prática, se multiplique o

valor do módulo tangente por 0,9, cabendo salientar que no caso de concretos de

maiores resistências, estes módulos tendem a se confundir.

Segundo estes mesmos autores, as expressões que apresentaram melhor correlação no

caso de concreto de elevada resistência, a partir de uma pesquisa realizada em concretos

produzidos utilizando-se materiais disponíveis no Rio de Janeiro e em São Paulo, são:

GOMES (1995); EC2/92; ACI 318/89 e a de MC90, multiplicada por 0,9. Assim sendo,

154

a seguir estão apresentadas as Tabelas 2.19 e 2.20, utilizando-se estas fórmulas e

comparando-se com os valores obtidos, para a 1ª e 2ª etapas, respectivamente.

Quadro 2. 2 Expressões de correlação entre ECCP e fc (extraído de GOMES, SHEHATA e ALMEIDA; 1997)

Referência Ec e fc Observação CARRASQUILLO et al., 1981 Ec = 3.320 (fc )

0,50 + 6.900 Mód. Secante, 21 MPa ≤ fc ≤ 83 MPa

SHIH et al, 1989 Ec = 4.660 (fc)0,50 – 1.370 Mód. Secante, 21 MPa ≤ fc ≤ 83 MPa

ALMEIDA, 1990 Ec = 5.330 (fc )0,50 Módulo Secante

TACHIBANA et al, 1990 Ec = 3.950 (fc)

0,50 + 1.560 Módulo Secante

SHEHATA et al, 1993 Ec = 4.250 (fc)0,50 Módulo Secante

GOMES et al, 1995 Ec = 8.142 (fc)0,37 Módulo Secante

NBR 6118/78 Ec = 6.600 (fc)0,50 Módulo tangente

ACI 318/89 Ec = 4.730 (fc)0,50 Módulo Secante

MC90* Ec = 10.000 (fc)0,33 +

6.900 Módulo tangente, agregado quartzo fc ≤ 80 MPa

EC2/92 Ec = 9.500 (fc)0,30 Módulo secante, agregado quartzo

NS 3473/92 ** Ec = 9.500 (fc)0,33 Módulo secante fc ≤ 94 MPa

CEB, 1995* Ec = 11.000 (fc)0,30 Módulo tangente fc ≤ 100 MPa

*Se os agregados graúdos forem de basalto, calcário ou arenito, o valor de Ec dado pela expressão deve ser multiplicado por 1,2; 0,9 ou 0,7 respectivamente **É recomendado que quando fc ≥ 74 MPa, o módulo de deformação seja obtido experimentalmente Ec = módulo de deformação obtido através do ensaio de compressão; fc = resistência à compressão

Conforme pode-se observar na Tabela 2.19, os valores obtidos e os calculados são

coerentes, com um erro de mais ou menos 10%, sendo que a expressão que apresentou

melhor correlação foi a EC2/92.

Tabela 2. 15 Valores do módulo de deformação calculados pelas expressões extraída de GOMES et al. (1997) e os obtidos (1ª etapa – laboratório PCC-EPUSP)

Expressão Ec (GPa) CP3 Ec (GPa) CP4 Ec (GPa) CP6 Referência

ECCP e fc em MPa Calculado Obtido* Calculad

o Obtido* Calculado Obtido*

GOMES, 1995 ECCP = 8.142 (fc)0,37 31,7 32,1 28,7

EC2/92 ECCP = 9.500 (fc)0,33 31,9 32,3 29,2

ACI 318/89 ECCP = 4.730 (fc)0,50 29,6 30,2 25,9

MC90 * 0,9 ECCP = 9.000 (fc)0,33 30,2 30,6 27,7

DAL MOLIN,1995

ECCP = 20.840 + 200 fc

28,7

33,1

29,0

29,7

26,9

30,7

Valor do módulo de deformação secante para 2/3 da tensão de ruptura, O valor médio foi de 31,2 MPa

155

Tabela 2. 16 Valores do módulo de deformação calculados pelas expressões e os obtidos (2ª etapa – laboratório IPT)

Expressão Ec médio

Ec e fc em MPa Calculado Obtido Calculado Obtido Calculado Obtido Calculado Obtido (GPa)

GOMES, 1995 Ec = 8.142 (fc)0,37 37,0 37,5 37,9 37,6

EC2/92 Ec = 9.500 (fc)0,33 36,7 37,1 37,4 37,2

ACI 318/89 Ec = 4.730 (fc)0,50 36,6 37,2 37,8 37,4

MC90 * 0,9 Ec = 9.000 (fc)0,33 34,8 35,1 35,5 35,2

DAL MOLIN,1995 Ec = 20.840 + 200 fc 32,8 33,2 33,6 33,3 33,7

Referência

34,6 33,9 33,6 32,6

Ec (GPa) CP52 Ec (GPa) CP53 Ec (GPa) CP54 Ec (GPa) CP55

Valor do módulo de deformação secante para l0,7

Conforme pode ser observado na Tabela 2.20, os valores obtidos e os calculados são

coerentes, com uma diferença de mais ou menos 10%, sendo que a expressão que

apresentou melhor correlação foi a de DAL MOLIN (1995).


DAL MOLIN (1995) apresentou dois modelos para correlação entre a resistência à

tração na flexão e resistência à compressão, validade para 20 ≤ fck ≤ 90MPa. São os

mesmos:

• Modelo linear: fctm = 2,17 + 0,08 fc [2.4] • Modelo multiplicativo: fctm = 0,59 fc

0,59 [2.5]

onde fctm é a resistência à tração na flexão; fc = resistência à compressão.

Na Tabela 2.21 é apresentado os valores obtidos e os calculados por essas expressões.

Conforme pode ser observado na Tabela 2.21, os modelos sugeridos por DAL MOLIN

(1995), na 1ª etapa, em que foi utilizado cimento Portland comum (CPII-E-32),

superestimam a resistência em quase 25%, sendo, portanto, difícil se utilizar estas

correlações. Já na 2ª etapa, em que se utilizou um cimento ARI Plus, o modelo linear

156

apresentou valor bem próximo ao obtido, o mesmo acontecendo na 3ª etapa, uma vez

que foi utilizado o mesmo traço da 2ª etapa.

Contudo cabe salientar que deve-se ter cautela ao se utilizar qualquer correlação, uma

vez que elas são válidas para um determinado material e traço.

Tabela 2. 17 Valores de Resistência à Tração na Flexão obtido através do ensaio e através de expressões de correlação com a resistência à compressão (1ª , 2ª e 3ª etapas)

Valores médios obtidos Valores da resistência à tração na flexão (MPa)

estimados pelas expressões Etapa Resistência à Compressão

(MPa)

Resistência à Tração na

Flexão (MPa) Modelo Linear Modelo multiplicativo

1ª 58,1 5,2 6,8 6,5 2ª 56,4 6,9 6,7 6,4 3ª 54,6 6,8 6,6 6,2

2.2.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos

Para a determinação do módulo de deformação em flexão utilizou-se a fórmula indicada por

PISSARENKO (1985) para o esquema de aplicação de cargas apresentado na Figura 2.35.

Figura 2. 35 Esquema do ensaio para determinação do módulo de deformação

A fórmula geral para o cálculo de flecha no meio do vão de uma viga simetricamente

solicitada por duas cargas idênticas é:

−+−

+=

3

3

3

3'3 )(13

62

a

az

a

z

a

z

a

a

EIa

Pf

[2.6]

z (eixo de referência)

b

d

a a’ a

157

Para z ≥ a e z ≤ a + a’, vale tem-se:

a = a’

[2.7]

2

3

22

' aaa

aaz =

+=

+= [2.8]

Então a flecha será:

( )[ ]=

−+−−

+=

3

3

3

33 2

38

272

32

313

62

a

aa

a

a

a

a

a

a

a

a

EIa

Pf

[2.9]

( )( ) ( ) ( )=

+−=

3

3

3 28

272

32362

a

a

EIa

P

[2.10]

( ) ( )[ ] ( )EI

aP

EIa

P

EIa

P333 2

24

23

8

46

62

81

8279

62 =

=+−

[2.11]

portanto

Ifa

PE

242

233

= [2.12]

sendo ( ) mmma 15,0150345 === [2.13]

12

3bdI =

[2.14]

onde P é a carga de ruptura em kN; I é o momento de inércia em m4; b é a largura

medida em m; d é a altura medida em m; f é a flecha (deslocamento) medida em mm.

Na Tabela 2.22 está apresentado o cálculo do módulo de deformação para os quatro

corpos-de-prova ensaiados na 1ª etapa.

158

Tabela 2. 18 Módulo de deformação dos corpos-de-prova prismáticos

NºC

P

Lar

gura

M

édia

(m

m)

Alt

ura

Méd

ia

(mm

)

Car

ga

(kN

)

I (1

07 ) (m

m4 )

Des

loca

men

to

(mm

)

E

(GP

a)

Val

or

Méd

io

(GP

a)

Des

vio-

P

adrã

o (G

Pa)

coef

icie

nte

de

vari

ação

da

amos

tra

(%)

2 151,6 150,0 34500 4,26 0,04 32,8 3 150,0 151,0 34000 4,27 0,04 32,2 4 150,9 150,0 38500 4,24 0,04 36,7 6 151,4 150,0 32500 4,26 0,04 30,9

33,1 2,53 7,6

Portanto o valor médio do módulo de deformação dos corpos-de-prova prismáticos foi

de 33,1 GPa, o desvio padrão foi de 2,53 e o coeficiente de variação da amostra de

7,6%. O coeficiente de variação da amostra foi maior que 5%, devido ao módulo de

deformação obtido no corpo-de-prova nº4. Caso não se considere o corpo-de-prova nº 4

ter-se-á os valores da Tabela 2.23.

Tabela 2. 19 Módulo de Elasticidade dos corpos-de-prova prismáticos (sem considerar o cp nº4)

NºC

P

Lar

gura

M

édia

(m

m)

Alt

ura

Méd

ia

(mm

)

Car

ga

(kN

)

I (1

07 ) (m

m4 )

Des

loca

m

ento

(m

m)

E

(GP

a)

Val

or

Méd

io

(GP

a)

Des

vio-

P

adrã

o(G

Pa)

Coe

fici

ente

de

Var

iaçã

o da

Am

ostr

a (%

)

2 151,6 151,0 32500 4,26 0,04 32,8

3 151,0 151,0 34000 4,27 0,04 32,2

6 151,4 151,0 34500 4,26 0,04 30,9

32,0 0,97 3,0

Portanto, sem considerar o corpo-de-prova nº 4, o coeficiente de variação da amostra

será de 3,0%, portanto menor que 5,0%.

Nesta pesquisa, na 1ª etapa, encontrou-se valor do módulo de deformação médio de 32,0

GPa, obtido no ensaio com corpos-de-prova prismáticos.

Observando-se com o valor médio obtido com corpos-de-prova cilíndricos para o

módulo de deformação obtido segundo o ensaio NBR 8522/84, plano de carga tipo II

que nesta etapa foi de 31,2 GPa (ver Tabela 2.17), ou seja, com uma diferença de menos

de 3%, na 2ª etapa foram estudados valores de módulo de deformação somente em

corpos-de-prova cilíndricos, tendo sido aferido o valor médio de 33,7 GPa (ver Tabela

2.19).

159

CCAAPPÍÍTTUULLOO 33 Estudo da Aderência entre o

Concreto de Cimento Portland e o Concreto

Asfáltico

3.4 Introdução

Procurando atender ao que foi proposto na introdução dessa pesquisa, almeja-se neste

capítulo melhor conhecer o fenômeno de aderência, visto que, como apresentado no

Capítulo 1, vários autores ressaltaram a importância de um maior conhecimento e

esclarecimento sobre esse fenômeno, para um bom desempenho na utilização em

recuperação de pavimentos, de placas de CCP ultradelgadas sobrepostas à camada de CA.

Na literatura sobre o assunto, existe a tônica de que uma boa aderência entre a camada

asfáltica e o CCP é essencial para o sucesso do pavimento composto, uma vez que a

interface entre a camada de rolamento e o pavimento asfáltico remanescente, estão

sujeitas a tensão de cisalhamento, causada pelo deslizamento e pelo gradiente térmico.

Sendo a camada de CCP delgada, no caso de existir aderência entre esta e a camada

asfáltica remanescente, passa a haver uma contribuição estrutural da camada asfáltica na

160

região de tração, reduzindo significativamente os esforços na seção do concreto,

passando o pavimento a desempenhar o papel de seção composta.

No Capítulo 1 dessa pesquisa, no item 1.4.2, é descrita a importância da aderência entre

o WTUD e o pavimento asfáltico remanescente. Já no item 1.7 desse mesmo capítulo,

estão apresentados sugestões de vários autores, para tópicos que necessitam ser melhor

pesquisados, destacando-se a preferência pelo estudo do fenômeno de aderência entre as

camadas, e a perda da mesma (durabilidade da aderência). No item 1.8 desse mesmo

capítulo estão apresentados diversos ensaios utilizados para a determinação da

resistência ao cisalhamento e suas limitações.

Devido às limitações dos ensaios usuais, que podem ser resumidas em:

• ao nível de obtenção de valores representativos da resistência ao cisalhamento,

como é o caso dos ensaios pull off test, impacto-echo method, Ancona shear

testing;

• dificuldade de moldagem do corpo-de-prova: pul off test, slant shear test, Ancona

shear testing;

• disponibilidade de equipamento: impacto-echo method, wedge splitting test;

Considerando-se também que os artigos que relatam esses ensaios não apresentam detalhes

ou o procedimento para sua execução, nessa pesquisa foi proposto o ensaio descrito a

seguir, onde os corpos-de-prova foram moldados em laboratório, simulando placas de

WTUD em laboratório, conforme descrito no Capítulo 2, cujos resultados dos ensaios

de laboratório serão relatados, com a finalidade de verificar a ordem de grandeza da

resistência ao cisalhamento da interface aderida, os fatores que influenciam

161

significativamente de maneira positiva para o incremento da aderência, bem como se

comportaria a interface aderida sob solicitação de cargas repetidas.

3.4 Método proposto da Resistência ao Cisalhamento Direto -

Carregamento Estático

3.2.1 Introdução

Nessa pesquisa foi proposta uma alternativa de ensaio, que foi aprimorada. Para

diferenciá-las chamar-se-á de 1ª proposta e de 2ª proposta. Foram utilizadas tanto na 1ª

como na 2ª proposta de ensaio para a determinação da resistência ao cisalhamento

direto, amostras extraídas de algumas das placas moldadas conforme descrito no

Capítulo 2. As características das placas estão descritas nas Tabelas 2.8 e 2.9 (Capítulo

2), para a 1ª e 2ª propostas, respectivamente, tendo sido transcritas apenas o número da

placa, o tipo de tratamento e a origem para a Tabela 3.1 adiante.

Inicialmente pensou-se em utilizar um esquema de aplicação de carga similar ao

representado na Figura 3.1. O inconveniente da utilização desse esquema está no fato de

que para ensaiar cada amostra o bloco de aço precisa ser fixado na mesma, utilizando-se

geralmente para essa finalidade resinas à base de epóxi, que demandam um tempo de

endurecimento de cerca de 24 horas, além de que o bloco sendo um elemento rígido e

plano, não consegue corrigir pequenos defeitos resultantes do corte da amostra, o que

acarretaria em que a correção para garantir a aplicação axial da carga ficasse a cargo da

resina epóxi.

162

Tabela 3. 1 Placas utilizadas no ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento direto estático proposto (1ª e 2ª propostas)

Proposta de ensaio Placa No. Origem Tipo de Tratamento da Superfície

02 D1N2-A Fresada com fresadora manual 06 J-3 Fresada com fresadora manual 16 J-7 Fresada com fresadora manual 45 J-1 Sem fresar + resina epóxi

1ª

46 J-2 Fresada (manual) + Resina 04 D3N2-B Fresada com fresadora manual 08 J-6 Fresada com fresadora manual 09 D3N1-A Fresada com fresadora manual 14 J-5 Fresada com fresadora manual 15 D3N2-C Fresada com fresadora manual 17 D3N1-A Fresada com fresadora manual 18 M1B Sem nenhum tratamento 20 M2B Sem nenhum tratamento 28 D1N2-B Fresada com fresadora manual 40 D2N1-A Fresada (manual) + resina 41 D2N1-B Fresada (manual) + resina 42 D2N1-C Fresada (manual) + resina 43 D2N2-A Fresada (manual) + resina 44 D2N2-B Fresada (manual) + resina 47 D1N1-A Sem fresar + resina epóxi 48 D1N1-B Sem fresar + resina epóxi 50 PR 7 Resina 52 PR7 Sem fresar + resina epóxi 60 J-9 Fresada com fresadora 1000 C 61 J-10 Fresada com fresadora 1000 C 62 J-11 Fresada com fresadora 1000 C 63 J-12 Fresada com fresadora 1000 C 64 J-13 Fresada com fresadora 1000 C 67 J-16 Fresada com fresadora 1000 C 72 J-22 Fresada com fresadora 1000 C 75 J-25 Fresada com fresadora 1000 C 76 j-26 Fresada com fresadora 1000 C 77 J-27 Fresada com fresadora 1000 C 80 J-30 Fresada com fresadora 1000 C 81 J-31 Fresada com fresadora 1000 C 82 J-32 Fresada com fresadora 1000 C 85 J-35 Fresada com fresadora 1000 C

2ª

86 J-36 Fresada com fresadora 1000 C

163

Cabe também ressaltar que o reaproveitamento do bloco de aço, após o ensaio,

demandaria a utilização de produtos que removessem qualquer resíduo da resina epóxi.

Outro problema, é que se por um lado o bloco deve possuir uma espessura suficiente

para não se deformar, por outro lado, quanto maior a sua espessura, maior será o binário

criado pelo esquema de aplicação de carga apresentado na Figura 3.1.

Procurando solucionar esses impasses, optou-se por substituir o bloco de aço pelo

capeamento com enxofre, que além de apresentar uma rigidez suficiente com mínima

espessura, possui a vantagem de ser moldado e portanto pode corrigir facilmente

pequenas imperfeições oriundas do corte da amostra, utilizando-se de processo similar

ao de capeamento de blocos, garantido-se assim, a aplicação de carga axial sobre

superfícies opostas paralelas.

Figura 3. 1 Esquema inicialmente proposto para aplicação de carga

Placa de Aço

Bloco de Aço

Bloco de Aço

Concreto de Cimento Portland

Concreto Asfáltico

Placa de Aço

Resina Epóxi

Resina Epóxi

F

164

Na 1ª etapa o corte de cada placa resultou em 4 corpos-de-prova que foram ensaiados

(vide Figura 3.2 a). Para sanar a possibilidade de um binário1, mesmo que pequeno.

Conforme sugestão do Prof. Dr. Manuel Alba Sória, modificou-se em uma 2ª proposta,

o corte das placas , dando-se origem a 5 corpos-de-prova para cada placa para o tipo 1

(ver Figura 3. 2 b).

Para verificação da perda ou não da aderência, foram moldados corpos-de-prova

conforme mostrados na Figura 3.2 (c), que foram denominados de 2ª proposta - tipo 2,

os quais foram ensaiados no laboratório de Mecânica das Rochas da Escola Politécnica

de Minas da Universidade de São Paulo (LMR-PMI). Também foram realizados ensaios

para se obter a resistência ao cisalhamento estática.

Os corpos-de-prova foram moldados com dimensões maiores, para que a carga de

ruptura resultasse dentro da faixa de utilização dessa prensa, sendo que cada placa

resultou em 2 corpos-de-prova (ver Figura 3. 2 (c)).

3.2.2 Preparação das amostras

As amostras foram obtidas serrando-se cuidadosamente cada placa conforme

esquematizado na Figura 3.2, com auxílio de uma serra circular, conforme Figura 3.3.

Tanto na 1ª como na 2ª proposta, as laterais da placa foram retiradas (serradas), pois

quando da concretagem das placas, entre a fôrma e o concreto asfáltico, escorreu um

pouco da nata de cimento.

A colagem dos corpos-de-prova ocorreu na preparação da amostra na 2ª proposta, para

se evitar um possível binário, como foi explicado no item 3.2.1. No corpo-de-prova tipo

1, a placa foi serrada em 10 partes, sendo que cada parte foi numerada com as letras de

A a J, conforme apresentado na Figura 3.2 (b). Nesta mesma Figura é mostrado como as 1 Tal proposta foi aventada pelo Prof. Dr. Manuel H.A. Sória durante o exame de qualificação da canditada em janeiro de 1999.

165

amostras foram coladas, duas a duas, resultando em 5 corpos-de-prova do tipo 1, ou

seja, a parte superior da amostra A foi colada na parte superior e B, C com D, E com F,

G com H e I com J.

Na 2ª proposta – tipo 2, a placa foi serrada em duas partes, conforme mostrado na

Figura 3.2 (c), resultado em dois corpos-de-prova do tipo 2, sendo que a parte superior

de A foi colada em B e C em D.

Tanto no tipo 1 como no 2, tomou-se o devido cuidado para que a direção de aplicação

da carga no ensaio de cisalhamento coincidisse com a direção das ranhuras longitudinais

causadas pelo processo de fresagem da placa de concreto asfáltico antes da aplicação

do CCP, descrito no Capítulo 2. Dessa maneira procurou-se simular o que de fato

ocorreria em um pavimento de WTUD.

A colagem foi realizada colocando-se um dos corpos-de-prova sobre uma placa de

vidro, cuja superfície foi nivelada com auxílio de nível de mão e massinha, conforme

mostrado para o corpo-de-prova tipo 1, na Figura 3.4, de maneira a controlar que a

interface entre o concreto asfáltico e o CCP ficasse nivelada, conforme mostrado na

Figura 3.5.

166

Figura 3. 2 Esquema de corte das placas – (a) 1ª proposta, 2ª proposta, tipo 1 (b) e tipo 2 (c)

Figura 3. 3 Serragem das placas

b ≈ 167

C ≈ 9,4

≈ 80

b≈ 167 L ≈ 500

C ≈ 10,3

b ≈


A B

EF

G H

I J

≈ 500

D

Sentido de colagem das placas

(b) (a) b = largura da amostra c = comprimento da amostra L = comprimento da placa

A B

C D

ConcretoAsfáltico

Concreto de cimento Portland

Colagem

C ≈ 200

L ≈ 500

Medidas em mm

Corte com disco de serra

Corte com disco de serra

(c)

C

167

Figura 3. 4 Nivelamento da superfície da placa, de maneira a garantir nivelamento da interface

Aplicou-se, então, na superfície, com auxílio de um pincel, uma película de

aproximadamente 1 mm de um adesivo estrutural à base de epóxi (resina epóxi e

poliamino-amida), sendo que sua especificação se encontra no Anexo II. Segundo

recomendação do fabricante, esperou-se sete dias para então realizar o ensaio. Cada

corpo-de-prova foi identificado com o número da placa, sendo que os de tipo 1

receberam as letras: A-B, C-D, E-F, G-H ou I-J, além de marcar com uma seta a posição

em que deveria ser capeado, colocado na prensa e rompido.

168

Figura 3. 5 Nivelamento da interface entre concreto de cimento Portland e concreto asfáltico, com auxílio do nível de mão (corpo-de-prova tipo 1)

Na Figura 3.6 (a) está mostrado o corpo-de-prova tipo 2 antes de sua colagem. Os de

tipo 2 também receberam a numeração da placa acrescida das letras A-B ou C-D,

conforme mostrado na Figura 3.6 (b).

Figura 3. 6 2ª proposta - tipo 2 (a) corpo-de-prova sendo colado (b) colocado na prensa

(a) (b)

169

Tanto na 1ª proposta como na 2ª proposta do procedimento de ensaio, o capeamento foi

realizado conforme descrito a seguir, de maneira a garantir que a força fosse aplicada

axialmente, ou seja, que ambas as superfícies opostas (capeadas) fossem

perpendiculares à lateral da amostra.

Para conseguir-se que o capeamento da face de CCP de um lado e de concreto asfáltico,

de outro, utilizou-se do seguinte recurso:

1. Toma-se do corpo-de-prova a ser ensaiado e unta-se com auxílio de pincel, com óleo

mineral, as partes que se deseja evitar o capeamento, ou seja, na face em que se

deseja capear a superfície de concreto de cimento Portland, foi untada a superfície

de concreto asfáltico e vice-versa.

Utilizando-se o capeador, conforme mostrado na Figura 3.7 (2ª proposta, tipo 1 (a) e

tipo 2 (b)), derrama-se sobre a placa do capeador, previamente untada, enxofre com

adição de 25% de pozolana derretido. Encosta-se o corpo-de-prova nas guias laterais

e desce até encostar no enxofre que foi derramado e que ainda está derretido.

Espera-se o seu endurecimento e então solta-se o corpo-de-prova, batendo-se

levemente na lateral do corpo-de-prova, se necessário.

O capeamento da face oposta foi similar ao da face anterior, conforme mostrado na

Figura 3.8 (b). No tipo 1, de maneira a garantir a aplicação axial do carregamento, o

nivelamento foi controlado com o auxílio de um nível de mão, posicionando-o sobre

o corpo-de-prova, nas duas direções, pela impossibilidade de se utilizar as guias

laterais, dado ao fato da altura do corpo-de-prova ser inferior à altura destas, o que

impossibilitava que este descesse encostado nas guias laterais na ocasião do

capeamento.

170

Figura 3. 7 Capeamento de corpo-de-prova, utilizando-se o capeador (a) tipo 1 e (b) tipo 2 da 2ª proposta (seqüência da esquerda para a direita e de cima para baixo)

(b)

(a)

171

2. Após o endurecimento do capeamento, coloca-se o corpo-de-prova sobre uma

superfície e com o auxílio de uma serra de mão, marca-se o capeamento na direção

das interfaces de CCP e concreto asfáltico e bate-se levemente com auxílio de uma

espátula e martelo. Após o corte do capeamento, bate-se com o martelo no trecho

em que o corpo-de-prova havia sido previamente untado, e o capeamento se soltará,

restando apenas o trecho que se desejava capeado, conforme esquema da Figura 3.8.

De maneira similar foi efetuado para o tipo 2.

Figura 3. 8 Esquema de capeamento para realização do ensaio – 1ª proposta (a); 2ª proposta - tipo 1(b) e tipo 2 (c)

Superfície untada com óleo mineral

≈ 1/

5 do

com

prim

ento

b

Capeamento

CCP Superfície untada


Capeamento Superfície untada

(a) 1ª proposta (b) 2ª proposta – tipo 1

Superfície colada com resina epóxi

Capeamento

Capeamento

CCP

CA


(c) 2ª proposta – tipo 2

capeamento

CA

b = largura da placa


172

3.2.3 Ensaio de cisalhamento

A amostra preparada conforme descrito no item 3.2.2 foi transferida para uma máquina

de ensaio de compressão, sendo que as superfícies superior e inferior ficaram em

contato com placas de aço, com rigidez suficiente de maneira a evitar sua deformação,

conforme mostrado no esquema da Figura 3.9 (a) para a 1ª proposta e (b) e (c) para a 2ª

proposta tipo 1 e 2, respectivamente.

Figura 3. 9 Esquema de aplicação de carga (1ª e 2ª propostas)

Durante a aplicação da carga foi observado se a placa de aço permanecia no plano

horizontal e se ela não se deformava, garantindo, assim, que a aplicação da carga fosse

axial. Inicialmente foi ajustado o corpo-de-prova, verificando se o mesmo estava

Placa de Aço

Placa de Aço

≈ 1/

5 do

co

mpr

imen

to

b

Capeamento

Capeamento

CCP

CA

Superfície untada

Superfície untada


Placa de Aço

Capeamento

(b) 2ª proposta – tipo 1

(a) 1ª proposta

b = largura da placa.

(c) 2ª proposta – tipo 2

Placa de aço

CCP Capeamento

CA Superfície untada com óleo mineral

173

centrado e se não havia folga entre o prato da máquina e o capeamento. Após, então,

conduziu-se o carregamento até a ruptura do corpo-de-prova.

Figura 3. 10 Foto da amostra colocada na prensa (1ª proposta)

174

Os ensaios da 1ª proposta e da 2ª proposta tipo 1 foram realizados no laboratório da

LENC em uma máquina universal com sistema hidráulico, com controle manual da

velocidade de aplicação de carga (ver Figura 3.11 (a)).

Figura 3. 11 Corpo-de-prova colocado na prensa (a) (2ª proposta – tipo 1) com relógio comparador para medir o deslocamento do pistão (b)

Os ensaios efetuados na 2ª proposta tipo 2 foram realizados no laboratório LMR-PMI

em uma máquina com sistema hidráulico servo-controlado, da marca MTS, na escala de

520 kN, utilizando-se o programa computacional Teststar II.

Na primeira proposta a velocidade de aplicação da carga foi de 0,05 MPa/s, conforme

recomendada no ensaio de compressão diametral (método Lobo Carneiro), tendo sido

efetuada a medida da temperatura e da umidade relativa do ardurante o ensaio.

Na 2ª proposta – tipo 1, foi utilizada a mesma prensa que para a 1ª proposta, sendo

que na velocidade de aplicação de carga procurou-se atender o recomendado por

alguns autores, conforme apresentado no Capítulo 1 e no item 3.2, transcritos para

o Quadro 3.1.

175

Quadro 3. 1 Proposta de velocidade de deslocamento/carregamento para o ensaio de cisalhamento

Autor Velocidade de carregamento/ deslocamento NODA et al. (1998) Velocidade de deslocamento do pistão =

1mm/minuto SILFWERBRAND (1998) Velocidade de carregamento = 0,065MPa/s SANTAGATA & CANESTRARI (1998) Velocidade de deslocamento do pistão = 0,0008

a 9,5 mm/minuto NM 00008 – Concreto – Determinação da Resistência à Compressão por compressão diametral

Velocidade de carregamento = 0,05MPa/s

ASTM – D 4680-92 – Standard Test Method for Creep and Time to Failure of Adhesives in Static Shear by Compression Loading (Wood-to-Wood)

Velocidade de deslocamento do pistão = 0,3 a 10,2 mm/minuto

De maneira a satisfazer o recomendado pelos autores apresentados no Quadro 3.1,

trabalhou-se na faixa de velocidade de deslocamento do pistão na faixa de 0,50 a 1,00

mm/minuto e velocidade de carregamento na faixa de 390 a 510 N/s, o que corresponde

a um valor de aproximadamente 0,065 MPa/s. Na 2ª proposta – tipo 2, os ensaios foram

realizados no LMR-PMI, com a velocidade de 0,065 MPa/s, ou seja, para as dimensões

do corpo-de-prova tipo 2, a aplicação de carga se deu na razão de aproximadamente

1665 N/s.

Na Figura 3.11 (b) é mostrado o relógio comparador fixado na prensa com a finalidade

de medir o deslocamento do pistão, na máquina de ensaio utilizada nos ensaios

efetuados no laboratório da LENC, na 2ª proposta – tipo 1. Já nos ensaios realizados no

laboratório da LMR-PMI, a máquina registrava o deslocamento, dispensando a fixação

de relógio comparador.

O valor da carga de ruptura foi registrado, verificando-se em quais interfaces do CCP e

CA, a ruptura se dava, medindo-se a área das interfaces após a ruptura e calculando-se a

resistência ao cisalhamento como:

176

A

Fruprup =τ

3. 1

Onde τrup é a resistência ao cisalhamento (em kPa), Frup é a carga de ruptura (em kN) e

A é área da seção de ruptura (em m2).

Figura 3. 12 Foto da ruptura na interface (1ª proposta)

177

Figura 3. 13 Foto da ruptura na interface (2ª proposta (a) tipo 1 e (b) tipo 2)

Os valores obtidos estão apresentados no item 3.2.4.

3.2.4 Resultados Obtidos

Os resultados obtidos na primeira e segunda propostas estão apresentados nas Tabelas

3.2 e 3.3, respectivamente. As planilhas de ensaios, bem como gráficos de ensaios para

determinação da resistência ao cisalhamento estático realizados no LMR-PMI estão no

Anexo VI.

Tabela 3. 2 – Resumo dos Resultados Obtidos (1ª proposta)

Resistência ao cisalhamento (kPa) Placa No,

Tipo de Tratamento

Temperatura Média (ºC)

Umidade Relativa Média (%)

cp1 cp2 Cp3 cp4 média Desvio Padrão (kPa)

Coeficiente de Variação da Amostra (%)

2 Fresada 26,0 60 770 1.120 1.180 1.200 1.067 201 18,85

6 Fresada 25,8 70 551 721 875 931 769 170 22,12

16 Fresada 26,0 60 880 980 1.400 1.420 1.170 280 23,95

45 Resina 25,9 69 1.170 1.190 1.320 1.530 1.302 166 12,71

46 Fres,+Res, 26,0 60 1.080 1.360 1.420 1.580 1.360 208 15,33

Fresada = fresada com fresadora manual. Resina = aplicação de película de resina epóxica na interface CCP/CA Fres.+ Res. = Fresada e aplicação de resina epóxi sobre a camada asfáltica.

(a) (b)

179

3.2.5 Análise dos Resultados

Tanto a primeira proposta de ensaio como a segunda mostraram-se bastante

promissoras, sendo facilmente exeqüíveis pelos laboratórios que atuam na área de

tecnologia de concreto, uma vez que utilizam conceitos e equipamentos amplamente

conhecidos. Também analisando-se os resultados obtidos, observa-se que os valores

estão coerentes com os demais já encontrados na literatura (Tabela 3.4) e que a ruptura

ocorreu na interface do CCP e CA (Figura 3.12 e 3.13).

Tabela 3. 3 Faixa de valores da resistência ao cisalhamento em amostras com a interface CCP/CA fresada, obtida por alguns autores

Autores Amostras Extraídas de Obras /Ensaios Faixa de Valores (kPa) SPRINKEL et al. (1997) Cilíndricas de 102 mm de diâmetro 1000 a 2000 WU et al. (1998) Pull off test 280 a 770 MACK et al. (1997) Pull off test 280 a 770 STURM & MORRIS (1998) Test collar – método de Iowa 406 540 a 780 ARMAGHANI & TU (1998) Test collar – método de Iowa 406 2.350 a 2.970 GROVE et al. (1993) Test collar – método de Iowa 406 800 a 2.350 SILFWERBRAND (1998) Tração Direta ~1000 Presente estudo Cisalhamento Direto 1511 a 2397

Embora a moldagem das placas bem como o tratamento de superfícies tenham sido

efetuados em laboratório, o ensaio pode ser realizado com amostras extraídas do campo.

Observando-se os valores apresentados na Tabela 3.4, verifica-se que o valor de

resistência ao cisalhamento obtido através do ensaio de pull off, está compreendido na

faixa de 280 a 770 kPa, com coeficiente de variação da amostra maior que 30% (ver

Tabela 1.1). Considerando-se que os valores foram obtidos para amostras extraídas no

campo, onde a execução não é tão homogênea quanto a realizada em laboratório, pode-

se afirmar que os resultados apresentados nessa pesquisa para amostras trabalhadas em

laboratório resultaram de fato melhores.

180

Os valores apresentados na Tabela 3.4 para o ensaio de resistência ao cisalhamento pelo

método de Iowa 406 (STURM & MORRIS, 1998), no caso de amostras com fresagem

da camada asfáltica são também inferiores àqueles resultantes da presente pesquisa; os

resultados obtidos por ARMAGHANI & TU (1997, 1998) apresentaram valores

máximos mais próximos àqueles presentemente obtidos.

Observando-se os valores do coeficiente de variação de amostras apresentados por

diversos autores e já indicados no Capítulo 1, conclui-se que o ensaio proposto

apresentou-se adequado, uma vez que o coeficiente de variação das amostras foi de

7,4% para amostras fresdas, enquanto que na literatura verifica-se tal coeficiente na

faixa de 7 a 49%.

Para ARMAGHANI & TU (1997, 1998) o valor mínimo recomendado para o bom

desempenho do WTUD é de 1.400 kPa, o que leva a concluir que ao se efetuar

fresagem, ou até mesmo, como recomenda STEIGENBERGER (1998), o grooving, ou

seja, sulcos com profundidade suficiente para “abrigar” o agregado do concreto, poder-

se-á atingir sem dificuldades tal valor.

Analisando-se os valores apresentados na Tabela 3.3, verifica-se que as diferentes

idades do corpos-de-prova ensaiados não representaram diferenças significativas nos

resultados dos ensaios. Por essa razão na Tabela 3.5 está apresentado o resumo dos

valores médios obtidos na determinação da resistência ao cisalhamento estático, sem se

considerar a idade do corpo-de-prova ( a idade mínima de ensaio foi 33 dias).

Tabela 3.4 Resumo dos valores médios obtidos nos ensaios para determinação da resistência ao cisalhamento estática

181

3.2.5.1 Análise do tipo de ensaio

Observando-se a Tabela 3.5, verifica-se que os resultados dos ensaios realizados no

laboratório da LENC, utilizando-se uma máquina de ensaio com sistema hidráulico,

Classe II, com controle da velocidade manual, foram sempre com valores inferiores aos

obtidos nos ensaios realizados no LMR-PMI, onde foi utilizada uma máquina de ensaio

com sistema hidráulico servo controlado, denominada de MTS.

Isso se explica pelo fato de que:

• Máquinas manuais de aplicação de carga não possuem aplicação de carga contínua e

por essa razão não devem ser utilizadas nesse tipo de ensaio em que qualquer

variação no valor de leitura afeta significativamente o resultado da resistência ao

cisalhamento.

• Quanto menor a velocidade de aplicação de carga, menor será a carga de ruptura e

vice- versa. Como no tipo 1 o controle da velocidade é feito manualmente, é muito

difícil de manter uma velocidade constante principalmente próximo à ruptura,

quando a velocidade de aplicação tende a cair embora se tente mantê-la.

Tipo de Tratamento Proposta Tipo da amostra ττ (kPa) sd (kPa) C V A ( % ) Nº de cp ensaiados Laboratório

nenhum t ra tamento 2ª 2 1.637 427 26 4 LMR-PMIFresada manualmente 2ª 2 1.647 132 8 8 LMR-PMIFresada com 1000 C 2ª 2 1.868 299 16 16 LMR-PMI

Só res ina 2ª 2 2.540 148 44 6 LMR-PMIFresada mais res ina 2ª 2 2.616 402 15 6 LMR-PMI

Fresada com 1000 C 2ª 1 1.309 82 6 20 LENCFresada mais res ina 1ª - 1.360 208 15 4 LENCFresada mais res ina 2ª 1 1.505 125 8 10 LENC

Fresada manualmente 1ª - 1.002 208 21 12 LENCFresada manualmente 2ª 1 1.404 102 7 15 LENC

Só res ina 1ª - 1.302 166 13 4 LENCSó res ina 2ª 1 1.198 135 11 5 LENC

τ τ rup (kPa)

τ = resistência ao cisalhamento média estática sd = desvio padrão CVA = coeficiente de variação da amostra

182

• A resistência ao cisalhamento é diretamente proporcional à carga de ruptura; como

esse valor é pequeno se comparado à resistência à compressão, a sensibilidade do

resultado às variações de carga de ruptura é maior em termos de desvio-padrão dos

resultados.

• Cabe considerar que o corpo-de-prova tipo 2, devido às suas dimensões, é mais

representativo em questões de aderência visto que possuindo maior área na

interface a ser solicitada, diminui a ação da possível influência de erros oriundos de

falhas de fresagem das placas de CA nos resultados.

• Também se observa nos resultados da Tabela 3.5, que os corpos-de-prova moldados

conforme a 2ª proposta apresentaram valores de resistência ao cisalhamento maiores

que os da 1ª proposta, o que se justifica devido a presença de um binário na 1ª

proposta, o que leva à necessidade de desprezar os valores de resistência assim

obtidos.

3.2.5.2 Análise do tipo de tratamento da interface

Para que se possa analisar a influência do tipo de tratamento da interface na resistência

ao cisalhamento, tomar-se-á os resultados dos ensaios efetuados com os corpos-de-

prova da 2ª proposta tipo 2, ensaiados no LMR-PMI, pelo fato de, conforme explicado

no item anterior, serem os mais representativos para os estudos.

Assim sendo, verifica-se que os corpos-de-prova que não receberam nenhum tratamento

(nem fresagem), que poderiam ser comparados a zonas em que ocorresse falha na

fresagem do CA em um pavimento com WTUD, o valor da resistência ao cisalhamento

média encontrado foi cerca de 12 % inferior ao valor obtido em corpos-de-prova que

tiveram a interface fresada utilizando-se a fresadora 1000C. No entanto tal diferença

encontra-se dentro da faixa de variação da média com amostras fresadas. Observa-se

183

também que a diferença entre os valores de interfaces sem tratamento e com a fresagem

manual não é significativa, inferior a 1%, levando-se a acreditar que a fresagem real

aumenta em cerca de 14% o valor da resistência ao cisalhamento, atingindo cerca de

1.800 kPa, valor esse que satisfaz os requisitos propostos por ARMAGHANI & TU

(1997, 1998), considerando o desvio-padrão obtido (300 kPa).

O tratamento da interface com resina, por si só, a priori dispensaria a fresagem e levaria

o valor da resistência na interface 36% acima do valor encontrado para corpos-de-prova

tratados com fresagem utilizando fresadora 1000C. Somando-se o efeito da utilização da

resina epóxica a esta fresagem o valor aumenta em cerca de 40%.

Estes resultados são bastante tentadores, fazendo com que a resina epóxica, de

coadjuvante passasse a ter um papel principal no desempenho do WTUD, aumentando

de modo significativo o valor dessa resistência, o que justifica estudar o acréscimo da

sua utilização na execução do WTUD em escala real. Tal aumento de resistência seria

traduzido pelo aumento de superfície aderida, passando a resina do tipo epóxi a atuar

como ponte de aderência exclusiva na interface CCP/CA.

184

3.4 Verificação da Perda de Aderência em Ensaio Dinâmico

3.2.1 Introdução

Como apresentado no Capítulo 1 (no item 1.7), MACK et al. (1993), NODA et al.

(1998), ARMAGHANI & TU (1997, 1999), BALBO et al. (1998) e BALBO (1999)

destacaram a necessidade de se pesquisar mais sobre a perda de aderência ou

durabilidade da aderência na interface das camadas, o que influenciaria sobremaneira o

dimensionamento e o desempenho do WTUD.

MACK et al. (1993) salientaram a importância de um estudo sobre efeitos da fadiga na

camada asfáltica e na de CCP, considerando a interface aderida e a magnitude da carga

aplicada.

Para a tentativa de verificação da perda de aderência com cargas repetidas foram

executados os ensaios de carregamento cíclico, conforme discriminado na Tabela 3.6.

Tabela 3. 5 – Tipos de ensaios efetuados para verificação da perda de aderência

Tipo Laboratório Ensaio Corpo-de-prova

Máquina de ensaio

1º LTP-EPUSP Carga repetida – ensaio à tração na flexão

Prismático Sistema pneumático

2º LMR-PMI Carga repetida – ensaio de cisalhamento direto

Tipo 2 – 2ª proposta

Sistema hidráulico

3.2.2 Ensaio de carga repetida à tração na flexão

Inicialmente foram realizados ensaios utilizando-se corpos-de-prova prismáticos

moldados conforme descrito no Capítulo 2. Esses corpos-de-prova foram submetidos a

aplicações repetidas de cargas no ensaio à tração na flexão com carga central, com nível

de tensão inferior à tensão de ruptura. Conforme BALBO (1993) esse ensaio poderia ser

185

definido como do tipo de fadiga pois foram realizados testes de longa duração,

conduzidos com baixos níveis de tensão.

Conforme descrito no Capítulo 1 (no item 1.4.1), a ACPA (1998) apontou que a

existência de existência de aderência entre a camada de CCP e a de CA, leva ao

rebaixamento da linha neutra e a uma menor tensão no topo da placa de WTUD.

Com esse ensaio de carga repetida pretendia-se analisar, por meio de medidas do

deslocamento da linha neutra durante ensaios de tração à flexão, a perda ou não da

aderência, após um grande número de ciclos repetidos de carregamento e

descarregamento.

Nestes ensaios, realizados no LTP-EPUSP, foram utilizados corpos-de-prova

prismáticos obtidos da serragem de placas moldadas na 1ª etapa, conforme Figura 3.14.

De cada placa foi possível obter dois corpos-de-prova nos quais foram fixados strain

gages (ST), conforme indicado na Figura 3.15.

Figura 3. 14 Esquema de corte das placas para o ensaio de carga repetida à tração na flexão

Foram colocados 4 ST tipo KFG–2–120–C1–11, com comprimento de 2 mm e

resistência de 120,2 ± 0,2 Ω (24ºC, 50% RH) da marca KYOWA em cada corpo-de-


≈ 470

b ≈ 90 b ≈ 90 Medidas em mm

≈ 60

≈ 50

Concreto Asfáltico

186

prova, conforme indicado na Figura 3.15, sendo que um próximo a parte superior do

CCP, outro ainda no CCP, próximo à interface, outro no CA, logo abaixo da interface e

outro na parte inferior do CA.

Figura 3. 15 Esquema de disposição do ST durante o ensaio de carga repetida à tração na flexão

Antes de se realizarem os ensaios, foram testados 4 corpos-de-prova extraídos das

placas 01 e 11 para se verificar a carga de ruptura, sendo que foi obtido o valor médio

da carga de ruptura à tração na flexão de 7,0 kN. Assim sendo, os ensaios foram

conduzidos com níveis de carregamento de 0,5 kN a 5,0 kN, com 1 segundo de

aplicação de carga e 2 segundos para descarregamento, ou seja, com freqüência média

de 0,33 Hz. Esses valores foram adotados pois eram, na época, a máxima capacidade

permitida pelo equipamento.

O equipamento utilizado era de funcionamento pneumático. Embora este tipo de

equipamento esteja sujeito à perdas freqüentes, sendo difícil uma aplicação constante da

carga, cabe aqui novamente ressaltar que o objetivo da pesquisa era de apenas verificar

CCP CA ST Terminais do ST

370 mm

F ≈ 5 kN

Pistão

Célula de Carga

Corpo-de-Prova

≈ 60 mm

≈ 50 mm

CPU

187

a ocorrência da perda de aderência na interface de CCP e CA, devido às solicitações

repetidas de carga, sendo que não se pretendia aferir desse ensaio modelos de fadiga.

Desta forma, a utilização desse equipamento se justificava devido à dificuldade em se

encontrar equipamentos “disponíveis” no Brasil, que atendessem aos níveis de

carregamento necessários.

Na Tabela 3.7 está apresentada a relação das placas ensaiadas. Infelizmente nos

ensaios efetuados, perdeu-se, por ruptura, algumas placas para ajuste da carga a ser

aplicada. No entanto, não se conseguiu observar o deslocamento da linha neutra, que era

a meta do ensaio, sendo que o corpo-de-prova rompia antes de acusar qualquer alteração

na posição da linha neutra. Por esta razão, desenvolveu-se um estudo do comportamento

da resistência ao cisalhamento na interface, que está apresentado no Anexo VII,

procurando entender o porque do insucesso desse ensaio para avaliar o deslocamento da

linha neutra, uma forma de avaliar se ocorria a perda de aderência na interface do

WTUD/CA, quando solicitado a cargas repetidas.

Embora este ensaio representasse o efeito de carregamento repetido de carga em

WTUD, não foi possíve, conforme pode se verificar nos cálculos efetuados no Anexo

VII, que para um valor médio de resitência ao cisalhamento de 1.500 kPa, valor este

menor que o obtido no ensaio de cisalhamento direto realizado nessa pesquisa

(resistência ao cisalhamento direto média de 1.621 kPa para interface WTUD/CA

fresadas com equipamento 1000C) seria necessário um carregamento de cerca de 31 kN,

que estava, na época, muito acima da capacidade do equipamento (7 kN), além de que

com a aplicação dessa carga, surgiria uma tensão à tração na flexão aproximadamente

24 MPa, o qual está muito acima da tensão média de ruptura obtida para o CCP (5,2

MPa), de onde se conclui que a para a geometria do corpo-de-prova e aplicação de 5kN,

188

uma vez que a ruptura ocorreu após cerca de 1,8 x 104 a 4,9 x 104, por fadiga à flexão,

o que mostra que para a geometria do corpo-de-prova (espesssura do CCP e do CA),

este ensaio é inviável.

Tabela 3. 6 – Resumo das placas ensaiadas no LTP-EPUSP

Etapa Placa Nº

Origem

Tipo de Tratamento da Superfície

Ensaio

01 D3N1-D

Fresada com fresadora manual Estático para determinação da carga de ruptura

10 J8 Fresada com fresadora manual Dinâmico 11 D3N3-

C Fresada com fresadora manual Estático para determinação da

carga de ruptura 12 J4 Fresada com fresadora manual Corpo-de-prova perdido 24 M1A Sem fresagem Dinâmico

1ª m

olda

gem

51 PR-8 Resina Corpo-de-prova perdido

3.2.3 Ensaio de resistência ao cisalhamento direto com carga repetida

Como almejava verificar se ocorreria a perda de aderência entre o CCP e CA, deu-se

seqüência aos testes empregando-se amostras preparadas conforme o ensaio de

cisalhamento direto, proposta 2 – tipo 2, aplicando-se cargas repetidas com níveis de

tensão de cisalhamento na interface aderida, inferiores à tensão média de ruptura

anteriormente determinada em ensaio de cisalhamento direto.

Este ensaio foi realizado no LMR-PMI, em uma máquina de ensaio denominada MTS,

que possui sistema de aplicação de cargas do tipo hidráulico, sendo que o registro de

dados (cargas e deslocamento) e o controle de carga aplicada eram automáticos e

informatizados. Para estabelecer a faixa de aplicação de carga, utilizando-se a escala de

520 kN, foram realizados cinco ensaios estáticos (ver Tabela 3.3), para determinação da

carga de ruptura estática e posteriormente trabalhou-se com níveis de tensão inferior a

189

este, controlando-se a tensão e ajustando-se a aplicação de carga para uma curva

senoidal.

O ensaio de carga repetida foi conduzido colocando-se o corpo-de-prova na máquina de

ensaio, conforme já mostrado na Figura 3.13 (b) e simulando-se aplicações de carga.

Para uma mesma freqüência foram realizados ensaios com três níveis de tensões

diferentes, procurando-se definir o número de ciclos de carga permissíveis até a ruptura

da interface aderida.

Os corpos-de-prova utilizados foram confeccionados a partir de amostras serrando-se

placas moldadas na 2ª etapa – tipo 2 (Capítulo 2), conforme descrito no item 3.2.2 desse

capítulo (ver Figura 3.6). Assim sendo, foram considerados idênticos quanto à sua

confecção, cura e embora tenham sido ensaiados em diferentes idades, isso não foi

considerado na análise dos resultados, pois foram ensaiados após 28 dias de idade.

Na Tabela 3.8 está o resumo da designação das placas ensaiadas, a carga e tensão

aplicada mínima e máxima, a freqüência, o número de ciclos à ruptura e observações

pertinentes.

190

Tabela 3. 7 Características dos ensaios de carga repetida de cisalhamento direto

Carga (kN) Tensão (kPa)

Corpo-de-prova míni

ma máxima

mínima

máxima

Relação de Tensões (%)

Freqüên-cia (Hz)

Desloca-mento máximo (mm)

Nº de Ciclos

OBS

65 CD 2 30 78 1172 62,7 0,5 0,90 50 resina mole * 64 CD 2 43 78 1680 89,9 1,0 0,70 25 ensaio interrompido ** 65 AB 2 43 78 1680 89,9 1,0 0,80 10 resina mole * 66 AB 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,70 942 resina mole * e **** 68 AB 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,85 29 - 68 CD 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,85 21 - 69 AB 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,89 54 asfalto colado *** 69 CD 2 15 78 586 31,4 1,0 8.00 6.335 asfalto colado *** 66 CD 2 25 78 977 52,3 5,0 1,51 530 - 70 AB 2 15 78 586 31,4 5,0 1,58 2055 - 70 CD 2 8 78 312 16,7 5,0 1,37 8,3x104 - 76 AB 2 15 78 586 31,4 5,0 - 5145 máquina travou 76 CD 2 20 78 769 41,2 5,0 - 1930 Não rompeu totalmente 81 AB 2 8 78 312 16,7 5,0 1,20 2,3 x 105 rompeu 85 CD 2 20 78 769 41,2 5,0 - - máquina travou * Ensaio interrompido devido a problema de utilização de resina na colagem do CCP (ver Figura 3.12 (c)) com elevada viscosidade ** ensaio interrompido pois um dos lados de CCP deslocou-se e encostou no prato, ou seja, a espessura do capeamento era muito fina

*** Corpos-de-prova com o mesmo formato do tipo 2 (ver Figura 3.12 (c)), diferindo na troca do tipo de material, ou seja, o CA é que ficou no centro e foi colado e o CCP ficou com altura menor

**** Ensaio anulado pois um dos lados de CCP encostou no prato e não havia sido percebido

máquina travou e o arquivo não registrou nenhum dado.

Relação de Tensões é a resistência ao cisalhamento máxima aplicada dividida pela resistência ao cisalhamento de ruptura

É importante salientar alguns cuidados peculiares na confecção dos corpos-de-prova

para a realização do ensaio de cisalhamento direto com carregamento repetido:

• A colagem dos CCP dos corpos-de-prova do tipo 2 demanda grande cuidado para se

obter um mínimo “dente” entre essas partes (ver Figura 3.16), pois sendo o

capeamento muito fino, de espessura próxima ao valor do deslocamento no

momento de ruptura (ordem 1,5 mm), a existência de um pequeno degrau levaria o

corpo-de-prova a encostar no prato inferior, antes de sua ruptura, ocasionando a

191

invalidação dos resultados e perda do ensaio, conforme ocorreu com o corpo-de-

prova 66 AB.

Figura 3. 16 Esquema de problema da colagem do CCP

• capeamento do corpo-de-prova deve atingir uma espessura de aproximadamente 1,7

mm, sendo que capeamentos muito finos tornam o ensaio inexequível, uma vez que

o deslocamento no momento da ruptura será da ordem de 1,5 mm, conforme foi

determinado nos ensaios estáticos apresentado no Anexo VI.

Os ensaios foram conduzidos em três freqüências: 0,5 Hz, 1,0 Hz e 5,0 Hz. As primeiras

freqüências foram utilizadas para se conhecer os limites do ensaio. Como a carga média

de ruptura estática obtida (ver Tabela 3.3) foi de 48,5 kN, trabalhou-se com níveis de

carregamentos máximos: cerca de 90% dessa carga (43 kN); 63% (30kN), 52% (25

kN), 41% (20 kN), 31% (15 kN) e 17% (8kN), sendo que o valor mínimo de carga foi

de 4% (2 kN).

Não se pretendeu estabelecer, nesse momento, equações de fadiga, pela razão de que

seriam necessários efetuar um número de ensaios maior e de que o equipamento

utilizado possui duas escalas: 520 kN e 2.600 kN, sendo que nesse ensaio foi utilizada a

Placa de aço


Capeamento

Concreto Asfáltico

Degrau (“dente”) na colagem do CCP

Colagem com Resina

192

primeira escala, que foi calibrada para a menor leitura de aproximadamente 150 kN, ou

seja, cerca de 3 vezes o valor médio da carga de ruptura estática (aproximadamente 50

kN). Embora a máquina apresente um valor baixo para o erro de exatidão, conforme

pode ser observado em cópia do certificado de calibração constante do Anexo VIII, não

se recomenda utilizar os resultados obtidos para se deduzir uma equação, cuja exatidão

seria colocada em dúvida.

Não foi possível realizar-se ensaio com maiores freqüências (maiores que 5 Hz), devido

ao equipamento trabalhar com bomba de óleo de baixa vazão e o menor nível de

carregamento utilizado foi de 2 a 8 kN, pois o equipamento apresentou alguma

dificuldade na sua estabilização, acusando que não seria possível trabalhar-se com

faixas menores, pois para a escala de 520 kN, este valor significava quase que 1% do

fundo da escala.

Nas Figuras 3.17 e 3.18 estão apresentados os gráficos do deslocamento pelo tempo,

para as freqüências de 1,0 Hz e 5,0 Hz, respectivamente. Não foi traçada a curva para a

freqüência de 0,5 Hz pois o corpo-de-prova ensaiado apresentou problemas devido a

utilização de resina epóxica de elevada viscosidade, na colagem do CCP, o que

funcionou como um amortecedor do ensaio.Na Tabela 3.9 estão apresentados os dados

para execução da Figura 3.19. Nesta Figura está apresentado o gráfico da tensão de

cisalhamento para a freqüência de 5,0 Hz em função do número de ciclos de carga.

194

Tabela 3. 8 Dados dos ensaios de cisalhamento dinâmico

Corpo-de-prova

Carga máxima aplicada (kN)

Número de ciclos

Freqüência (Hz)

Tensão máxima aplicada

Número médio de ciclos

Observação

70 C-D 8 8,3 x 104 5 312,50 - Não rompeu 81 A-B 8 2,3 x 105 5 312,50 2,3 x 105 rompeu 76 A-B 15 5,145 x

103 5 585,94 5,145 x

103 rompeu

70 A-B 15 2,05 x 103

5 585,94 2,05 x 103 Não rompeu

76 C-D 20 1,93 x 103

5 769,00 1,93 x 103 rompeu

66 C-D 25 530 5 976,56 530 rompeu 68 A-B 30 29 1 1.172 rompeu 68 C-D 30 21 1 1.172

25 rompeu

Figura 3. 17 Tensão de Cisalhamento Máxima Aplicada em função do Número de Ciclos, para a freqüência de 5,0 Hz

Tensão de cisalhamento máxima aplicada (kPa) x número de ciclos

ττ = -241.08 log(n) + 1569.9r2 = 0.9434

0

200

400

600

800

1000

1200

1 10 100 1000 10000 100000 1000000

Número de ciclos (n)

Ten

são

de

cisa

lham

ento

(kP

a)

Freqüência de 5 Hz Log. (Freqüência de 5 Hz)

195

3.2.4 Avaliação dos resultados

Os resultados obtidos apontam que ao longo de ciclos de carregamento e

descarregamento dos corpos-de-prova, houve ocorrência de perda de aderência na interface.

Considerando-se que a carga de ruptura obtida no ensaio de cisalhamento estático oscilou

de 39 kN a 68 kN, sendo que o valor médio foi de 48,5 kN, foram utilizadas tentativamente

as faixas com valor máximo de cerca de 20, 30, 50, 60 e 90% da carga de ruptura estática

(8, 15, 25, 30, 43 kN) para os ensaios dinâmicos (ver Tabela 3.8).

Analisando a Figura 3.17, verifica-se que os corpos-de-prova CP 68 AB e CP 68 CD, que

foram submetidos ao mesmo nível de solicitação de carga (2 a 30kN), apresentaram

resultados semelhantes. O corpo-de-prova 69 AB apresentou uma curva distinta, o que se

justifica pelo fato desse corpo-de-prova ser diferente dos outros dois, pois a colagem se deu

entre o CA e não o CCP como nos demais casos, conforme esclarece a Tabela 3.8.

Conforme pode ser observado na Figura 3. 20, se por um lado aumentou o número de

ciclos permissíveis, por outro houve deterioração da camada asfáltica. Refletindo sobre

esse fenômeno pode-se induzir que a existência de CCP sobre camada asfáltica

contribuiria sensivelmente para a redução de deformações plásticas nesta última, por

evitar pressões aplicadas diretamente sobre a mesma.

Como era esperado, quanto maior o nível de solicitação de carga ou tensão, menor o

número de ciclos permissíveis e vice-versa (ver Figuras 3.17, 3.18, e 3.19).

196

Figura 3. 18 Corpos de prova 69 C-D e 69 A-B (invertidos) após ensaio de cisalhamento direto com cargas repetidas do que para 1 Hz

Embora a quantidade de ensaios dinâmicos realizados tenha sido pequena e tenham

ocorrido dificuldades na calibração da prensa, uma vez que os ensaios estariam sendo

realizados em valores de carregamento ligeiramente inferiores à sua faixa usual de

calibração (ver item 3.3.3), os resultados permitem tirar uma clara idéia de que mesmo

em níveis de tensão bastante inferiores à tensão de ruptura da interface aderida, a perda

de aderência (ruptura da interface) ocorria após determinado número de ciclos de

carregamento relativamente pequeno.

Esses números de ciclos obtidos nos ensaios realizados apontam para dois aspectos

muito importantes:

• Caso o corpo-de-prova fosse somente de concreto de cimento Portland,

solicitado em um nível tão baixo de tensão, o mesmo seria levado eventualmente

à degradação após um número de ciclos muito maior áqueles verificados. Tal

fato foi constatado em corpos-de-prova que “encostaram” no prato da prensa,

197

conforme explicado no item 3.3.3 e assinalados na Tabela 3.8. Cabe relatar que

os corpos-de-prova após a ruptura sempre apresentavam mistura asfáltica

aderida ao CCP na interface, um forte indício de que a ruptura na interface

aderida ocorria na zona de concreto asfáltico, um material que notoriamenete a

qualquer nível de tensões sofre processo de fadiga associado à deformações

visco-plásticas;

• Com relação ao baixo número de repetições de carga obtidos com os ensaios

realizados, torna-se difícil recomendar a utilização de WTUD em vias que

possuam elevado volume de tráfego comercial.

198

CCAAPPÍÍTTUULLOO 44 Avaliação teórica das tensões

de cisalhamento em WTUD

4.4 Introdução

Este capítulo tem por finalidade apresentar uma avaliação teórica das tensões de

cisalhamento em estruturas de pavimento de WTUD. Esta avaliação complementa a

pesquisa desenvolvida no laboratório, ensejando a comparação de valores de resistência

ao cisalhamento obtidas com expectativas teóricas de valores de tensões de

cisalhamento, para diversas condições de análise.

O trabalho desenvolvido partiu da análise de placas quadradas de 1,20 x 1,20 m,

utilizando-se programa computacional de análise numérica em duas dimensões (2D)

para pavimentos de concreto (FEACONS 4.1 SI). Tais análises compõem parte do

trabalho de pesquisa em desenvolvimento pelo LMP-EPUSP e a Associação Brasileira

de Cimento Portland (ABCP).

199

Este programa, segundo BALBO (1999), trata-se de uma versão modificada do

programa FEACONS IV, originalmente desenvolvido pelo Prof. Mang Tia e equipe, na

Universidade da Flórida, tendo sido consolidada em agosto de 1997, em estrita

cooperação entre o Prof. Tia e o LMP, com apoio da Fundação de Amparo à Pesquisa

do Estado de São Paulo (FAPESP).

RODOLFO et al. (1999) ressaltaram que a versão FEACONS 4.1 SI difere basicamente

do FEACONS IV em dois pontos:

• FEACONS 4.1 SI trabalha com o sistema internacional de unidades (SI) enquanto

que o FEACONS IV, com unidades do sistema inglês;

• Incluiu-se uma subrotina para considerar a subbase aderida ou não.

O programa permite a análise simultânea de até 3 placas consecutivas e a adoção de

duas condições de contato entre o WTUD e o CA: aderência plena ou ausência de

aderência.

Considerando-se o exposto no Capítulo 1, a condição aderente é aquela ideal para o

bom desempenho do WTUD. Isso significa deslocamentos iguais em todos os pontos

localizados na interface, seja no CCP ou no CA. Assim sendo, nesta análise foi

considerada esta condição satisfeita, embora a condição de simulação mais indicada

fosse, neste caso, a aderência parcial, face às peculiaridades da interface CCP/CA.

Neste modelo computacional, não foram considerados eventuais e possíveis efeitos de

transmissão de cargas em juntas. Também foi tomada a ocorrência de uma fissura ao

longo das juntas do WTUD, atingindo toda a profundidade do pavimento composto

(CCP e CA), pois segundo exposto por BALBO (1999), essa hipótese é conservativa.

200

4.4 Condições de contorno aplicadas

4.2.1 Dimensões das placas de WTUD

Face às recomendações feitas por diversos autores quanto aos limites de espaçamento

entre juntas (ver Quadro 1.4 no Capítulo 1), nesta modelagem foram adotadas placas de

1,20 x 1,20 m para efeito de análise, como a máxima dimensão provável para o WTUD.

4.2.2 Concreto Asfáltico

O CA encontra-se supostamente íntegro estruturalmente, sem presença de fissuras

interligadas, com módulo resiliente de 2.000 e 3.000 MPa. Estes valores foram adotados

pois ECA igual a 3.000 MPa significa uma camada de CA não deteriorada; já o valor de

2.000 MPa, representaria uma camada de CA que já sofreu alguma degradação, ou seja,

representa uma situação limite de aceitação do CA para execução de WTUD.

As espessuras adotadas (tCA) foram de 0,07; 0,10 e 0,12 m, uma vez que a bibliografia

sobre o assunto recomenda espessuras dessa camada superiores a 0,07m.

4.2.3 Módulo de Reação do Sistema

As simulações efetuadas adotaram para o módulo de reação do sistema de apoio valores

de 25, 75, 125 e 175 MPa/m.

O valor de 25 MPa/m, segundo o Estudo Técnico 14 (ABCP, 1998) seria

correspondente a um CBR do subleito de 3%, com baixa contribuição da sub-base, ou

seja, uma baixa contribuição do sistema de apoio.

201

4.2.4 Concreto

WTUD requer a utilização de concretos de alto desempenho (CAD), sendo que o

módulo de deformação estática desses concretos (ECCP) é da ordem de 30.000 MPa,

como se verificou no estudo experimental em laboratório para o concreto empregado.

As espessuras adotadas nessa simulação para a placa de WTUD (tWTUD) foram de 0,05,

0,06, 0,07, 0,08, 0,09 e 0,10 m, uma vez que conforme exposto no Capítulo 1, o

WTUD possuiria espessuras entre 50 e 100 mm.

4.2.5 Posições de cargas e eixo adotado

Conforme apresentado na Figura 4.1, ao se considerar o eixo simples roda dupla

(ESRD), a distância entre os eixos é de 1,80 m. Isto significa que cada eixo estará em

cima de placas distintas, uma vez que a dimensão desta é de 1,20 x 1,20 m

Neste trabalho foi adotada a pressão mínima típica de pneumáticos de 638 kPa,

conforme recomendado por BALBO (1999).

Figura 4. 1 Esquema da carga aplicada nas placas de 1,20 x 1,20m

1,20 m

1,20 m

1,20 m 1,80 m

202

Foram efetuadas 24 simulações, variando-se a carga total (soma de duas rodas) de 60

kN a 140 kN, sendo que essas cargas, segundo BALBO (1999) atendem a ESRD,

tandem duplo e triplo, considerando-se:

• um excesso de até 50% sobre a carga máxima legal no país (100kN) para ESRD;

• eixo tandem duplo de 300 kN de carga total e

• eixo tandem triplo com até 450 kN de carga total.

4.2.6 Malha de discretização

A malha de elementos finitos deve possuir um maior refinamento nas proximidades das

regiões de contato das cargas com a superfície das placas e áreas de entorno. Assim

sendo, estas malhas foram ajustadas pelo LMP-EPUSP, até se obter aquelas

apresentadas na Figura 4.2 (a), (b), (c), (d) e (e) para os carregamentos de 60 kN, 80 kN,

100kN, 120kN e 140 kN, respectivamente.

4.4 Simulações utilizando o FEACONS 4.1 SI

Com base nos valores das variáveis mencionadas anteriormente, a análise numérica foi

realizada tomando-se o coeficiente de Poisson de 0,15 para o CCP.

203

Figura 4. 2 Malha para as análises realizadas

Utilizando-se os valores constantes das planilhas resultantes das 720 simulações

efetuadas com o programa de elementos finitos FEACONS 4.1 SI, foi possível traçar os

diversos diagramas apresentados no Anexo IX relacionando as tensões de cisalhamento

teóricas com as demais variáveis tomadas para as simulações conforme se segue:

• Tensão de cisalhamento (τ) em função da espessura do WTUD (tWTUD), para

módulos de reação do sistema de apoio (k) de 25, 75 125 e 175 MPa/m, ou seja,

cartas de τ x tWTUD por valor de módulo de reação do sistema de apoio (k), para os

módulos resilientes do CA de 2.000 e de 3.000 MPa, com curvas para cada carga

total aplicada (Q). Nas Figuras 4.3 e 4.4 estão apresentadas a pior e melhor situação,

(b) carga de 80 kN

(d) carga de 120 kN (c) carga de 100 kN (e) carga de 140 kN

(a) carga de 60 kN

204

respectivamente, ou seja, na Figura 4.3, o módulo de reação do sistema de apoio é

de 25 MPa/m, o que significa uma baixa capacidade de suporte do sistema de apoio,

além de que o módulo resiliente da camada asfáltica é de 2.000 MPa, que reflete

uma camada asfáltica que estaria em processo incipiente de degradação. Já na

Figura 4.4, o módulo de reação do sistema é de 175 MPa/m, que é considerado um

valor muito bom, e o módulo resiliente da camada asfáltica é de 3.000 MPa, sendo

que esta camada asfáltica estaria em condições adequadas;

• Tensão de cisalhamento x espessura do WTUD para cada módulo de reação do

subleito, carga de ESRD, módulo de resiliente e espessura da camada asfáltica.;

• Tensão de cisalhamento x espessura da camada asfáltica para cada módulo de reação

do sistema de apoio, carga de ESRD, módulo resiliente do CA e espessura da

camada de WTUD. Nas Figuras 4.5 e 4.6 estão apresentadas as condições mais

desfavoráveis (ECA de 2.000 MPa e módulo de reação do sistema de apoio de 25

MPa/m) e condições mais favoráveis (ECA de 3.000 MPa e módulo de reação do

sistema de apoio de 175 MPa/m), respectivamente;

• Tensão de cisalhamento x módulo de reação do sistema de apoio para cada espessura e módulo

resiliente do CA. Nas Figuras 4.7 e 4.8 também estão apresentados os gráficos representando as

condições limítrofes, ou seja, na primeira, espessura do CA de 0,07m e ECA de 2.000 MPa e na

segunda, espessura do CA de 0,12 m e ECA de 3.000 MPa.

205

Figura 4. 3 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de reação do

sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa

Tensão de Cisalhamento (kPa) x Espessura do WTUD (m) para k = 25 MPa/m e ECA = 2.000 MPa

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.10

Espessura do WTUD (m)

Ten

são

de C

isal

ham

ento

(kP

a)

Carga de 60 kN e 0,07 m de CA Carga de 80 kN e 0,07 m de CA Carga de 100 k e 0,07 m de CA

Carga de 120kN e 0,07 m de CA Carga de 140 kN e 0,07 m de CA Carga de 60 k e 0 ,10 m de CA

Carga de 80 kN e 0,10 m de CA Carga de 100 kN e 0,10 m de CA Carga de 120 kN e 0,10 m de CA



206

Figura 4. 4 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa

Tensão de Cisalhamento (kPa) x Espessura do WTUD (m) para k = 175 MPa/m e ECA = 3.000 MPa

100

300

500

700

900

1100

1300

0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.10

Espessura do WTUD (m)

Ten

são

de

Cis

alh

amen

to (

kPa)






207

Figura 4. 5 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para módulo de reação do sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa

T e n s ã o d e c i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a c a l c u l a d a p e l o F E A C O N S 4 . 1 SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2 .000MPa e carga

d e 6 0 k N

1 0 0

6 0 0

1 1 0 0

1 6 0 0

2 1 0 0

0.07 0 .08 0 .09 0 .10 0 .11 0 .12

Espes sura da camada as fá l t i ca (m)

Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)

0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D

0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D

0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D

Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a camada as fá l t i ca ca lcu lada pe lo FEACONS 4 .1

SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2 .000 MPa e c a r g a d e 8 0 k N

100

600

1100

1600

2100

0.07 0 .08 0 .09 0 .10 0 .11 0 .12

Espessura da camada as fá l t i ca (m)

Ten

são

de C

isal

ham

ento

(MP

a)

0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D

0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D

0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D

Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica calculada pelo FEACONS 4.1

SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2.000 MPa e carga de 100 kN

100

600

1100

1600

2100

0.07 0.08 0.09 0.10 0.11 0.12

Espessura da camada asfáltica (m)

Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)

0,05 m de WTUD 0,06 m de WTUD

0,07 m de WTUD 0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD 0,10 m de WTUD

Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica calculada pelo FEACONS

4.1 SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2.000 MPa e carga de 120 kN

100

600

1100

1600

2100

0.07 0.08 0.09 0.10 0.11 0.12


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)

0,05 m de WTUD 0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD 0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD 0,10 m de WTUD

Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a c a l c u l a d a p e l o F E A C O N S 4 . 1

S I p a r a k = 2 5 M P a / m , E C A = 2 . 0 0 0 M P a e c a r g a d e 1 4 0 k N

1 0 0

6 0 0

1 1 0 0

1 6 0 0

2 1 0 0

0 . 0 7 0 . 0 8 0 . 0 9 0 . 1 0 0 . 1 1 0 . 1 2

E s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a ( m )

Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)

0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D

0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D

0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D

208

Figura 4. 6 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa

Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a camada as fá l t i ca (m) ca lcu lada pe lo FEACONS 4 .1 SI para k = 175 MPa/m, ECA = 3 .000 MPa e

carga de 120 kN

100

300

500

700

900

1100

0.07 0 .08 0 .09 0.1 0 .11 0 .12

Espessura da camada as fá l t i ca (m)

Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)

0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D

0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D

0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D

Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica (m) calculada pelo FEACONS 4.1 SI para k = 175 MPa/m, ECA = 3.000 MPa e

carga de 140 kN

100300500700900

1100

0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)





carga de 80 kN

100

300

500

700

900

1100

0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)





carga de 60 kN

100

300

500

700

900

1100

0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)




Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a ( m ) c a l c u l a d a p e l o F E A C O N S 4 . 1 S I p a r a k = 1 7 5 M P a / m , E C A = 3 . 0 0 0 M P a e

c a r g a d e 1 0 0 k N

1 0 0

3 0 0

5 0 0

7 0 0

9 0 0

1 1 0 0

0 . 0 7 0 . 0 8 0 . 0 9 0 . 1 0 . 1 1 0 . 1 2

E s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a ( m )

Ten

são

de C

isal

ham

ento

(kP

a)

0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D

0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D

0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D

209

Figura 4. 7 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio para a espessura da camada asfáltica de 0,07 m e ECA de 2.000 MPa

Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para

carga de 60 kN

600

1100

1600

2100

20 40 60 80 100 120 140 160 180

Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)

Ten

são

de C

isal

ham

ento

(k

Pa)

0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD


carga de80 kN

600

1100

1600

2100

20 40 60 80 100 120 140 160 180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to (

kPa)



carga de 100 kN

600

1100

1600

2100

20 40 60 80 100 120 140 160 180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)



carga dede 120 kN

600

1100

1600

2100

20 40 60 80 100

120

140

160

180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)



carga de140 kN

600

1100

1600

2100

20 40 60 80 100

120

140

160

180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)


210

igura 4. 8 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio para a espessura da camada asfáltica de 0,12 m e ECA de 3.000 MPa

Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para a

carga de 60 kN

100200300400500600700

20 40 60 80 100 120 140 160 180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to (

kPa)

0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD


a carga de 80 kN

100200300400500600700

20 40 60 80 100 120 140 160 180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)



carga de 100 kN

100

200

300

400

500

600

700

20 40 60 80 100 120 140 160 180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to (

kPa)


Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)

para a carga de 120 kN

100200300400500600700

20 40 60 80 100 120 140 160 180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to

(kP

a)



carga de 140 kN

100200

300400500600

700

20 40 60 80 100 120 140 160 180


Ten

são

de

Cis

alha

men

to (

kPa)


211

4.4 Avaliação dos Resultados

Com valores extraídos das Figuras 4.3 e 4.4 e dos gráficos de tensão de cisalhamento

versus espessura do WTUD constantes do Anexo IX foi possível elaborar a Tabela 4.1

que apresenta os valores máximos e mínimos dessa tensão para cada módulo resiliente

do CA. Considerando-se a recomendação de ARMAGHANI & TU (1997, 1998) como

valor mínimo de resistência ao cisalhamento a referência de 1.400 kPa, foi indicada a

espesssura de WTUD para que a tensão de cisalhamento não ultrapassasse esse valor, de

maneira a preservar a interface aderida, pelo menos em um estágio inicial da vida de

serviço do WTUD.

Observa-se que com o aumento do valor do módulo de reação do sistema de apoio

menor será a tensão de cisalhamento atuante, sendo que a diferença de um sistema de

apoio em péssimas condições (k = 25 MPa/m) e outro em excelentes condições (k =

175 MPa/m) é significativo.

Na Tabela 4.1 são também apresentadas as espessuras mínima de WTUD para que, nas

diversas situações simuladas, a tensão de cisalhamento limite sugerida por

ARMAGHANI & TU (1997, 1998) fosse respeitada. Para a mesma espessura e módulo

resiliente do CA são necessárias maiores espessuras de WTUD para os carregamentos

maiores, sendo esse acréscimo da espessura do WTUD mais significativo quanto menor

for o módulo de reação do sistema de apoio.

Com base nas respostas apresentadas na Tabela 4.1 verifica-se que as tensões de

cisalhamento ultrapassam o valor de 1.400 kPa na interface WTUD/CA quando o

pavimento é solicitado por ESRD com 80 kN ou mais. Se a camada asfáltica já atingiu

um certo grau de degradação (ECA = 2.000 MPa), seria necessário uma espessura

mínima de pelo menos 75 mm para um módulo de reação do sistema de 25 MPa/m.

213

Assim sendo, observando-se as recomendações apresentadas por diversos autores

(Capítulo 1) e resumidas no Quadro 1.4, que preconizam um espessura de 75 mm para

a camada asfáltica, conclui-se que as mesmas são válidas para o caso de cargas mínimas

de 80 kN.

Espessuras da camada asfáltica superiores a 100 mm permitiriam a utilização do WTUD

mesmo que o sistema de apoio esteja em péssimas condições (k = 25 MPa/m). No caso

de uma camada asfáltica íntegra, ou seja, sem a presença de fissuras (ECA = 3.000 MPa),

poder-se-ia considerar que devido à solicitação de cargas inferiores a 100 kN, a

interface WTUD/CA aderida estaria preservada uma vez que a tensão de cisalhamento

seria inferior a 1.400 kPa, para espessura de CA de 70 mm.

Por outro lado, a tensão de cisalhamento estaria abaixo do valor médio de 1868 kPa de

resistência ao cisalhamento (obtido no presente estudo em corpos-de-prova de WTUD

cuja interface foi fresada) qualquer que fossem as condições das camadas subjacentes,

exceto no caso da carga ultrapassar 100 kN. Isto de certo modo reforça a limitação do

emprego do WTUD para situações nas quais, não existindo controle de carga na via,

ocorrências de eixos isolados com mais de 100 kN seriam comuns.

Observando-se nas Figuras 4.5 a 4.8 os valores das faixas de tensão de cisalhamento

para o carregamentos de 80 kN, foi elaborada a Tabela 4.2, para CA com módulos

resilientes de 2.000 e 3.000 MPa e espessuras de 0,07 e 0,12 m.

Tabela 4. 1 Faixa de valores das tensões de cisalhamento para cargas de 80kN

Tensão de cisalhamento (kPa) ECA (MPa) tCA (m) tWTUD (m) Péssimas condições Excelentes condições

0,07 0,05 a 0,10 1.000 a 1.700 900 a 1.300 0,10 0,05 a 0,10 950 a 800 800 a 700 2.000 0,12 0,05 a 0,10 500 a 700 400 a 600 0,07 0,05 a 0,10 900 a 1.200 800 a 1.000 0,10 0,05 a 0,10 620 a 500 600 a 400 3.000 0,12 0,05 a 0,10 200 a 500 200 a 400

Péssimas condições: módulo de reação do sistema de apoio de 25 MPa/m Excelentes condições: módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m

214

Verifica-se que os valores indicados na Tabela 4.2 são inferiores ao valor médio de

1868 kPa obtido para a resistência ao cisalhamento em amostras fresadas com

equipamento usualmente utilizado na execução de serviços de fresagem no país. Isto

significa que se a fresagem e limpeza do CA forem executadas conforme

recomendações de diversos autores, poder-se-á obter uma resistência superior a 1.400

kPa, valor este preconizado por ARMAGHANI & TU (1997, 1998), e quanto maior for

a espessura da camada asfáltica e sua integridade, menor seria a tensão de cisalhamento

ocorrente na interface aderida, aumentando assim, a sobrevida do pavimento composto.

Fixando-se o módulo de reação do sistema de apoio, espessura do CA e do WTUD,

observa-se que quanto maior o módulo resiliente do CA, menor será a tensão de

cisalhamento na interface aderida. Observando-se os gráficos do Anexo IX e Tabelas

4.1 e 4.2 conclui-se que a espessura da camada de CA afeta mais os valores da tensão de

cisalhamento que o módulo resiliente desse material.

215

Conclusões e Recomendações

Considerando-se que a nova alternativa para reforço de pavimentos, o whitetopping

ultradelgado, apontava para a necessidade de se realizar um estudo mais aprofundado

para melhor delinear o comportamento da interface aderida, a “ chave” da questão, esta

pesquisa adotou as seguintes estratégias para caminhar na direção de tal o objetivo:

• Ensaios de laboratório para determinação da resistência ao cisalhamento estática e

dinâmica em corpos-de-prova submetidos a diferentes tratamentos superficiais para

a interface aderida;

• Análise teórica da de tensões de cisalhamento nesta interface, oriundas da interação

carga-estrutura de pavimento, considerando-se a aderência plena na interface como

hipótese para avaliação numérica de tais tensões, e verificando-se quais variáveis

teriam respostas importantes para as tensões de cisalhamento no WTUD.

216

O sucesso do presente estudo do comportamento da interface aderida do WTUD estaria

na garantia de um processo de execução que não deixasse margem às dúvidas ou

alternativas não previstas. Assim, durante a pesquisa procurou-se nortear os

procedimentos através de minuciosa descrição, procurando-se anotar todas as variáveis

que pudessem intervir nos resultados, para que ao se chegar ao final, pudesse-se analisar

todos os parâmetros e efeitos envolvidos.

Como se retira do Capítulo 2, foram tomados todos os cuidados necessários na

caracterização do CCP utilizado, procurando-se realizar um controle tecnológico

adequado, bem como minuciosa descrição dos procedimentos utilizados. A análise dos

resultados dos ensaios realizados, mostra que foi obtida uma mistura de concreto tanto

fresco como endurecido que atendesse aos requisitos de uma dosagem correta e que

possibilitasse o rastreamento das principais características mecânicas envolvidas, para

posteriores pesquisas sobre o assunto.

Assim sendo, empregou-se um concreto de elevada resistência como é preconizado para

a execução do WTUD, possibilitando que a fase seguinte da pesquisa, os ensaios

relativos à verificação da aderência na interface WTUD-CA fossem realizados sem a

preocupação de falhas relativas à produção ou execução das placas que foram utilizadas

para a elaboração dos corpos-de-prova.

As principais conclusões resultantes deste trabalho de pesquisa são apresentadas na

seqüência.

1. Resistência à ruptura por cisalhamento na interface aderida

As análises dos resultados obtidos em amostras com diferentes tipos de tratamento da

interface CCP/CA foram feitas sobre os ensaios realizados no LMR-PMI, com corpos-

de-prova confeccionados segundo a 2a proposta – tipo 2, pelas razões explicitadas no

217

Capítulo 2. Os resultados mostram que o tipo de tratamento da superfície do CA têm

influência na resistência ao cisalhamento, sendo que os valores seguiram a seguinte

sequência de crescimento: nenhum tratamento (sem fresagem), fresados manualmente,

fresados com equipamento típico de obras rodoviárias e fresados desta mesma forma

somada a aplicação de resina tipo epóxi.

O valor médio da resistência ao cisalhamento em amostras sem nenhum tratamento na

interface foi de 1.637 kPa, sendo que este valor aumentou de cerca de 14% (1.868 kPa)

em amostras fresadas a frio (1000C), o que satisfaz o valor de 1.400 kPa proposto por

ARMAGHANI & TU (1997, 1998), observando-se que o desvio-padrão obtido foi de

cerca de 300 kPa; enquanto que o aumento do valor da resistência ao cisalhamento em

amostra fresada manualmente foi de apenas 1% em relação a sem tratamento. Conclui-

se que fresagem, seu procedimento e posterior limpeza são de fato importantes para

garantirem uma maior resistência ao cisalhamento, aumentando a área da superfície de

contato e de agregado exposto, garantindo assim maior período de serviço para o

WTUD.

Cabe salientar que os resultados apresentados nessa pesquisa são mais favoráveis em

comparação aos que teriam sido obtidos com amostras extraídas de pavimentos

executados com WTUD, uma vez as amostras não seriam tão homogêneas e muito mais

sujeitas à falhas de execução tanto da fresagem como da limpeza, seria interessante

para posteriores pesquisas sobre o assunto, que se realizasse ensaios com amostras

extraídas de pavimentos, registrando-se todo o seu histórico.

2. Potencial de perda de aderência

Embora o número de ensaios de cisalhamento direto com carga repetida não tenha sido

suficiente para se estabelecer, por ora, modelos estatisticamente aceitáveis de ruptura

218

por fadiga, ficou evidenciado o risco de perda de aderência mesmo em níveis de tensão

muito baixos. Também verificou-se que quanto menor o nível de solicitação de carga ou

tensão, maior o número de ciclos permissíveis e vice-versa, sendo que a perda de

aderência ocorreu para qualquer nível de tensão aplicado (os testes foram conduzidos

com níveis de tensão de até 1/6 da tensão de ruptura estática).

3. Análise de níveis de tensões de cisalhamento

Cabe esclarecer que a análise teórica das tensões de cisalhamento para pavimentos com

WTUD estabeleceu a hipótese de aderência plena, ainda otimista para o caso, uma vez

que a superfície de CA após a fresagem a mistura asfáltica apresentará uma dada parcela

ou área com agregados expostos, e certamente esses pontos estarão aderidos ao CCP, o

que não se pode afirmar rigorosamente em relação ao material asfáltico e o concreto de

cimento Portland. Assim sendo, a análise numérica estaria gerando valores inferiores

aos que ocorreriam em uma suposta condição de aderência parcial.

Verificando-se os valores obtidos pela simulação utilizando-se elementos finitos pode-

se concluir que se o CA for fresado adequadamente, a tensão de cisalhamento aplicada

para 80 kN estará abaixo da resistência ao cisalhamento, e quanto maior for essa

diferença, maior será a vida útil desse pavimento. Também se observa que quanto

menor o módulo resiliente do concreto asfáltico, maiores serão as tensões de

cisalhamento atuantes. Maiores tensões de cisalhamento na interface ocorrem também

para menores espessuras de whitetopping ultradelgado e de concreto asfáltico.

As respostas das análises efetuadas indicam que a espessura da camada de concreto

asfáltico é a variável mais importante para a redução de tensões de cisalhamento desde

que mantidas as condições de integridade da mistura asfáltica.

219

4. Expectativa de emprego da tecnologia

Cabe ressaltar que as recomendações apresentadas no Capítulo 1 são válidas e pelos

resultados dessa pesquisa pode-se concluir que a aderência é de fato de suma

importância para o bom desempenho do WTUD, uma vez sua ausência implicaria em

tensões muito elevadas para o CCP suportar isoladamente.

Todos os autores são unânimes em afirmar que esta tecnologia se aplica para vias com

baixo volume de eixos comerciais. Alguns autores, entre eles SILFWERBRAND (1998)

e BALBO (1999) ainda complementam que no estágio atual dos experimentos e

conhecimentos adquiridos, consideradas as inúmeras exigências para viabilização de um

reforço ultradelgado, tratar-se-ia de uma alternativa de manutenção preventiva.

Embora não exista confronto entre os resultados de ensaios dinâmicos em laboratório

com o fato de que concretos asfálticos estão sujeitos a processos de ruptura mesmo em

níveis baixos de esforços repetitivos aplicados, o baixo número de ciclos apresentado é

indicativo de que ocorre a perda de aderência na interface WTUD/CA nessas condições,

ou seja, o CA é mandatário e responsável pela perda de aderência na interface, uma vez

que sofre deformações plásticas até sua ruptura na interface.

Transportando-se tais resultados para uma situação em escala real, pode-se afirmar que

em um dado momento da vida de serviço do pavimento composto ocorrerá progressiva

perda de aderência, o que levaria à degradação das placas de WTUD, uma vez que com

a ausência da aderência, o concreto de cimento Portland não contará mais com a

contribuição da camada de concreto asfáltico para assimilar parte dos esforços de tração

à flexão, e tendo que arcar sozinho com as respostas às cargas de veículos aplicadas,

acabará sucumbindo a tais esforços.

220

Face a tais resultados, pode-se reforçar, com maior segurança, que o whitetopping

ultradelgado trata-se de uma alternativa de reforço para vias de baixo volume tráfego

comercial e que não se tratariam, dentro do estágio atual de conhecimento e prática, de

uma alternativa de duração tão longa quanto o whitetopping convencional não aderido.

5. O emprego de resina tipo epóxi como ponte de aderência

A utilização de resina do tipo epóxi na interface CCP/CA pode ser promissora

tecnicamente uma vez que corpos-de-prova tratados somente com resina apresentaram

valor médio de resistência ao cisalhamento de cerca de 36% acima dos valores de

corpos-de-prova com o CA fresado. Somando-se o efeito da resina do tipo epóxi à

fresagem, o valor da resistência ao cisalhamento aumenta em aproximadamente 40% em

relação à ação isolada da fresagem.

Considerando-se que a resina que foi utilizada para tratamento da interface custa R$

35,00/kg e o consumo foi de cerca de 0,7 kg/m2 , a aplicação desse material consumiria

R$ 24,50/ m2, quase o dobro do preço de um CCP de alto desempenho para uma

espessura de WTUD de 100 mm; tal constatação não alenta obrigatoriamente seu

emprego do ponto de vista econômico.

Esses resultados abrem a perspectiva de estudos futuros com emprego de outros

tratamentos de superfície de modo a majorar a resistência ao cisalhamento na superfície

aderida. Contudo, um estudo dessa natureza deverá comportar os custos relativos a

execução de uma obra aplicando-se esse tipo de tratamento.

Recomendações para futuras pesquisas

Como principais recomendações para estudos futuros, ao final desse trabalho, são

apontadas as seguintes ações:

221

• Monitorar, por meio de instrumentos adequados em pista (escala real), a

modificação da posição da linha neutra em função do tempo de serviço do

pavimento composto, como um indicativo da ocorrência da perda de aderência.

• Aprimorar a modelagem numérica de tensões para a análise de pavimentos

compostos de modo que seja possível a consideração de aderência parcial na

interface entre o whitetopping ultradelgado e o concreto asfáltico;

• Definir e envidar estudos laboratoriais que permitam quantificar a parcela de área de

contato efetivamente aderida da superfície de contato entre o whitetopping

ultradelgado e o concreto asfáltico;

• Elaborar estudos aplicando-se outros produtos e tipos de tratamento da superfície

que permitam melhorar de forma significativa a resistência da superfície aderida.

222

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