fernado g. s. batista msc 2004
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MINISTÉRIO DA DEFESA
EXÉRCITO BRASILEIRO
SECRETARIA DE CIÊNCIA E TECNOLOGIA
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
CURSO DE MESTRADO EM ENGENHARIA DE TRANSPORTES
FERNANDO GOMES DA SILVA BATISTA
CARACTERIZAÇÃO FÍSICA E MECANÍSTICA DOS
AGREGADOS DE ARGILA CALCINADA PRODUZIDOS COM
SOLOS FINOS DA BR-163/PA
Rio de Janeiro
2004
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
FERNANDO GOMES DA SILVA BATISTA
CARACTERIZAÇÃO FÍSICA E MECANÍSTICA DOS AGREGADOS DE
ARGILA CALCINADA PRODUZIDOS COM SOLOS FINOS DA BR-163/PA
Dissertação de Mestrado apresentada ao Curso de Mestrado em Engenharia de Transportes do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia de Transportes.
Orientador: Prof. Luiz Antônio Silveira Lopes - D.Sc. Co-Orientador: Prof. Salomão Pinto – D.Sc. Co-Orientador: Prof Álvaro Vieira – M.Sc.
Rio de Janeiro
2004
2
c2004
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
Praça General Tibúrcio, 80 – Praia Vermelha
Rio de Janeiro – RJ CEP: 22290-270
Este exemplar é de propriedade do Instituto Militar de Engenharia, que poderá incluí-lo em base de dados, armazenar em computador, microfilmar ou adotar qualquer forma de arquivamento.
É permitida a menção, reprodução parcial ou integral e a transmissão entre bibliotecas deste trabalho, sem modificação de seu texto, em qualquer meio que esteja ou venha a ser fixado, para pesquisa acadêmica, comentários e citações, desde que sem finalidade comercial e que seja feita a referência bibliográfica completa.
Os conceitos expressos neste trabalho são de responsabilidade do(s) autor(es) e
do(s) orientador(es).
620.19108113 BATISTA, Fernando Gomes da Silva B333 Caracterização Física e Mecanística dos Agregados de Argila
Calcinada Produzidos com Solos Finos da BR-163/PA / Fernando Gomes da Silva Batista – Rio de Janeiro: Instituto Militar de Engenharia, 2004.
159 p.: il., tab.
Dissertação (mestrado) – Instituto Militar de Engenharia – Rio de Janeiro, 2004.
1. Pavimentação - Amazônia. 2. Argila Calcinada - Agregados. I. Instituto Militar de Engenharia. II. Título.
620.19108113
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INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
FERNANDO GOMES DA SILVA BATISTA
CARACTERIZAÇÃO FÍSICA E MECANÍSTICA DOS AGREGADOS DE ARGILA
CALCINADA PRODUZIDOS COM SOLOS FINOS DA BR-163/PA
Dissertação de Mestrado apresentada ao Curso de Mestrado em Engenharia de
Transportes do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia de Transportes. Orientador: Prof. Luiz Antônio Silveira Lopes - D.Sc. Co-Orientador: Prof. Salomão Pinto – D.Sc. Co-Orientador: Prof Álvaro Vieira – M.Sc. Aprovada em 15 de janeiro de 2004 pela seguinte Banca Examinadora:
Prof. Luiz Antônio Silveira Lopes – D.Sc. do IME - Presidente
Profa Laura Maria Goretti da Motta – D.Sc. da COPPE/UFRJ
Prof. Salomão Pinto – D.Sc. do IPR/DNIT
Prof Álvaro Vieira – M.Sc. do IME
Rio de Janeiro
2004
4
Aos meus pais, João Carlos e Edilce, e à minha esposa, Zoraide.
5
AGRADECIMENTOS
A Deus, por ter me dado a força e perseverança necessárias ao desenvolvimento e conclusão deste trabalho. À minha família, pela compreensão e paciência demonstradas ao longo destes 2 anos. Ao Cel Álvaro, meu co-orientador, pela oportunidade de ingressar no curso de mestrado do IME e pelos sábios ensinamentos passados ao longo dos anos, desde a época de graduação. Ao Cel Silveira Lopes, meu orientador, pelo apoio e ensinamentos recebidos. Ao professor Salomão Pinto, meu co-orientador, pela oportunidade de utilização dos laboratórios e pessoal do IPR e pela sua dedicação e paciência durante a execução dos estudos e ensaios relacionados a misturas asfálticas. À professora Laura Motta, integrante da Banca Examinadora, pelo tempo dedicado à apreciação desta dissertação, pela oportunidade de cursar a cadeira de Materiais de Pavimentação na COPPE e por todos os ensinamentos recebidos durante os 2 anos. Aos professores da Pós-Graduação em Engenharia de Transportes e do Departamento de Engenharia de Fortificação e Construção do IME, pela transmissão de preciosos conhecimentos nas cadeiras ministradas no curso. Ao meu amigo Chagas, por toda a sua contribuição e demonstração de amizade, desde os primeiros momentos em que ingressamos no mestrado. Aos colegas do IME, pelo apoio nos momentos de dúvidas e, por todos os bons momentos que passamos juntos, em especial, àqueles que de alguma forma engrandeceram esta dissertação com suas colaborações: Lima, Veiga, Kary, Albuquerque, Isolina. Ao pessoal do laboratório de solos do IME, Sgt Mozeika, Cb Mauro e Wanderlei, pela dedicação e empenho demonstrados durante a execução dos ensaios. Ao pessoal do IPR: Washington, os laboratoristas Sérgio Romário e André e as engenheiras Luciana e Dilma, por todo o apoio recebido. Ao Cristiano e Reiner, do CETEM, pelo apoio durante a execução dos ensaios de sedimentação e difração de raios-x com as amostras de solos. Ao pessoal do DE/4, em especial o Felipe, pela valiosa contribuição no estudo e realização dos ensaios químicos e mineralógicos.
6
A autoconfiança é o primeiro requisito para grandes empreendimentos”.
SAMUEL JOHNSON
7
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO..........................................................................................11
1.1 Considerações Gerais...............................................................................11
1.2 Objetivo.....................................................................................................12
1.3 Estrutura do Trabalho................................................................................12
2 AGREGADOS PARA PAVIMENTAÇÃO..................................................14
2.1 Conceituação, Classificação e Propriedades............................................14
2.1.1 Classificação dos Agregados....................................................................15
2.1.2 Propriedades dos Agregados....................................................................17
2.1.2.1 Propriedades Químicas de Agregados......................................................18
2.1.2.2 Propriedades Mineralógicas......................................................................18
2.1.2.3 Propriedades Físicas dos Agregados .......................................................19
2.2 O Problema dos Agregados na Região Amazônica..................................32
2.3 Agregados de Argila Calcinada e Expandida............................................39
2.3.1 Histórico.....................................................................................................39
2.3.2 Características da Matéria-Prima para a Produção dos Agregados.........53
3 PRODUÇÃO E CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS......................58
3.1 Caracterização e Classificação das Amostras..........................................58
3.2 Produção dos Agregados de Argila Calcinada..........................................60
3.3 Seleção Expedita pelo Processo da Fervura e Perda de Massa
Após Fervura............................................................................................71
3.4 Abrasão Los Angeles................................................................................73
3.5 Tensão de Ruptura por Flexão –TRF........................................................74
3.6 Análise Mineralógica e Análise Química...................................................76
4 DOSAGEM DE MISTURAS ASFÁLTICAS...............................................83
4.1 Ensaios Preliminares.................................................................................84
4.1.1 Granulometria............................................................................................84
4.1.2 Massa Específica Aparente e Densidade..................................................85
4.1.3 Adesividade...............................................................................................86
8
4.2 Dosagem de Mistura Tipo CBUQ..............................................................87
4.2.1 Considerações Iniciais...............................................................................87
4.2.2 Materiais Empregados e Definição do Teor Ótimo de Ligante..................90
4.3 Dosagem de Mistura Tipo PMF...............................................................101
4.3.1 Considerações Iniciais.............................................................................101
4.3.2 Materiais Empregados e Definição do Teor Ótimo de Emulsão..............102
5 ENSAIOS COMPLEMENTARES............................................................110
5.1 Resistência à Tração...............................................................................114
5.1.1 Metodologia de Ensaio............................................................................114
5.1.2 Resultados...............................................................................................115
5.1.2.1 Concreto Asfáltico...................................................................................115
5.1.2.2 Pré-Misturado a Frio................................................................................117
5.2 Módulo Resiliente....................................................................................118
5.2.1 Metodologia de Ensaio............................................................................118
5.2.2 Resultados...............................................................................................121
5.2.2.1 Concreto Asfáltico...................................................................................121
5.2.2.2 Pré-Misturado a Frio................................................................................123
5.3 Fadiga......................................................................................................124
5.3.1 Metodologia de Ensaio............................................................................124
5.3.2 Resultados...............................................................................................127
6 APLICAÇÃO DOS RESULTADOS NO PROJETO DE PAVIMENTAÇÃO
DA BR-163..............................................................................................134
6.1 Considerações Iniciais.............................................................................134
6.2 Verificação do Dimensionamento com a Utilização do Programa
FEPAVE2................................................................................................135
6.3 Análise dos Resultados...........................................................................148
7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES............................................................152
7.1 Conclusões..............................................................................................152
7.2 Sugestões...............................................................................................153
8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.......................................................155
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RESUMO
O trabalho apresenta os resultados referentes à caracterização dos agregados de argila calcinada produzidos em laboratório. São estudadas diversas amostras de solos, provenientes da região de Santarém-PA. Inicialmente são analisadas as características físicas, químicas e mineralógicas dos solos, e posteriormente são selecionadas algumas amostras para a produção do agregado. A escolha definitiva do solo que foi utilizado no estudo é realizada com os solos que apresentaram melhores resultados nos ensaios preliminares de caracterização dos agregados artificiais produzidos. Foram realizados ensaios complementares com esses agregados para verificação da sua resistência mecânica. Utilizou-se a argila calcinada em substituição ao agregado tradicional para a execução de ensaios em misturas asfálticas, realizando a dosagem pelo método Marshall e analisando os resultados de fadiga e módulo de resiliência para os corpos-de-prova produzidos no teor ótimo.
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ABSTRACT
This thesis presents calcined clay aggregates characterization results. Several soil samples from Santarem-PA had been studied. First the physical, chemical and mineralogical properties of the soils are studied, and then the samples for the production of the aggregates are chosen. The final choice was made using the soils that presented the best results in some preliminary characterization tests with the produced aggregates. Other tests were performed in order to analyze the mechanic resistance of the aggregate. The calcined clay aggregate was used instead of regular aggregates in asphalt mixes and the Marshall test was performed intending to study fatigue and resilient modulus results in the best substance.
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1. INTRODUÇÃO
1.1. CONSIDERAÇÕES GERAIS
O principal fator condicionante do projeto e execução de pavimentos rodoviários
na região amazônica é a escassez de agregados pétreos naturais, o que torna
economicamente inviável o emprego de bases granulares e misturas asfálticas
convencionais. Por outro lado, a abundância e variedade dos solos finos na região
constituem um natural atrativo à produção de agregados artificiais calcinados.
Desde o final dos anos 20 o agregado artificial de argila, em especial o de argila
expandida, é estudado e produzido industrialmente nos Estados Unidos da América.
Destacam-se os estudos realizados pelo Texas Highway Department e pela
Louisiana Department of Highways no final dos anos de 1960.
No mesmo período, através da CINASA (atual CINEXPAN), deu-se início a
produção de agregados de argila expandida no Brasil. A sua utilização como
agregado em pavimentação rodoviária se limita, entretanto, a algumas obras de
pontes e viadutos e a um trecho experimental construído em 1982 pelo DNIT. Este
trecho se constituiu na etapa final de uma grande pesquisa iniciada pelo órgão no
final dos anos 70, na qual foram realizadas algumas considerações sobre o
agregado de argila calcinada.
Nos dias atuais, a tecnologia de produção e emprego de agregados de argila
expandida é razoavelmente conhecida pelo meio técnico, porém os elevados custos
de produção desse agregado acabam por inviabilizar economicamente o seu
emprego em serviços de pavimentação rodoviária. Estudos anteriores realizados
pelo DNER (1981) e pelo IME (1998 e 2000) já demonstraram a possibilidade da
obtenção de agregados artificiais de argila calcinada a custos significativamente
inferiores aos da argila expandida, o que pode se constituir numa alternativa técnica
atraente para a região amazônica.
De maneira geral entende-se por agregado artificial (ou agregado sintético) de
argila, o agregado produzido com a utilização de solos argilosos. Pode ser
classificado como expandido se apresenta um inchamento quando queimado a
temperaturas superiores a 1100oC ou não expandido, sendo este último também
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denominado de agregado de argila calcinada ou de argila queimada, não
apresentando inchamento e sendo queimado a temperaturas de cerca de 900oC.
1.2. OBJETIVO
O objetivo principal desta dissertação é o desenvolvimento de estudos e ensaios
de laboratório relacionados à caracterização da argila calcinada visando verificar a
viabilidade da sua utilização na região amazônica como agregado em misturas
asfálticas, especialmente na pavimentação da BR-163, em substituição aos
agregados tradicionais.
Para alcançar este objetivo, procura-se desenvolver uma metodologia que
permita a produção em larga escala do agregado artificial de argila. Como uma
primeira etapa do estudo, serão realizadas pesquisas com fabricantes de
equipamentos de laboratório e de olarias, a fim de se adquirir uma máquina capaz
de reproduzir em laboratório o processo de produção que se pretende implementar.
Estudar-se-ão, também, os procedimentos de moldagem, secagem e calcinação do
material, incluindo neste caso os tempos e as temperaturas de queima.
Serão estudadas as características físicas, químicas e mineralógicas da matéria
prima a ser utilizada na produção deste agregado para que se possa selecionar um
solo com propriedades adequadas. Para tanto, serão usadas diversas amostras da
região de Santarém-PA para serem analisadas e selecionadas para a produção dos
agregados.
1.3. ESTRUTURA DO TRABALHO
No capítulo 1, este próprio capítulo, é apresentada uma breve introdução sobre a
produção e emprego dos agregados artificiais de argila, além dos objetivos e
justificativa do estudo.
No capítulo 2 é feita uma revisão bibliográfica sobre os agregados para
pavimentação, abordando as suas características e propriedades, além do problema
da carência de agregados na Amazônia. É apresentado ainda um histórico das
origens e utilização da argila calcinada e expandida, bem como as características da
matéria-prima para a produção destes agregados.
13
No capítulo 3 são apresentados os ensaios de caracterização e classificação das
amostras recebidas, a produção dos agregados de argila calcinada e os diversos
ensaios realizados com estes agregados.
O capítulo 4 descreve as dosagens de misturas asfálticas realizadas com
concreto asfáltico e pré-misturado a frio.
No capítulo 5 são detalhadas as metodologias de realização dos ensaios de
resistência a tração por compressão diametral, módulo resiliente e fadiga, e os
resultados obtidos nestes ensaios.
O Capítulo 6 contém uma aplicação dos resultados obtidos no capítulo anterior
para o projeto de pavimentação da BR-163/PA, com a utilização do programa
FEPAVE2.
O capítulo 7 apresenta as conclusões e algumas recomendações para futuros
estudos.
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2. AGREGADOS PARA PAVIMENTAÇÃO
2.1 CONCEITUAÇÃO, CLASSIFICAÇÃO E PROPRIEDADES DOS AGREGADOS
Areia e pedra britada são insumos que se caracterizam pelo baixo valor unitário e
pelos grandes volumes consumidos. O seu transporte responde – em termos médios
- por cerca de 2/3 do preço final do produto, o que impõe a necessidade de produzi-
las o mais próximo possível do mercado. O maior problema para o aproveitamento
das reservas existentes é a urbanização crescente que restringe a extração de
importantes depósitos. A ocupação do entorno de pedreiras por habitações e as
restrições ambientais à utilização de várzeas e leitos de rios para extração de areia
limitam, cada vez mais, a operação das lavras. Em conseqüência, novas áreas de
extração estão cada vez mais distantes dos pontos de consumo, encarecendo o
preço final dos produtos.
CHIARI (2002) relata que a distribuição aproximada do consumo de pedra
britada no Brasil é de 50% para a produção de concreto, 30% para pavimentação
asfáltica, 13% para a produção de artefatos pré-moldados de cimento e 7% para
outros usos, como lastro de ferrovia, drenos, contenção de taludes, etc. Quanto à
areia, 50% do consumo destina-se à fabricação de concreto e o restante em usos
diversos. Com um consumo, em 2000, da ordem de 1,6 milhão de metros
cúbicos/mês, a região metropolitana de São Paulo é o maior mercado consumidor
de pedra britada e de areia do país. Outros grandes mercados são as regiões
metropolitanas de Belo Horizonte, Rio de Janeiro, Curitiba e Porto Alegre e as
regiões de Campinas, Sorocaba e Baixada Santista.
Os grandes centros consumidores de agregados no Brasil encontram-se em
regiões geologicamente favoráveis à ocorrência de rochas de boa qualidade. Os
tipos litológicos mais utilizados na produção de pedra britada são os granitos e os
gnaisses (85%), os calcários e dolomitos (10%) e os basaltos e diabásios (5%).
Algumas regiões, entretanto, não possuem ocorrências suficientes de rochas
adequadas para britagem. Entre elas, podemos citar as cidades situadas na Bacia
do Paraná, onde, não raramente, a pedra britada tem que ser transportada por
distâncias superiores a 100 km.
15
Na região amazônica o problema é muito mais grave. Como mais da metade de
sua área é coberta por espessa camada de sedimentos quaternários e terciários,
não consolidados, são poucas as ocorrências de agregado natural, quase todas
situadas em regiões de difícil acesso e afastadas dos centros consumidores. Isso
exige, muitas vezes, o transporte aquaviário de brita a distâncias de até 3.000 km –
como em algumas cidades do estado do Acre – utilizando-se infra-estrutura de
transportes precária e ineficiente. Essa escassez de agregados gera um aumento
considerável nos custos da construção civil na região, tornando economicamente
atraente o estudo para produção de agregado artificial com o uso de matéria prima
local.
Segundo o ASPHALT INSTITUTE (1989) a quantidade de agregado mineral em
misturas asfálticas de pavimentação é geralmente de 90 a 95% em peso e 70 a 85%
em volume e esta parcela mineral é em parte a responsável pela capacidade de
suporte de cargas dos revestimentos, influenciando assim o desempenho dos
pavimentos. Na pavimentação asfáltica o agregado é também usado comumente na
base e eventualmente na sub-base. Na pavimentação rígida o agregado é usado na
confecção do concreto de cimento Portland.
MARQUES (2001) relata que, de acordo com a NBR 9935, que determina a
terminologia dos agregados, o termo “agregado” é definido como material sem forma
ou volume definido, geralmente inerte, de dimensões e propriedades adequadas
para produção de argamassa e concreto.
Já WOODS (1960) define agregado como sendo uma mistura de pedregulho,
areia, pedra britada, escória ou outros materiais minerais, usada em combinação
com um ligante para formar um concreto, uma argamassa, etc.
2.1.1 CLASSIFICAÇÃO DOS AGREGADOS
Segundo PINTO (1996), os agregados podem ser classificados quanto à sua
natureza, tamanho e graduação. Quanto à sua classificação segundo a natureza, os
agregados são divididos em:
Naturais: aqueles que são utilizados tal como se encontram na natureza, salvo
operações de britagem e lavagem como, por exemplo, os cascalhos, saibros, areias;
16
Artificiais: aqueles que resultam de uma alteração física ou química de outros
materiais, como a escória de alto forno, argila expandida, ou que exige extração
como é o caso das rochas, sendo a pedra britada o tipo mais comum.
Quanto ao tamanho, os agregados podem ser classificados em:
Agregado graúdo: é o material retido na peneira n° 10 : britas, cascalhos, seixos;
Agregado miúdo: é o material que passa na peneira n° 10 e fica retido na n°200:
areia, pó de pedra;
Material de enchimento ou fíler: é o que passa pelo menos 65 % na peneira
n°200: cal extinta, cimento portland.
Quanto à graduação se dividem em:
Agregado de graduação densa: é aquele que apresenta uma curva
granulométrica de material bem graduado e contínua, com quantidade de material
fino, principalmente na peneira n°200, suficiente para preencher os vazios entre as
partículas maiores;
Agregado de graduação aberta: é aquele que apresenta uma curva
granulométrica de material bem graduado e contínua, com insuficiência de material
fino, principalmente na peneira n°200, para preencher os vazios entre as partículas
maiores;
Agregado tipo macadame: é aquele que possui partículas de um único tamanho.
Trata-se, portanto, de um agregado de granulometria uniforme onde o diâmetro
máximo é aproximadamente o dobro do diâmetro mínimo.
Com relação à origem, ROBERTS et al (apud MARQUES, 2001), em 1996,
definem que os agregados usados em construção rodoviária são largamente obtidos
de depósitos de rochas naturais. As rochas naturais ocorrem como afloramentos ou
próximo à superfície ou como depósitos de agregados ao longo de velhos extratos
aluvionares. As rochas naturais são classificadas pelos geólogos em 3 grupos
dependendo da sua origem: ígneas (magmáticas), sedimentares e metamórficas.
Outros tipos de agregados que podem ser usados em misturas a quente são os
agregados leves de argila expandida e os de argila calcinada, produzidos pelo
aquecimento da argila a altas temperaturas, além de escórias, normalmente obtidas
nos alto-fornos durante a produção de aço.
Denomina-se “ocorrência” o depósito natural de pedregulho ou areia possível de
emprego em rodovias, também chamadas de cascalheiras. Quanto à origem
17
geológica as ocorrências podem ser classificadas como residual, eólico, ou aluvial;
quanto à formação, em bancos (acima do terreno), minas (abaixo do terreno), de rio,
de mar (MARQUES, 2001).
Areias quartzosas de formação eólica são bastante puras (mais de 90% de teor
de sílica), porém exibem granulometria uniforme e fina. Areias quartzosas de origem
fluvial não são tão puras, mas apresentam em geral granulometria adequada aos
trabalhos de pavimentação rodoviária (MARQUES, 2001).
MARTINS (1995) relata que uma grande quantidade das rochas duras
exploradas para a indústria de construção encontra-se em áreas de alto valor
paisagístico ou em áreas de preservação ambiental, sendo necessário um
planejamento cuidadoso para minimizar os danos à paisagem e as perturbações
ambientais. Não há escassez previsível de recursos de rocha para produção de brita
no Brasil, a despeito da extração anual (estimada) superar 100 milhões de metros
cúbicos e do consumo “per capita” ser muito baixo, denotando uma demanda
reprimida. Entretanto, estas ocorrências se concentram em determinadas regiões do
país, havendo uma escassez de agregados em outras, como a região amazônica.
Nesta região é possível o uso de agregados artificiais de argila para utilização em
serviços de pavimentação.
2.1.1 PROPRIEDADES DOS AGREGADOS
Segundo ROBERTS et al (1996) são as propriedades físicas dos agregados que
determinam principalmente a adequação para o uso em misturas asfálticas e, em
menor extensão, as suas propriedades químicas. São propriedades
físicas/mecânicas básicas a densidade, porosidade e a resistência. Propriedades
químicas/físico-químicas tais como umidade, adesão e descolamento são função da
composição e estrutura dos minerais no agregado. Uma compreensão da
mineralogia e identificação de minerais pode produzir informações sobre
propriedades físicas e químicas potenciais de um agregado para um determinado
uso, e pode ajudar a evitar o uso de um agregado que tenha constituintes minerais
nocivos. Exigências em especificações devem ser selecionadas para que os
agregados que tenham componentes minerais indesejáveis não sejam aceitos para
uso (MARQUES, 2001).
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2.1.1.1 PROPRIEDADES QUÍMICAS DE AGREGADOS
As propriedades químicas de um agregado identificam a composição química
e/ou determinam as transformações que um agregado pode estar sujeito devido à
ação química. Estas propriedades têm pequeno efeito no desempenho, exceto
quando elas afetem a adesão do ligante asfáltico ao agregado e a compatibilidade
com aditivos antidescolamento que podem ser incorporados ao ligante asfáltico.
A adesão do cimento asfáltico ao agregado e o deslocamento do filme asfáltico
pela água é um fenômeno complexo segundo ROBERTS et al (1996), envolvendo
interações físico-químicas entre muitos parâmetros. Várias teorias têm sido
sugeridas para explicar os mecanismos de adesão e adesividade (descolamento).
Porém nenhum deles pode ser completamente explicado e mais de um mecanismo
pode ocorrer ao mesmo tempo (MARQUES, 2001).
MARQUES (2001) afirma que existem grandes evidências indicando que alguns
agregados parecem ter mais afinidade pela água que pelo cimento asfáltico, e os
filmes asfálticos nestas partículas de agregados podem tornar-se destacados
(separados) ou não aderidos depois de exposto à água. Estes agregados são
chamados hidrofílicos e eles tendem a ser ácidos na natureza. Por outro lado,
agregados que tem afinidade com cimento asfáltico são chamados hidrofóbicos e
eles tendem a ser básicos na natureza. É comumente aceito que a natureza da
carga elétrica da superfície dos agregados, quando em contato com água, afete
significativamente a adesão entre o agregado e o cimento asfáltico e sua resistência
ao dano por umidade.
Apesar das normas brasileiras que visam avaliar características químicas de
agregados estarem relacionadas diretamente ao concreto de cimento Portland,
dependendo da necessidade, estes ensaios podem ser solicitados para agregados a
serem usados em misturas asfálticas.
2.1.1.2 PROPRIEDADES MINERALÓGICAS
A maioria de agregados é composta de uma combinação de minerais. Dentre os
minerais mais importantes pode-se citar os minerais de sílica (quartzo), os feldspatos
(ortoclásio, plagioclásio), os minerais ferromagnésicos (muscovita, vermiculita),
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minerais carbonatados (calcita, dolomita) e minerais argílicos (ilita, caulinita e
montmorilonita) (MARQUES, 2001).
Em sua maioria, os agregados são compostos de muitos minerais, com
composições variáveis, podendo ter suas propriedades alteradas pela oxidação,
hidratação, lixiviação, intemperismo ou coberturas estranhas. Podem-se utilizar
exames petrográficos e a observação do desempenho anterior de agregados
similares na avaliação de agregados., uma vez que a mineralogia não pode por si só
predizer o comportamento de um agregado em serviço.
Segundo MARQUES (2001), o outro fator que afeta a utilização dos agregados
em misturas betuminosas, até certo grau relacionado à mineralogia, é a presença de
coberturas superficiais e outras substâncias deletérias. Estas substâncias deletérias
podem incluir argila, xisto argiloso, silte, óxidos de ferro, gesso, sais dissolvidos e
outras partículas frágeis que afetam a ligação com o asfalto. Também podem
aumentar a susceptibilidade à umidade de uma mistura asfáltica e não devem ser
usados a menos que a quantidade de matéria estranha seja reduzida por lavagem
ou por outros meios.
Um dos efeitos mais importantes da mineralogia dos agregados no desempenho
de misturas asfálticas segundo ROBERTS et al (1996) é a adesividade da película
de asfalto à brita e a resistência ao descolamento por ação da água. A ligação entre
o cimento asfáltico e os agregados é melhor com certos tipos de minerais. Num
primeiro instante, o cimento asfáltico normalmente se liga melhor aos agregados
“carbonatados” (calcário) que aos agregados “silicosos” (cascalhos).
Apesar da ligação do cimento asfáltico não ser boa em relação a determinados
tipos de agregados, esta ligação pode ser melhorada através da adição de
determinadas substâncias tais como cal, pó calcário ou agentes melhoradores de
adesividade, também chamados “dopes”. Estes materiais associados aos agregados
fazem com que a ligação do cimento asfáltico seja aumentada, possibilitando
misturas asfálticas melhores.
2.1.1.3 PROPRIEDADES FÍSICAS DOS AGREGADOS
MARQUES (2001) afirma que o agregado para misturas asfálticas geralmente
deve ser duro, tenaz, forte, durável (são), bem graduado, ser constituído de
20
partículas cúbicas com baixa porosidade e com superfícies limpas, rugosas e
hidrofóbicas. A adequação de agregados para uso em misturas asfálticas é
determinada pela avaliação das seguintes características:
1 – Tenacidade
2 - Resistência Abrasiva
3 - Dureza
4 - Durabilidade
5 - Sanidade
6 - Forma da Partícula (lamelaridade e angulosidade)
7 - Textura Superficial
8 - Limpeza / Materiais Deletérios
9 - Afinidade ao asfalto
10 - Porosidade e Absorção
11 - Características expansivas
12 - Polimento e Características Friccionais
13 - Tamanho e graduação
14 - Densidade Específica / Massa Específica
TENACIDADE, RESISTÊNCIA ABRASIVA E DUREZA
Os agregados devem transmitir as cargas de rodas às camadas sobrejacentes
por intermédio do atrito interno e também devem ser resistentes à abrasão e ao
polimento devido ao tráfego. São sujeitos à fragmentação (quebra) e ao uso
abrasivo durante sua produção, transporte e compactação de misturas asfálticas.
Eles devem ser duros e tenazes para resistir a britagem, degradação e
desintegração quando estocados, manipulados através de algum equipamento
durante a produção de uma mistura asfáltica, espalhadas no pavimento,
compactados com rolos e quando solicitados por caminhões (ROBERTS et al 1996).
A Abrasão Los Angeles é uma medida preliminar da resistência do agregado
graúdo à degradação por abrasão e impacto; entretanto, segundo ROBERTS et al
(1996), observações de campo não mostram uma boa relação entre a perda de
abrasão Los Angeles e o desempenho. Este ensaio não é satisfatório para uso em
escórias, cinzas vulcânicas ou outros agregados leves. A experiência mostra que
21
muitos destes agregados produzem excelente desempenho mesmo com valor de
abrasão Los Angeles alto. Um detalhe que deve ser observado quando se utilizam
agregados com alto valor de abrasão Los Angeles em misturas asfálticas é a
produção de pó durante sua manipulação e a produção da mistura asfáltica. O alto
índice de pó poderá causar problemas ambientais assim como problemas no
controle da mistura (MARQUES, 2001).
MARQUES (2001) relata que a tenacidade e resistência abrasiva são tratadas
por algumas normas brasileiras. Nestes ensaios, os agregados são submetidos a
algum tipo de degradação mecânica e medida a alteração provocada, principalmente
na granulometria original, ao final da degradação. Desta forma, as características de
tenacidade, resistência abrasiva e até mesmo de dureza dos agregados são
presumidamente avaliadas.
As especificações brasileiras para serviços de pavimentação que envolvem o uso
de agregados como execução de camadas de base e revestimento, normalmente
limitam o valor da Abrasão Los Angeles (LA) entre 40 e 55%. Entretanto, agregados
de algumas regiões do Brasil, como por exemplo a região do município do Rio de
Janeiro, apresentam o valor da abrasão Los Angeles muito acima de 55%, em
alguns casos, chegando a 65%. Devido à impossibilidade de se encontrar agregados
com este parâmetro atendido nas proximidades da obra, muitas rodovias foram
pavimentadas usando-se os agregados da região do Rio de Janeiro, embora
estivessem em desacordo com a especificação vigente, mas com a autorização do
DNER para tal procedimento (MARQUES, 2001).
Em virtude desta experiência e de outras em que agregados com abrasão Los
Angeles acima do limite superior foram usados e o desempenho ao longo dos anos
mostrou-se satisfatório quanto a este parâmetro, o DNER passou a recomendar a
execução de outros ensaios a serem conduzidos nos agregados que apresentassem
o valor da abrasão Los Angeles acima do limite superior especificado. A TAB. 2.1
apresenta para estes métodos de ensaios para agregados mais recentemente
padronizados no Brasil os valores limites que foram estabelecidos em recente
pesquisa do DNER (IPR, 1998).
22
TAB 2.1. Métodos de Ensaios de Características Mecânicas e Valores de Aceitação
de Agregados
Métodos de Ensaios Valores Limite – Tentativa
DNER ME 35/94 “Agregado – determinação da abrasão Los Angeles” LA � 65%
DNER ME 399/99 “Agregados – determinação da perda ao choque no aparelho Treton” T � 60%
DNER – ME 96/98: Agregado graúdo avaliação da resistência mecânica pelo método dos 10% de finos” 10% Finos � 60 KN
DNER ME 401/99 “Agregados – determinação do índice de degradação de rochas após compactação Marshall, com ligante – IDML e sem ligante – IDM”
IDM c/ Ligante � 5 IDM s/ Ligante � 8
DNER ME 398/99 “Agregados – determinação do índice de degradação após compactação Proctor IDP” IDP � 6
DNER ME 397/99 “Agregados – determinação do índice de degradação Washington – IDW” IDW � 30
DNER ME 197/97 ou NBR 9938 “Agregados – determinação da resistência ao esmagamento de agregados graúdos”
E � 60
DNER/IPR (1998)
DURABILIDADE E SANIDADE
Os agregados também devem ser resistentes ao quebramento ou desintegração
quando sujeitos ao umedecimento e secagem e/ou congelamento e degelo. Se a
cobertura de cimento asfáltico permanece intacta, estes ciclos de intemperismo não
afetam significativamente as misturas asfálticas. Entretanto, a água pode penetrar
nas partículas de agregados se alguma degradação da mistura asfáltica ocorreu
durante a construção. Partículas frágeis e fracas que se quebram durante a
compactação produzem fácil acesso para a água. A água também pode penetrar se
a mistura asfáltica apresentar descolamento (WU et al 1998). O ensaio de sanidade
tem a intenção de produzir uma estimativa da resistência do agregado à ação do
intemperismo (MARQUES, 2001).
FORMA DA PARTÍCULA E TEXTURA SUPERFICIAL
Segundo ROBERTS et al, para uso em misturas asfálticas as partículas de
agregados devem ter formato mais cúbico que plano, fino ou alongado. Em misturas
23
compactadas, as partículas de forma angular exibem um maior intertravamento e
atrito interno, resultando consequentemente em maior estabilidade mecânica que
partículas arredondadas. Por outro lado, misturas que contém partículas
arredondadas, tais como a maioria dos cascalhos naturais e areias, tem melhor
trabalhabilidade e requerem menor esforço de compactação para se obter a
densidade requerida. Esta facilidade de compactar não constitui necessariamente
uma vantagem, visto que as misturas que são mais fáceis de compactar durante a
construção podem continuar a densificar sob ação do tráfego, levando a
deformações permanentes devido aos baixos índices de vazios e fluxo plástico.
A textura superficial também exerce influência na trabalhabilidade e na
resistência da mistura asfáltica. Uma textura superficial rugosa, como uma lixa,
encontrada na maioria das rochas britadas tende a aumentar a resistência e
requerem cimento asfáltico adicional para superar a perda de trabalhabilidade,
quando comparada com agregados de superfícies lisas como cascalhos e areias de
rio. Segundo ROBERTS et al, agregados de textura lisa podem ser mais facilmente
cobertos pelo filme asfáltico, mas o cimento asfáltico forma usualmente ligações
mecânicas mais fortes com os agregados de textura rugosa (MARQUES, 2001).
LIMPEZA E MATERIAIS DELETÉRIOS
MARQUES (2001) cita que para ROBERTS et al (1996) a limpeza refere-se à
ausência de certos materiais estranhos e deletérios que tornam os agregados
indesejáveis para misturas asfálticas. Lavar agregados sujos pode reduzir a
quantidade de matéria estranha indesejada a um nível aceitável. Estes materiais
objetivamente incluem vegetação, xisto argiloso, partículas frágeis, torrão de argila,
argila cobrindo partículas de agregados e às vezes, excesso de pó da operação de
britagem.
Para KANDHAL et al (1997) a limpeza tem a ver com as coberturas presentes
nas partículas de agregado ou o excesso de partículas mais finas que 75µm (peneira
N° 200), ao passo que material deletério se refere a partículas individuais que são
feitas de materiais inadequados ou insalubres.
O ensaio ME 054/97 “Equivalente de Areia” determina a proporção relativa de
finos no agregado fino ou em solos.
24
Os ensaios ME 082/94 e ME 122/94 determinam o limite de plasticidade e o
limite de liquidez de solos. A determinação do Índice de plasticidade (IP) se faz pela
subtração do Limite de Plasticidade (LP) do Limite de Liquidez (LL). O IP é uma
medida do grau de plasticidade dos finos (material passante na peneira n° 200) e
pode indicar indiretamente a quantidade e o tipo de finos plásticos.
AFINIDADE AO ASFALTO
A presença de finos plásticos na porção fina dos agregados de misturas
asfálticas pode induzir descolamento na mistura quando exposta à água ou
umidade. MARQUES (2001) relata que a presença de pó e cobertura de argila no
agregado graúdo e/ou fino pode inibir a cobertura entre o cimento asfáltico e o
agregado e produzir canais para a penetração da água. O cimento asfáltico fica
sobre a cobertura de pó e não entra em contato com a superfície do agregado
resultando em descolamento da mistura asfáltica.
Segundo MARQUES (2001), existe também a hipótese de que algum material
argiloso muito fino possa causar deslocamento pela emulsificação do cimento
asfáltico na presença de água. Finos plásticos em excesso também podem enrijecer
o cimento asfáltico, e consequentemente levar a mistura asfáltica a trincamento por
fadiga.
O ensaio do equivalente de areia mede a quantidade relativa de partículas de
argila em um agregado fino, enquanto que o ensaio do azul de metileno determina a
quantidade e a natureza do material potencialmente prejudicial, tal como argila ou
matéria orgânica, que pode estar presente em um agregado.
O DNER ME 078/94 fixa o modo pelo qual se verifica a adesividade de agregado
graúdo ao ligante betuminoso. Define-se adesividade de agregado ao material
betuminoso como a propriedade que tem o agregado de ser aderido por material
betuminoso. É verificada pelo não deslocamento da película betuminosa que recobre
o agregado, quando a mistura agregado-ligante é submetida, a 40° C, à ação de
água destilada, durante 72 horas (MARQUES, 2001).
25
POROSIDADE E ABSORÇÃO
Segundo KANDHAL et al (1997) nenhum dado significativo de pesquisa ainda é
apropriado para indicar alguma relação entre a absorção de água do agregado e o
desempenho da mistura asfáltica que utilize aquele agregado. O valor máximo
permitido para a absorção de água pelos estados americanos varia muito:de 2 a 6%.
Alguns tipos de agregados, especialmente os artificiais, apresentam alta absorção,
gerando um elevado consumo de ligante.
CARACTERÍSTICAS EXPANSIVAS
MARQUES (2001) relata que o inchamento do agregado miúdo é o fenômeno da
variação do volume aparente, provocado pela absorção de água livre pelos grãos e
que incide sobre a sua massa unitária. Existem alguns ensaios que medem
expansibilidade de solos como a ME 029/94 “Solos - determinação da
expansibilidade” ou o próprio ensaio para a determinação do Índice de Suporte
Califórnia (ISC ou CBR) através da ME 049/94.
POLIMENTO E CARACTERÍSTICAS DE ATRITO
MARQUES (2001) afirma que, no Brasil, exige-se um procedimento para
avaliação da superfície de rolamento durante a construção e operação do
revestimento. A ES 313/97 do DNER “Concreto Betuminoso” que especifica o uso e
aplicação do concreto asfáltico, recomenda o uso do Pêndulo Britânico e do ensaio
de Mancha de Areia no item sobre condições de segurança. Neste item, recomenda-
se que o revestimento acabado deverá apresentar VRD (valor de Resistência à
Derrapagem) superior a 55 medido com auxílio do Pêndulo britânico. Ainda existe a
avaliação pelo “µ-meter” que é a mais utilizada pelo Comando da Aeronáutica
Brasileiro e consiste de um reboque constituído por 3 rodas montadas em uma
estrutura metálica triangular, onde registram-se as informações referentes às
condições de atrito da pista de forma contínua
O pêndulo britânico é um equipamento tipo impacto dinâmico usado para medir a
perda de energia quando uma ponta de borracha é propelida sobre uma superfície
26
de teste. O equipamento é apropriado tanto para laboratório quanto para ensaios em
campo sobre superfícies planas e para amostras obtidas de ensaios com rodas de
polimento acelerado. O ensaio da mancha de areia é a forma mais difundida de se
medir a macrotextura (o pêndulo britânico mede a microtextura) (MARQUES, 2001).
DENSIDADE ESPECÍFICA / MASSA ESPECÍFICA
As relações entre quantidade de matéria (massa) e volume são denominadas
massas específicas, e expressas geralmente em ton/m3, kg/dm
3 ou g/cm
3 e as
relações entre pesos e volumes são denominados pesos específicos e expressos
geralmente em kN / m3.
Segundo MARQUES (2001), a expressão “densidade”, comum na engenharia, se
refere à massa específica e “densidade relativa” é a relação entre a densidade do
material e a densidade da água a 4°C. Como esta é igual a 1 kg/dm3, resulta que a
densidade relativa tem o mesmo valor que a massa específica (expressa em g/cm3,
kg/dm3
ou t/m3), mas é adimensional.
Os termos densidade e massa específica são freqüentemente usados como
“equivalentes”, o que sugere que eles tenham o mesmo significado, embora isto seja
tecnicamente incorreto.
A densidade relativa (Specific Gravity) de um agregado é a razão do peso de
uma unidade de volume do material para o peso do mesmo volume de água à
temperatura de 20 a 25 °C (aproximadamente 23°C).
O termo “massa específica”, usual no Brasil, é definido pelo Sistema
Internacional (S.I.) como “density”. Já o termo “densidade” é definido pelo S.I. por
“mass density”. Em ambos, as unidades são kg/m3, g/m
3, e são designados por “�”.
O termo “peso específico” usado no Brasil é definido por “weight density” pelo
S.I. É designado por “�” e a unidade é N/m3.
MARQUES (2001) relata que, para agregados, são comuns as seguintes
definições:
Densidade Específica Real (Gsa): É a razão entre o peso seco em estufa, ao ar,
de uma unidade de volume de um material impermeável a uma temperatura fixa e o
27
peso de um volume igual de água destilada livre de gás a uma temperatura fixa. Gsa
é normalmente usada para cálculos (transformação) de peso para volume dos fileres
minerais somente, visto que os valores do Gsa desta fração são muito difíceis de
obter.
Densidade Específica Aparente Seca (Gsb): A razão entre o peso seco em
estufa, ao ar, de um volume unitário de um material permeável (incluindo tanto
vazios permeáveis quanto impermeáveis para o material) a uma temperatura fixa e o
peso de um volume igual de água destilada livre de gás a uma temperatura fixa.
Os ensaios para determinação da Densidade / Massa Específica de Agregados
são os seguintes:
- Para agregados graúdos as normas americanas que tratam do assunto (ASTM
C127 e AASHTO T85) sugerem as seguintes expressões para determinação da
densidade relativa de agregados graúdos:
CAA
Gsa−
= (Densidade Real) EQ. 2.1
CBA
Gsb−
= (Densidade Aparente) EQ. 2.2
( )100A
ABAbs
−= (Absorção) EQ.2.3
Onde:
A = Peso do agregado seco em estufa ;
B = Peso do agregado na condição saturada superfície seca após 24h de
imersão em água;
C = Peso do agregado imerso em água.
O método de ensaio adotado pelo DNER (ME-081/98) para determinação de
densidades relativas tem os procedimentos análogos aos das normas americanas, já
citadas e descritas anteriormente. Porém, a equação 2.1 é determinada pelo DNER
e citada por PINTO (1996) como sendo a “densidade real do grão”. A equação 2.2 é
denominada “densidade aparente do grão”.
Portanto, pelas normas brasileiras o termo “densidade real” é numericamente
maior que a densidade aparente. Nas normas americanas o termo “apparent specific
gravity” (traduzido por MARQUES (2001) como densidade relativa aparente) é
28
numericamente maior que a “bulk specific gravity” (traduzida como densidade
relativa global). Dessa forma o termo em inglês “bulk” é que significa aparente e o
termo “apparent” é comparado ao termo “real” em português, uma vez que os vazios
que são impermeáveis não têm como serem mensurados, daí não ser possível obter
a densidade real absoluta. Muito cuidado deve-se tomar com estes termos durante
os cálculos das propriedades volumétricas das misturas asfálticas.
Para agregados miúdos o DNER indica um procedimento para determinação da
densidade relativa de agregados miúdos (ME 084/95) e o denomina de “densidade
real dos grãos”. Este procedimento é semelhante ao do ensaio para determinação
da “massa específica aparente seca” (�s) de solos (ME 094/94) e faz uso do
picnômetro de 500 ml.
A maioria das misturas betuminosas contém vários agregados diferentes
(pedregulho, areia, filer, etc.) que são combinados para encontrar a graduação
desejada. Usualmente, estes agregados têm densidades específicas diferentes que
necessitam serem combinadas para determinar as relações peso-volume das
misturas.
O método de ensaio TR-312-69, do DEPARTAMENTO DE RODOVIAS DO
ESTADO DA LOUISIANA (EUA) (Louisiana Department of Highways), é indicado
para o caso de agregados com elevada absorção, como é o caso dos agregados
artificiais de argila. Este método consiste em se medir a densidade do agregado
recoberto por cimento asfáltico, com o auxílio de um recipiente de vidro de boca
larga repleto de água. Para a realização do ensaio deve ser seguida a metodologia
apresentada a seguir:
1. aquecer o agregado seco e o cimento asfáltico a uma temperatura de
149º C a 163º C.
2. Pesar aproximadamente 250g de agregado e colocar em recipiente
para mistura.
3. Pesar no recipiente de 10% a 15% de cimento asfáltico, em relação ao
peso de agregado. O método de tentativa e erro deve ser utilizado para
determinar a porcentagem correta de cimento asfáltico, necessária para
permitir o recobrimento dos agregados.
4. Misturar os agregados e o cimento asfáltico até que cada partícula de
agregado esteja completa e uniformemente coberta. Durante a mistura
29
pode ser necessário manter o recipiente sob aquecimento por alguns
minutos a fim de permitir uma cobertura uniforme.
5. Espalhar a mistura em uma superfície limpa e aguardar o resfriamento
a temperatura ambiente.
6. A mistura resfriada deve ser pesada ao ar e seu peso anotado.
7. Calcular a exata porcentagem de asfalto na mistura, tomando cuidado
para não perder nenhuma partícula coberta através da equação:
)100(B
ABC
−=
onde:
A = peso do agregado seco
B = peso da mistura seca
C = porcentagem de asfalto na mistura
8. Em seguida, encher o recipiente de vidro com água até o topo. Colocar
a tampa cuidadosamente, de maneira a não criar bolhas de ar entre a
tampa e a água. Enxugar cuidadosamente a parte externa do recipiente
e da tampa com uma toalha limpa. Pesar o recipiente cheio com água e
anotar.
9. Retirar aproximadamente metade da água e introduzir a mistura de
asfalto e agregados. Recolocar a quantidade de água necessária para
encher o recipiente até o topo novamente.
10. Algumas das partículas mais leves podem flutuar, porém ao se colocar
a tampa estas partículas irão submergir na água. Após a cuidadosa
colocação da tampa, o recipiente deve ser seco com uma toalha limpa
e seu peso anotado.
11. Calcular a densidade relativa da mistura através da fórmula:
EBDB
F−+
=
onde:
B = peso da mistura seca
D = peso do recipiente + tampa + água
E = peso do recipiente + tampa + água + mistura
F = densidade relativa da mistura
30
12. Após obter a densidade relativa da mistura F, calcular a densidade
relativa do agregado leve através da fórmula:
HC
F
XG
−=
100
onde:
G = densidade relativa do agregado leve
X = percentagem de agregado na mistura
F = densidade relativa da mistura
C = porcentagem de asfalto na mistura
H = densidade relativa do cimento asfáltico
Outro método de ensaio semelhante ao da Louisiana e que normalmente tem
sido utilizado neste caso é o ASTM D2041, mais conhecido como Método de Rice.
Neste método, segundo Kandhal e Khatri (1992), é calculada a densidade dos
agregados utilizados na mistura a partir da densidade relativa da mistura e da
quantidade de cimento asfáltico, e a absorção de asfalto pelos agregados é
calculada a partir destes resultados.
ANÁLISE GRANULOMÉTRICA
A graduação do agregado é a distribuição dos tamanhos de partículas expressa
em porcentagem do peso total. A graduação é obtida fazendo-se passar o material
através de uma série de peneiras empilhadas com aberturas progressivamente
menores, e pesando-se o material retido em cada uma (MARQUES, 2001).
Para ROBERTS et al (1996), no entanto, expressar a graduação como uma
porcentagem do volume total é mais importante, porém a graduação como uma
porcentagem do peso é mais fácil e já é um padrão tradicional. As graduações pelo
volume e peso são aproximadamente iguais se os materiais têm aproximadamente a
mesma densidade real. Se existem grandes diferenças nas densidades dos
agregados usados para uma mistura em particular, então a graduação deve ser
determinada como uma porcentagem do volume total.
A graduação de um agregado pode ser graficamente representada por uma
curva granulométrica na qual a ordenada é a porcentagem total de peso passante
em um dado tamanho em escala aritmética, enquanto que a abscissa é o tamanho
31
da partícula plotada numa escala logarítmica. As peneiras podem ter designação em
polegadas (3/4, 3/8, etc.) ou por nº da peneira (nº 10, 40, 80, 200, etc.).
Segundo MARQUES (2001), a graduação é talvez a propriedade mais importante
de um agregado. Ela afeta quase todas as propriedades importantes de uma mistura
incluindo rigidez, estabilidade, durabilidade, permeabilidade, trabalhabilidade,
resistência à fadiga, resistência por atrito e resistência ao dano por umidade. Por
isso, a graduação é a primeira consideração num projeto de mistura asfáltica e as
especificações utilizadas colocam limites na graduação do agregado que pode ser
usado numa mistura asfáltica.
Usualmente as graduações são expressas como porcentagem passante total,
que indica o percentual total de agregado em peso que passa em cada uma das
peneiras. A percentagem retida total é o somatório do peso retido em cada uma das
peneiras. A porcentagem retida, de dois tamanhos sucessivos de peneiras ou
porcentagem individual de cada tamanho é o percentual retido em peso em cada
peneira.
Em todas as especificações de pavimentos asfálticos de mistura a quente é
estabelecido que as partículas de agregado devam estar dentro de uma gama de
tamanhos e que cada tamanho de partícula esteja presente em certa proporção.
MARQUES (2001) afirma que, por várias razões, principalmente aquelas
associadas com a obtenção da máxima densidade e propriedade de vazios
desejada, certos limites de graduação são usualmente exigidos dos agregados para
uso em misturas asfálticas. Por ser improvável que um simples material natural ou
britado alcance estas especificações, dois ou mais agregados de diferentes
graduações são tipicamente misturados para alcançarem os limites especificados.
Agregados são também separados em tamanhos para produzir características de
manuseio. Misturas de agregados graúdos e miúdos em um estoque resultam em
segregação. Consequentemente, agregados devem ser separados em tamanhos,
por exemplo 3/4” a 3/8” (19 a 9,5 mm), 3/8” a nº 4 (9,5 a 4,8 mm) e menor que nº 4
(4,8 mm) antes de transportar e estocar.
32
2.2 O PROBLEMA DOS AGREGADOS NA REGIÃO AMAZÔNICA
A Amazônia brasileira compreende os estados do Acre, Amapá, Amazonas, Mato
Grosso, Pará, Rondônia, Roraima, Tocantins e parte dos estados do Maranhão e
Goiás, correspondendo a uma área de aproximadamente 5 milhões de km2, ou seja,
cerca de 60% da superfície do Brasil. A sua grande extensão territorial concentra
poucos núcleos de polarização econômica, resultando em isolamento destes
núcleos, que dificulta o planejamento regional e urbano. Esse escasso inter-
relacionamento vem gerando elevados custos nas relações produtor-consumidor,
agravado pela ausência de meios de transporte adequados. Com efeito, dentre os
problemas de infra-estrutura ganha realce o de transporte, por ser fator de
integração econômica entre seus pólos de desenvolvimento. A Amazônia conta com
peculiaridades de subdesenvolvimento que a diferenciam do contexto econômico
brasileiro e cuja solução requer um equacionamento também diferenciado.
A geologia da região Amazônica caracteriza-se por uma imensa formação
sedimentar ao longo da calha dos rios Amazonas – Solimões e de seus principais
afluentes. Baseado nisso, pode-se concluir que a Amazônia constitui-se em uma
região com elevado potencial para a produção de agregados artificiais de argila,
podendo estes se transformar em alternativa eficaz para a extensa área carente de
agregados naturais, mostrada na FIG. 2.1.
Essa formação sedimentar do período terciário cenozóico, não consolidada,
constitui-se, principalmente por depósitos de argilas e areias finas uniformes. A
inexistência de maciços cristalinos com expressão econômica e a carência de
jazidas de agregados pétreos naturais constitui-se num dos principais fatores para o
elevado custo da construção civil na região, além de impor dificuldades técnicas
executivas adicionais nas obras de construção de estradas, pelas características
geotécnicas desfavoráveis da maioria dos solos.
33
FIG 2.1. Área carente de agregado da região Amazônica (VIEIRA, 2000)
Segundo o relatório intitulado PROJETO ARGILA BELÉM, do CPRM (1972), os
mais importantes depósitos de argila desta área foram localizados a oeste do
Estado, ao longo da costa paraense banhada pela baía do Marajó e baía do
Guajará, e se destacam também pelo potencial econômico, os depósitos verificados
na porção inferior dos rios Guamá, Moju, Acará e Capim, salientando-se entre esses
os depósitos do rio Guamá.
As argilas dos depósitos marginais e pequenas ilhas da costa são argilas de
idade recente. Nas partes mais elevadas encontram-se depósitos de argilas da
BBRR--336644
BBRR--330077
BBRR--117744
BBRR--116633
BBRR--223300
BBRR--331199
Manaus
Rio BrancoPorto Velho
CuiabáAREA CARENTE DE AGREGADO
Santarém
34
Formação Barreiras. Entretanto, as argilas mais usadas para a produção cerâmica
na região são retiradas dos depósitos das ilhas, por se apresentarem bastante
plásticas e homogêneas.
No citado estudo foram coletadas amostras através de sondagem a trado
manual, em depósitos de argila pertencentes às olarias locais e áreas adjacentes.
Entre todas as 66 amostras de solos argilosos analisadas para a produção cerâmica,
apenas 7 delas apresentaram resultados favoráveis para uma possível fabricação de
agregados leves, todas do município de Barcarena. O relatório indicou que essas
argilas teriam as condições necessárias no limiar, com alguma possibilidade de
inchamento piroplástico, dependendo ainda, no entanto, de ensaios específicos de
queima. Este resultado vem confirmar a dificuldade de se obter jazidas de solos
argilosos para a produção de argila expandida, pois o mesmo estudo indicou ainda
que 41 destas amostras poderiam servir para cerâmica vermelha (e
conseqüentemente para a produção de agregados de argila calcinada) e as
amostras restantes poderiam ser utilizadas para cerâmica branca ou outras
finalidades.
O estudo já em 1972 concluía que a indústria de construção civil em Belém
enfrentava problemas com relação a materiais de construção, principalmente em se
tratando de agregados graúdos. As ocorrências de rochas duras para brita como por
exemplo os granitos, existem na área mas a distâncias consideráveis do principal
mercado consumidor, num raio mínimo de aproximadamente 190km. Diante do
elevado custo desse material, a brita tem sido substituída, em parte, por cascalhos
na cidade de Belém.
Em Santarém o problema é mais grave ainda, com distâncias de transporte de
até 300 km. Estudos realizados pelo CPRM nesta região e sintetizados no relatório
CARACTERÍSTICAS DAS ARGILAS UTILIZADAS NA CERÂMICA VERMELHA EM
SANTARÉM (1997) demonstram que este município apresenta grande potencial em
argilas como matéria-prima para a indústria cerâmica.
Dos depósitos periodicamente alagados, destacam-se os de Arapemã e Bom
Futuro, com material de muito boa qualidade para fabricação de cerâmica vermelha.
As amostras dos depósitos de Perqueté e Maicá podem também ser amplamente
utilizadas. Quanto aos depósitos de terra firme, todos situados na Formação Alter do
35
Chão, destacam-se os depósitos de Cucurunã e São Braz. Os depósitos de Lagoa
da Prata, Urumari e Mutunuí foram avaliados como inadequados.
Com relação ao desenvolvimento da rede de transportes na região amazônica, é
importante ressaltar que todas as principais vias terrestres de transporte atravessam
a área considerada mais crítica de carência de agregados, compreendendo as
rodovias federais (VIEIRA, 2000):
BR-230 – Transamazônica: liga a região amazônica com os centros dinâmicos
do Nordeste e Sudeste. Idealizada para funcionar como um eficiente meio de
integração de transporte, interliga os principais portos fluviais dos afluentes
navegáveis do Rio Amazonas. Implantada na década de sessenta e não
pavimentada, permite tráfego somente de veículos utilitários e apenas durante
alguns meses do ano, na época da seca.
BR-364 - Trecho Porto Velho / Divisa Brasil-Peru: encontra-se na área de
concentração de seringais e de produção de borracha, constituindo-se na única
ligação terrestre dos municípios do estado do Acre. Contribuiu também para que
essa área sofresse profundas modificações econômicas decorrentes da abertura de
novas frentes de ocupação. Pavimentada somente até a capital Rio Branco, permite
tráfego precário no restante do trecho, na estação da seca.
BR-319 - Trecho Manaus / Porto Velho: importante rodovia que propiciaria o
escoamento da produção do sudeste da Região Amazônica através do porto de
Manaus, além da redução dos custos do frete entre Manaus e o restante do país.
Construída nos anos setenta, teve o tráfego interrompido desde os anos oitenta,
principalmente por falta de manutenção das obras de arte. Seu pavimento carece de
obras de restauração.
BR-174 – Trecho Manaus / Divisa Venezuela (BV-8): rodovia implantada nos
anos setenta e com pavimentação concluída nos anos noventa, permite a ligação
terrestre do Brasil com o Caribe, além de interligar todos os principais municípios do
estado de Roraima.
BR-307 – Perimetral Norte: rodovia de significativa importância estratégica, por
se constituir na única via terrestre de acesso à toda fronteira oeste amazônica,
interligando todos os municípios fronteiriços com os grandes centros regionais. Sua
construção foi iniciada nos anos setenta e interrompida em seguida, sendo
implantadas poucas centenas de quilômetros hoje abandonados.
36
BR-163 – Cuiabá-Santarém: localiza-se nas regiões Centro-Oeste e Norte do
país, abrangendo os Estados de Mato-Grosso e Pará. Possui cerca de 1200 km de
extensão no trecho paraense, dos quais menos de 100 km pavimentados, e o
restante se encontra em condições precárias, o que dificulta o tráfego local e o
desenvolvimento econômico de certos setores da região (VIEIRA, 2004). A sua
pavimentação viria a beneficiar milhares de usuários, entre eles os produtores de
soja da região centro-oeste, que economizarão centenas de quilômetros e muitos
dólares de frete se fizerem sua produção ser embarcada no porto de Santarém em
vez de Paranaguá, como vêm fazendo atualmente. O tráfego existente é limitado
pela baixa densidade populacional da região, bem como pela má qualidade da
rodovia, sendo que no período de chuvas é bastante reduzido. (COMITÊ BR-163,
2003).
A melhoria das condições da BR-163 certamente incrementará o tráfego regional
na rodovia. Além disso, há ainda o interesse declarado dos transportadores de carga
da Zona Franca de Manaus de transferir o transporte hoje efetuado pelo rio até o
porto de Belém e a seguir pela BR-010, para o porto de Santarém e BR-163.
São apresentados na FIG. 2.2 o mapa de situação do segmento Santarém-
Rurópolis, objeto deste estudo, e a rede de transportes, existentes na região.
Quanto ao setor aeroportuário, dele dependem mais de uma centena de
municípios isolados, sendo responsabilidade da COMARA (Comissão de Aeroportos
da Região Amazônica, da Força Aérea Brasileira) a construção e manutenção de
mais de 120 aeródromos na região. A necessidade de importação de agregados a
grandes distâncias constitui-se na mais séria dificuldade técnica enfrentada nessas
obras.
No setor portuário, a navegação fluvial, de grande importância na região, precisa
de modernização, principalmente através do seu inter-relacionamento com os outros
meios de transportes. Isto só será conseguido com a construção de novos portos,
terminais de carga e áreas de armazenamento, com a execução de obras civis de
porte.
No setor da construção civil em geral, destacam-se as obras executadas pelos
dois maiores centros da região, Belém e Manaus.
37
No setor do petróleo, desde os anos 1980 a Petrobrás vem desenvolvendo
intensa atividade de exploração e produção de petróleo e gás natural na região de
Urucu - AM, onde, somente em estradas de acesso às sondas de perfuração
terrestres já foram construídos mais de 200 km de estradas em plena selva, sob
FIG 2.2. Rede de transportes do estado do Pará. (DNIT, 2004)
38
rigorosas condições técnicas inerentes à região, conforme ilustra a FIG. 2.3. A
inexistência de agregado natural, a adversidade do regime pluviométrico e a baixa
qualidade dos solos locais têm comprometido técnica e economicamente o emprego
de tecnologias convencionais do tipo solo-cal, solo-cimento e outros aditivos
químicos.
FIG 2.3. Região de Urucu-AM (VIEIRA, 2000)
39
2.3 AGREGADOS DE ARGILA CALCINADA E EXPANDIDA
2.3.1 HISTÓRICO
A CINASITA (1998) descreve que o uso do concreto leve vem da época dos
romanos, que o utilizavam em grande escala, em obras que podem ser apreciadas
até hoje, como por exemplo a Via Appia e o Pantheon, com sua cúpula de 43 metros
de diâmetro, localizada em Roma.
Em seguida, o seu uso se estendeu para diversos países da Europa e para
outros continentes, sendo também utilizado pelos astecas, que construíram seus
monumentos arquitetônicos, pirâmides e edifícios com rochas vulcânicas (pedra
pomes) que ainda desafiam o tempo.
A técnica de se “queimar” argilas para obtenção de agregados para uso
rodoviário é relativamente antiga, tendo sido desenvolvida há cerca de 86 anos. O
empreiteiro e fabricante de tijolos STEPHEN J. HAYDE, da cidade de Kansas, em
Missouri, EUA, é apontado como o criador da indústria de argila expandida.
Tentando resolver um problema de inchamento anormal dos tijolos fabricados com
alguns folhelhos argilosos, acabou criando toda uma indústria de agregados leves.
Haydes patenteou o seu processo em fevereiro de 1918 e desde então o emprego
deste agregado evoluiu e espalhou-se rapidamente, sendo utilizado tanto para fins
estruturais quanto para pavimentação rodoviária.
O DNER (1981) relata que um dos fatos que chamou a atenção para a ótima
qualidade do concreto fabricado com argila expandida foi o navio americano USS
Selma, lançado no mar em 1919, cujo casco foi construído utilizando-se concreto
leve, cujo agregado foi a argila expandida. Em 1953, o EXPANDED SHALE CLAY
AND SLATE INSTITUTE dos EUA encomendou a uma firma especializada a análise
das condições estruturais do concreto do casco, que por essa ocasião já tinha sido
afundado. O laudo dos peritos mostrou que, mesmo após decorridos 34 anos, o
concreto estava em excelentes condições em todas as partes examinadas. Além
disso, foi constatado que mesmo os elementos do casco que ficaram expostos
alternadamente à água salgada e ao ar não apresentavam trincas ou outros sinais
de deterioração, e que as barras de aço das armaduras estavam em bom estado.
40
Agregados leves de argila vêm sendo ainda largamente utilizados pela indústria
de elementos pré-moldados de concreto armado e protendido, em todos os tipos de
construção civil. Uma das obras que mais despertou a atenção dos profissionais da
época para as grandes vantagens técnicas do uso da argila expandida foi a
construção da ponte sobre a baía de Oakland, em São Francisco. Estima-se que a
redução de peso, proporcionada pelo seu uso no revestimento do tabuleiro da ponte
foi da ordem de 134 kg/m2, possibilitando uma economia no custo total da estrutura
de cerca de três milhões de dólares, em valores da época da construção (1936).
O emprego da argila expandida em pavimentos rodoviários começou na década
de 50, também nos Estados Unidos, baseado em estudos pioneiros da Universidade
Texas A & M. Posteriormente, o estado da Louisiana desenvolveu estudos no
mesmo sentido, sendo que atualmente a técnica do emprego desse agregado em
misturas betuminosas e tratamentos superficiais para rodovias já está bastante
difundida. É importante ressaltar que a argila expandida tem revelado um
comportamento melhor do que os agregados tradicionais quando empregada na
execução de tratamentos superficiais e de camadas antiderrapantes para
pavimentos (DNER, 1981).
Com relação à produção dos agregados de argila, LEES (1969) descreve a
metodologia empregada na Guiana Inglesa na década de trinta para obtenção
destes agregados para uso em construção rodoviária. Através de um dispositivo
bastante simples, toras de madeira eram utilizadas para se fazer um colchão de 10 x
15 m, com 0.60 m de espessura, sobre o qual se colocava uma camada de 0.60 m
de solo argiloso a ser queimado, conforme mostrado na FIG. 2.4 (VIEIRA, 2000).
Após a operação de queima, que durava de 6 a 8 horas, novas camadas de
lenha e argila, com as mesmas espessuras anteriores eram alternadamente
sobrepostas, até que um total de 4 camadas de solo fossem queimadas. Extinto o
fogo, 5 a 6 dias eram necessários para o resfriamento e a utilização dos agregados
produzidos. Relatos de GRAINGER (1951) do Road Research Laboratory - RRL, da
Inglaterra, mencionam o fato de que para cada jarda cúbica (0.76 m3) de agregado
produzido havia a necessidade de se queimar um peso equivalente de lenha, e que
somente em temperaturas acima de 500oC obtinha-se agregado com boa
resistência. O agregado obtido através da queima nestes dispositivos, de acordo
com os relatos, teria um bom comportamento como material de revestimento
41
primário e também em misturas betuminosas para confecção de revestimentos
(VIEIRA, 2000).
FIG 2.4. Produção artesanal de agregados de argila na Guiana (VIEIRA, 2000)
LEES (1938) descreve ainda a metodologia usada no Sudão para obtenção de
agregados de argila utilizados no revestimento do aeroporto em Málaca em 1932. A
jazida mais próxima de agregado natural distava mais de 300 milhas (480 km) da
obra, o que tornava seu emprego inviável economicamente. Utilizando-se de fornos
circulares do tipo iglu, camadas alternadas de lenha e argila eram arranjadas até a
espessura total de 2.30 m, e queimados durante cerca de 24 h, conforme esquema
mostrado na FIG. 2.5. A operação total levava cerca de 3 a 4 dias, após os quais os
agregados produzidos eram selecionados e recolhidos em cestos para serem
transportados. Segundo relatos do autor citado, para cada 12 m3 de lenha eram
42
obtidos cerca de 15 m3 de agregados, e cerca de 2 m3 de material não totalmente
calcinado porém de boa qualidade como camada de base (VIEIRA, 2000).
FIG 2.5. Forno para calcinação de argila, segundo Lees (1938) (VIEIRA, 2000)
A tecnologia de emprego de agregados de argila expandida em pavimentação
rodoviária desenvolveu-se nos EUA na década de 1960, principalmente nos estados
43
do Texas e da Louisiana, regiões onde a carência de agregados naturais viabilizou
economicamente o seu uso.
Segundo o DNER (1981), o DEPARTAMENTO DE ESTRADAS DO ESTADO DO
TEXAS (1949) realizou inicialmente estudos em laboratório, com amostras de argila
moldadas em umidades próximas ao limite de plasticidade, sob forma de cilindros
com 125 mm de diâmetro e 380 mm de comprimento, com a finalidade de verificar a
viabilidade técnica e econômica de emprego desses materiais em camadas de base
e de revestimento, que permitiram as seguintes observações:
• os minerais argilosos do tipo montmorilonita, ilita e caolinita não se reidratam,
nas condições ambientais, quando são completamente desidratados (desidroxilados)
através de tratamento térmico. A desidratação completa é conseguida aquecendo-se
os corpos de prova à temperatura de 760oC (1400o F) por um período mínimo de 15
minutos;
• para se verificar se a desidratação dos corpos de prova foi completada,
utilizou-se um procedimento experimental bastante simples, denominado “Pressure
Slaking Test”, que consiste, basicamente, em se ferver o agregado em uma panela
de pressão de uso doméstico, medindo-se o desgaste do mesmo após agitação em
água utilizando-se um agitador de peneiras.
• os estudos concluíram que praticamente todos os solos argilosos que
possuam uma razoável resistência à compressão manual quando secos ao ar,
depois de umedecidos e moldados em forma de pelotas, podem servir como
matéria-prima para fabricação de agregados de argila calcinada com boas
características técnicas.
Conforme relatos do DNER (1981), em 1963 e 1964 foram construídos no estado
do Texas vários trechos experimentais de pavimentos flexíveis, totalizando cerca de
24 km, empregando-se como base uma mistura de 70% de agregados de argila e
30% de areia siltosa (LL<35, IP<10). Os trechos foram monitorados até 1968, sendo
constatado que todos os trechos experimentais apresentaram bom desempenho. Os
testes de desgaste após fervura realizados em amostras de agregados sintéticos
mostraram que não houve desintegração significativa durante o tempo de serviço (3
a 5 anos). Agregados comerciais fabricados por Wharton já tinham sido usados
anteriormente na execução de bases estabilizadas no Texas e seu comportamento
foi considerado muito bom. Também os agregados designados por Madison 1 e
44
Madison 2 foram estudados em laboratório para emprego em bases de pavimento
rodoviário, tendo sido considerados aptos para isso.
Experiências posteriores no estado do Texas enfatizaram o emprego de
agregados de argila em camadas de revestimento, como, por exemplo:
• recapeamento em 1975 da rodovia I-20, em Fort Worth próximo a Tarrant
County, onde foi empregado 2.5 cm de concreto betuminoso usinado a quente
utilizando como agregado graúdo argila expandida. Seu desempenho foi
considerado muito satisfatório;
• recapeamento da rodovia I-30, próximo do trecho experimental anterior,
também em 1975, com o mesmo tipo de revestimento. Devidamente monitorado, o
trecho apresentou excelente comportamento, com tráfego diário atingindo 93.000
veículos por dia;
• recapeamento em 1978 da rodovia US-377, próximo a Fort Worth, com 2.5
cm de CBUQ com argila expandida, suportando um tráfego diário de 12.300
veículos, com desempenho surpreendente.
Segundo o DNER (1981), também no estado da Louisiana foi estudado o
emprego de agregados de argila expandida em camadas de rolamento do tipo de
tratamentos superficiais e concreto asfáltico usinados a quente.
No caso particular de agregados de argila expandida, cujos grãos apresentam
uma estrutura alveolar, os revestimentos executados apresentam a vantagem
adicional de serem anti-derrapantes e não perderem esta qualidade com a abrasão
devida ao tráfego, pois o agregado sempre apresentará arestas vivas à medida em
que se vai desgastando.
Estudos desenvolvidos pelo Departamento de Estradas da Louisiana, no início
da década de setenta, conduziram às seguintes observações sobre o emprego de
CBUQ com agregados de argila:
• o teor ótimo de asfalto nas misturas variou de 6 a 8.5 %;
• o índice de vazios médio e o de vazios preenchidos na mistura variaram de
5.8 a 6.8% e 62.4 a 69.1%, respectivamente;
• a estabilidade Marshall média da mistura foi de 1600 lbs (725 kgf) para 7.0%
de asfalto, passando para 1720 lbs (780 kgf) com 8.0% de asfalto, valores esses
maiores do que os obtidos com misturas utilizando agregados naturais;
45
• os valores da estabilidade Marshall foram muito influenciados pelo teor de
agregado da mistura. Para misturas com 25% de agregado passando na #4 a
estabilidade foi de 1180 lbs (535 kgf), passando para 1580 lbs (715 kgf) com 30% e
para 2140 lbs (970 kgf) com 35%;
• misturas asfálticas com agregados de argila sem fíler mineral mostraram-se
instáveis. Por exemplo, misturas sem fíler, com 30% de agregado, apresentaram
980 lbs (445 kgf) de estabilidade, passando para 1600 lbs (725 kgf) quando 3 e 5%
de fíler foi empregado, com pouca variação nos resultados entre os dois teores de
ligante;
• os valores da resistência ao deslizamento foram mais influenciadas pelo teor
de agregado de argila do que pelo teor de ligante ou outra característica da mistura;
• a temperatura adequada de compactação da mistura no campo foi de 200oF
(93oC), variando-se o número de passadas do rolo de 13 a 19. Aparentemente não
se observou nenhum efeito crítico de supercompactação como freqüentemente
observado nas misturas tradicionais.
No Brasil a argila expandida é produzida por uma única empresa, a CINEXPAN
(antiga CINASITA), fundada em 1968 e localizada em Jundiaí, São Paulo. Sua
capacidade instalada de fabricação é de 228.000 m3/ano e produz exclusivamente
agregados do tipo argila expandida, de custo relativamente elevado para uso
rodoviário na região sudeste, em comparação aos agregados naturais pela
abundância de jazidas de agregados naturais. (CINEXPAN, 2003).
O agregado de argila expandida apresenta propriedades específicas, como a
baixa densidade, durabilidade, resistência mecânica, incombustibilidade e inércia
química.
Sua produção é consumida principalmente pela indústria da construção civil na
região da Grande São Paulo, para fabricação de elementos pré-moldados de
concreto armado e protendido. Também pode ser utilizada em jardinagem,
estonagem de jeans (“stone washed jeans”), isolamento térmico e acústico.
Em pavimentação rodoviária, o agregado de argila expandida foi usado apenas
para atendimento de alguns casos muito particulares, como a construção da mureta
divisória entre as duas pistas do vão central da ponte Rio-Niterói, assim como a
camada de regularização entre a laje e a camada de rolamento do vão central do
viaduto Paulo de Frontin, com o objetivo de se aliviar a carga permanente.
46
Os principais tipos de argila expandida produzidos pela CINEXPAN e suas
características são os indicados na TAB. 2.2.
O Departamento de Estradas de Rodagem do Texas publicou, em 1969, um
relatório especial intitulado A RECOMENDED SYNTHETIC COARSE AGGREGATE
CLASSIFICATION SYSTEM estabelecendo um sistema de classificação de
agregados de argila utilizado até hoje. A TAB. 2.3 apresenta essa classificação.
Esta classificação já se encontra normatizada no Brasil pelo DNER segundo a
EM 230/94, que manteve os mesmos valores de referência porém excluiu os
parâmetros de saturação e congelamento/degelo por não serem necessários nas
especificações de pavimentação para o clima tropical.
TAB 2.2. Tipos de argila expandida produzidos pela CINEXPAN e suas
características
CINEXPAN (2003)
0500: de 0/5 mm – equivalente a areia grossa. Utilização: Concreto leve estrutural, blocos de concreto leve e chapisco. Massa específica: 850 kg/m³.
1506: de 6/15 mm – equivalente a brita 0. Utilização: Isolamento térmico e acústico, enchimento de vazios, regularização de nível, concreto leve estrutural e misturas asfálticas e pavimentações. Massa específica: 600 kg/m³
2215: de 15/22 mm – equivalente a brita 1. Utilização: Isolamento térmico e acústico, enchimento de vazios, projetos paisagísticos, stone washed jeans e misturas asfálticas. Massa específica: 500 kg/m³
3222: de 22/32 mm – equivalente a brita 2. Utilização: Stone washed jeans, jardinagem, isolamento térmico e acústico. Massa específica: 450 kg/m³
47
TAB 2.3. Sistema de Classificação de Agregados Sintéticos Graúdos.
CLASSE
GRUPO
Massa Especif. Aparente
Saturaç. em 100
min
Congel. e Degelo
Desgaste após
Fervura
Abrasão Los
Angeles max min % max perda % % Max % max I A 0.88 0.56 15 7 6 35
Argila B 0.88 0.56 20 15 6 40 Expandida C 0.88 0.56 - - 10 45
II A - 0.88 - 7 6 35 Argila não B - 0.88 - 15 6 40 Expandida C - 0.88 - - 10 45
TEXAS HIGHWAY DEPARTMENT (1969)
Os agregados de argila, segundo esse sistema, estão divididos em duas classes,
cada uma com três grupos A, B e C, organizados em ordem decrescente de
qualidade. Deve-se notar que a classe I é a correspondente aos agregados de argila
expandida, enquanto que a classe II é a correspondente aos agregados de argila
não expandida.
Os parâmetros numéricos indicados na TAB. 2.3 referem-se aos seguintes
ensaios:
��determinação da massa específica aparente: esse ensaio é feito com
agregados passando na peneira de ½ “ e retidos na peneira nº 4. A amostra
deve, também, apresentar 30 a 70% de grãos retidos na # de 3/8”. Este
assunto será abordado com mais detalhes no próximo capítulo;
��determinação da saturação com 100 minutos: esse ensaio não é necessário
para as camadas de pavimento tratadas com material betuminoso. O mesmo
porém é decisivo para a seleção de agregados para uso em estruturas e
pavimentos de concreto de cimento portland em climas frios, porque chegou-
se à conclusão de que quando a saturação dos agregados graúdos é maior do
que 25% durante a execução das obras, a resistência do concreto ao
congelamento e degelo decresce bastante. Para a determinação da saturação
com 100 minutos dos agregados graúdos, há a necessidade de se determinar
a densidade absoluta, por intermédio de um picnômetro de pressão (1200
psi), bem como a absorção de água com um tempo de 100 minutos;
��determinação do desgaste por congelamento e degelo: esse ensaio não é
necessário para regiões climáticas onde o fenômeno não ocorre;
48
��determinação do desgaste na água após fervura: esse ensaio é o mais
decisivo na seleção e classificação dos agregados de argila, podendo, até
mesmo, prescindir do ensaio de desgaste de abrasão Los Angeles. A
aparelhagem usada é a comum de um laboratório de solos, acrescido
somente de uma panela de pressão de uso doméstico. O teste consiste em se
ferver o agregados a serem ensaiados em uma panela de pressão, medindo-
se depois a porcentagem de desgaste dos mesmos após agitação com água
em um agitador de peneiras. Os resultados e peculiaridades deste ensaio
estão detalhados na seção 3.3;
��determinação do desgaste por abrasão Los Angeles: esse ensaio, tal como é
executado pelo Departamento de Estradas de Rodagem do Texas,
compreende pequenas modificações do ensaio padronizado (Método DNER
ME-35-64 e ASTM C-131) que visaram adaptá-lo para o caso dos agregados
leves. O peso dos agregados a serem ensaiados foi reduzido de modo a se
evitar um volume excessivo de materiais dentro da máquina Los Angeles. O
peso correto é calculado a partir da massa específica aparente do material a
ensaiar e da massa específica aparente dos agregados pétreos
convencionais, admitida igual a 1,55 ton/m3. Da mesma maneira, a carga
abrasiva indicada para a faixa granulométrica do agregado é também
reduzida, conforme será mostrado na seção 3.4.
A TAB. 2.4 mostra os diversos tipos de agregados classificados pela TAB. 2.3
com as respectivas recomendações para uso.
TAB 2.4. Utilização dos Agregados Sintéticos Graúdos. Utilização Classe e Grupo
Tratamentos Superficiais I A Revestimento de concreto asfáltico I A, II A
Bases de concreto asfáltico I A, B, C II A, B, C
Estruturas expostas de concreto de cimento portland leve I A
Pavimentos e concretos de cimento portland não expostos I A, B II A, B
Materiais para base I A, B, C II A, B, C
TEXAS HIGHWAY DEPARTMENT (1969)
49
Esta classificação também foi normatizada pelo DNER segundo a ES 227/89,
que manteve praticamente os mesmos parâmetros de referência, alterando apenas
a especificação de utilização para pavimentos e bases de concretos de cimento
portland.
A experiência brasileira no emprego de agregados de argila em pavimentação
rodoviária é bastante limitada, o mesmo ocorrendo no meio acadêmico onde são
inexpressivos os trabalhos de pesquisa até hoje desenvolvidos sobre o assunto.
Merecem destaque apenas os estudos desenvolvidos pelo IPR/DNER, nos anos de
1978 a 1981 (DNER,1981), sobre a VIABILIDADE DE IMPLANTAÇÃO DA FÁBRICA
DE ARGILA EXPANDIDA NA REGIÃO AMAZÔNICA. Como parte dessa pesquisa
foram realizados levantamentos geológicos, prospecção de jazida e coleta de cerca
de 200 amostras em onze áreas diferentes, conforme mostrado na FIG. 2.6.
FIG 2.6. Regiões estudadas pela pesquisa DNER (1981)
Na região de Santarém e áreas adjacentes foram coletadas 18 amostras de
solos durante a citada pesquisa.
Altamira
BelémSantarém
Jacareacanga
Manaus
Rio BrancoSena Madureira
Assis Brasil
TarauacáFeijó
Cruzeiro do Sul
50
As amostras coletadas foram submetidas a ensaios de perda ao fogo e desgaste
após fervura, segundo metodologia do Texas, verificando-se a qualidade dos
agregados produzidos às temperaturas de 1050º a 1300º C. Os resultados obtidos
mostraram que quase todas as amostras estudadas apresentaram características
favoráveis à fabricação de agregados calcinados, mas muitas delas não
apresentaram boas características como matéria prima para agregados leves.
Ainda como parte do estudo do DNER (1981), foram construídos três pequenos
segmentos experimentais de pavimentos utilizando agregados de argila expandida
comercial CINASITA, na rodovia BR-116, trecho Santa Guilhermina - Parada
Modelo, na pista de sentido Rio de Janeiro - Teresópolis. O esquema construtivo
utilizado está mostrado na FIG. 2.7. Nesse experimento, os agregados de argila
expandida foram utilizados tanto na camada de revestimento como na base. Foi
executada uma camada de base de granulometria aberta com 15 cm de espessura e
um revestimento com 10 cm de espessura em CBUQ, distribuídas alternadamente
em segmentos de 60 m de extensão, combinados de forma a apresentarem três
soluções diferentes para as observações e estudos posteriores.
O controle de qualidade do agregado empregado obedeceu às especificações do
DEPARTAMENTO DE ESTRADAS DE RODAGEM DO TEXAS, obtendo-se os
resultados apresentados na TAB. 2.5.
TAB 2.5. Resultados dos ensaios de controle de qualidade da argila expandida
Agregado
Comercial
Bitola
(mm)
Densidade
apar. Solta
Desgaste
Fervura
Abrasão
L.Angeles
Classif.
Texas
2013 20 a 13 0.62 < 6% 39 I B
1305 13 a 5 0.60 < 6% 26 I A
51
FIG 2.7. Esquema construtivo do trecho experimental da BR-116/RJ (DNER, 1981)
A base foi executada em pré-misturado a frio de granulometria aberta e emulsão
asfáltica, utilizando-se agregado pétreo convencional e argila expandida, em
segmentos diferentes. No trecho com agregado artificial foi empregada a seguinte
constituição:
47% de agregado 2013
- traço em peso 47% de agregado 1305
6% de emulsão RM-1C
- peso espec. aparente do PMF compactado: 0.75 ton/m3
52
O revestimento foi do tipo concreto betuminoso usinado a quente com as
seguintes características:
24.8% de agregado 2013
25.0% de agregado 2005
- traço em peso 38% pó de pedra
4.7% fíler
7.5% CAP 50-60
- densidade aparente: 1.617
- estabilidade Marshall: 1070 kgf (75 golpes)
A construção dos segmentos experimentais foi feita durante os meses de junho e
julho de 1980, mediante orientação e acompanhamento técnico do IPR, em
condições normais de trabalho, seguindo-se a rotina e critérios construtivos da
empreiteira do trecho, com exceção do PMF, cujo preparo foi feito em betoneira.
Apesar da falta de dados referentes ao desempenho desse trecho e a
conseqüente inexistência de relatórios a respeito do comportamento dos diversos
segmentos, a experiência foi considerada satisfatória, não sendo observadas
diferenças iniciais de comportamento entre os trechos adjacentes executados com
agregados naturais, e um comportamento inicial satisfatório sob tráfego,
evidenciando a viabilidade técnica da solução testada.
Nos dias atuais, a tecnologia de produção e emprego de agregados de argila
expandida é razoavelmente conhecida pelo meio técnico. No entanto, os elevados
custos de produção desse agregado têm limitado o seu emprego, principalmente no
Brasil, à produção de artefatos de concreto de cimento leve, inviabilizando
economicamente o seu emprego em serviços de pavimentação rodoviária.
Deve-se destacar que, para uso em pavimentação rodoviária, o agregado de
argila não deve ser, necessariamente, expandido. Uma argila com baixo ponto de
fusão, quando calcinada, fornece um agregado com maior peso específico, mais
adequado para emprego em misturas asfálticas. Estudos preliminares em laboratório
realizados pelo IME (1998 e 2000) têm indicado ser viável a obtenção de agregados
artificiais de argila calcinada (não expandida), a custos significativamente inferiores
aos da argila expandida, o que pode se constituir numa alternativa técnica atraente
para algumas regiões do país.
53
Para a fabricação de agregados de argila calcinada a matéria-prima utilizada
não necessita ter as mesmas características citadas anteriormente para a produção
de argila expandida. Como já foi comentado, resultados experimentais obtidos pelo
DNER (1981) e pelo CETEM (1972 e 1997) têm evidenciado que a maioria das
argilas muito plásticas, que, quando moldadas em forma de pequenas pelotas ou
cilindros e seca ao ar apresente boa resistência à compressão manual, pode estar
apta à fabricação destes agregados.
A luz da atual tecnologia e do conhecimento técnico disponível pode-se afirmar
que a opção de se empregar ou não agregados artificiais de argila em pavimentação
rodoviária é uma questão predominantemente econômica, sendo mais viável quanto
menor a disponibilidade de agregados naturais na região da obra. Estima-se que o
custo de produção da argila calcinada oscile em torno de R$ 30/m3, enquanto que,
para a região de Santarém, o custo da brita é de cerca de R$ 55/m3 (DNIT, 2004).
2.3.2 CARACTERÍSTICAS DA MATÉRIA-PRIMA PARA A PRODUÇÃO DOS
AGREGADOS
Segundo estudos realizados pelo DNER (1981), acredita-se que em geral as
amostras propícias para a fabricação de cerâmica vemelha são também aptas para
a fabricação de agregados artificiais de argila.
Segundo NORTON (1973), no Brasil as argilas utilizadas para fabricação de
tijolos de alvenaria, tijolos furados e extrudados e telhas de vários tipos são
normalmente argilas sedimentares, terciárias e quaternárias, de deposição recente
em várzeas e margens de rios. Assim não há distribuição preferencial dessas argilas
pelas regiões do Brasil, exceto o fato de se acharem nas bacias fluviais.
Segundo ROSSI (2003), a argila é um material proveniente da decomposição,
durante milhões de anos, das rochas feldspáticas, muito abundantes na crosta
terrestre.
SANTOS (1975) define a argila como um material terroso, de granulação fina, que
geralmente adquire, quando umedecido com água, certa plasticidade; quimicamente,
são as argilas formadas essencialmente por silicatos hidratados de alumínio, ferro e
magnésio. Designa ainda o nome “argila” um grupo de partículas do solo cujas
dimensões se encontram entre uma faixa especificada de valores. O termo “folhelho” é
54
usado para argilas laminadas ou estratificadas naturalmente; pode o folhelho ter a
mesma consistência ou textura das argilas usuais ou ser completamente adensado e
duro, chamando-se então “argilito”.
As argilas têm grande importância nas prospecções geológicas, em agricultura, em
mecânica dos solos e em grande número de indústrias, como por exemplo, metalúrgica
de petróleo, de borracha, de papel e de cerâmica.
As argilas se classificam em duas categorias: argilas primárias e argilas
secundárias ou sedimentares. As primeiras são formadas no mesmo local da
rocha mãe e têm sido pouco atacadas pelos agentes atmosféricos. Possuem
partículas mais grossas e coloração mais clara, são pouco plásticas, porém de
grande pureza e possuem alto nível de fusão. O caulim é uma das argilas deste tipo.
Argilas secundárias ou sedimentares são as que têm sido transportadas para
mais longe da rocha mãe pela água, pelo vento e incluindo ainda o degelo. A água
especialmente tritura a argila em partículas de diferentes tamanhos, fazendo com
que as mais pesadas se depositem primeiro, enquanto que as outras vão se
depositando de acordo com seu peso pelo decorrer do caminho, sendo que as mais
leves se depositam onde a água pára. As argilas secundárias são mais finas e
plásticas que as primárias, podendo, no entanto conter impurezas ao se misturarem
com outras matérias orgânicas.
SANTOS (1975) relata que as argilas, sendo produto de alteração de rochas por
ação de intemperismo e depois transportadas, são constituintes de sedimentos flúvio-
lacustres, por isso estão freqüentemente próximas às comunidades humanas atuais:
isto é, de forma simples, onde há água superficial, há argilas em quantidade.
Segundo NORTON (1973), as argilas naturais contêm muitos tipos de material
cristalino, e todos aqueles que não são argilominerais são conhecidos como
minerais acessórios. Os minerais acessórios mais comuns em argilas são quartzos,
feldspatos, micas e minerais de ferro, titânio e manganês; carbonatos alcalino-
terrosos são raros. Os principais argilominerais são os dos grupos da caulinita e da
montmorilonita.
Toda argila contém ainda alguma matéria orgânica. Há grande quantidade dela
em argilas para cerâmica vermelha. A matéria orgânica está na forma de linhito,
ceras e derivados do ácido húmico e tem grande influência nas propriedades
plásticas e de secagem das argilas.
55
SANTOS (1975) define que todas as argilas são constituídas essencialmente por
partículas cristalinas extremamente pequenas de um numero restrito de minerais,
conhecidos como “argilominerais”. Uma argila qualquer pode ser composta por
partículas de um argilomineral ou por uma mistura de diversos argilominerais.
As argilas contêm, além dos argilominerais, geralmente outros materiais e minerais,
tais como matéria orgânica, sais solúveis e partículas de quartzo, pirita, mica, calcita,
dolomita e outros minerais residuais, e podem conter também minerais não-cristalinos
ou amorfos.
O tamanho das partículas de argila é uma característica muito importante pois
influencia muitas outras propriedades como por exemplo, plasticidade, tensão ou
módulo de ruptura à flexão a seco e capacidade de troca de base.
Como termo de granulometria, a “fração argila” é a fração de um solo que contém
partículas de menores diâmetros, geralmente inferior a 2 µ�m (SANTOS, 1975).
O conhecimento da composição química de argilas fornece informações para a
avaliação de seus usos específicos. No entanto essa informação deve ser usada em
combinação com as propriedades físicas para uma completa avaliação do seu uso
tecnológico.
A fabricação industrial de agregados de argila expandida emprega como matéria-
prima argilas e folhelhos argilosos com determinadas características químicas que,
depois de beneficiados, são queimados a temperaturas de 1100oC a 1300oC.
Durante a queima, são liberados gases, em um processo de fusão incipiente, que
provocam a expansão do material beneficiado. A massa específica aparente da
argila expandida é da ordem de 500 a 700 kg/m3, dependendo da granulometria do
produto acabado, e a resistência à compressão dos grãos varia entre 300 a 400
kg/cm2.
Para a fabricação dos agregados de argila expandida, a bibliografia consultada
(DNER, 1981; SANTOS, 1975) recomenda que a matéria prima deve possuir as
seguintes características:
• a argila deverá possuir quantidade adequada de substâncias minerais
produtoras de gases durante o processo de fusão;
• a argila deverá conter quantidade adequada de minerais que se vitrifiquem
suficientemente para fechar os poros e reter os gases formados durante o processo
de fusão incipiente (K2O + Na2O);
56
• os gases deverão ser liberados no momento em que o material esteja
passando da fase sólida para a fase líquida, permitindo a formação de um grande
número de bolhas. Estes gases são liberados por reações químicas complexas da
alumina (Al2O3), do óxido de silício (SiO2) e do óxido de ferro (Fe2O3), como por
exemplo:
6Fe2O3 + CALOR → 4Fe3O4 + O2
• a fusão incipiente (fase pastosa) e a liberação de gases deverão ocorrer a
temperaturas relativamente baixas, por razões econômicas;
• a composição mineralógica deverá atender às proporções indicadas no
diagrama da FIG. 2.8 (Diagrama de Riley).
FIG 2.8. Diagrama de Riley (VIEIRA, 2000)
Nesse diagrama da FIG. 2.8, observa-se que as argilas que melhor atendem
a estas características são as argilas da família das ilitas (ou montmorilonitas), que
se apresentam na natureza sob a forma de folhelhos sedimentares, estratificadas
em camadas de coloração variada e apresentam grande plasticidade quando
moídas e misturadas à água. Possuem também elevado teor de hidróxido de ferro e
caulinita e baixo ponto de fusão. O DNER (1981) concluiu que a pirita, a calcita, a
57
dolomita e a hematita se enquadram no citado critério, devendo, pois, produzirem o
inchamento procurado.
RILEY (1951) e WILSON (1963), recomendam que a matéria prima argilosa
deve apresentar um ponto de fusão baixo além de possuir composição química
semelhante à apresentada na TAB. 2.6 (DNER, 1981).
TAB 2.6. Composição química da argila para produção de agregados
SiO2 50 % a 65 %
Al2O3 15 % a 20 %
Fe2O3 5 % a 10 %
CaO 1 % a 5 %
Na2O + K2O 1 % a 5 %
DNER (1981)
O processo de fabricação de agregados de argila consiste basicamente em se
aquecer, em fornos próprios, a matéria-prima (argila) moldada ou não em pelotas,
conservando o aquecimento por um determinado período de tempo, seguindo-se o
resfriamento do produto, o qual poderá ser posteriormente britado ou não e
classificado de acordo com as bitolas usuais, para distribuição e emprego nas
diversas utilizações.
Em geral, para a fabricação de agregados de argila expandida são necessárias
temperaturas de queima acima de 1100oC. Já para fabricação de agregados não
expandidos (calcinados) esta temperatura poderá ser da ordem de 800oC a 900oC.
58
3. PRODUÇÃO E CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS
3.1 CARACTERIZAÇÃO E CLASSIFICAÇÃO DAS AMOSTRAS DE SOLOS
Para o desenvolvimento do presente estudo, foram recebidas 55 (cinqüenta e
cinco) amostras de solos do subleito da rodovia BR-163/PA, trecho Santarém/PA –
Rurópolis/PA, obtidas a intervalos de 1 km entre os km 163 e 217. Foram
selecionadas 32 amostras e os resultados dos ensaios de caracterização se
encontram na TAB. 3.1.
Além das amostras do subleito da BR-163 foram recolhidas outras amostras de
beira de rio da região metropolitana de Santarém, muito utilizadas pelas olarias
locais.
A granulometria da fração fina dos solos foi realizada no Centro de Tecnologia
Mineral (CETEM), com o uso do equipamento Micromeritics Sedigraph 5100,
mostrado na FIG. 3.1. Adicionou-se a 20 g de amostra, 80 ml de água deionizada e
20 ml de solução 0,05% de hexametafosfato de sódio. Procedeu-se à
homogeneização em placa de agitação magnética, mantendo-se o pH próximo a 9,0
durante 30 minutos por meio de adição de pequenas quantidades de solução 5% de
NaOH. Em seguida, foi realizada dispersão em Ultra-som Vibra Cell Modelo 501
durante 4 minutos. Efetuou-se então a determinação da curva de distribuição de
tamanhos de partícula na faixa de 80 a 0,2 micrometros no sedígrafo. Este método
mostrou-se muito mais preciso e rápido do que o ensaio tradicional de granulometria
por sedimentação.
Após a caracterização das amostras foi possível selecionar quais seriam
utilizadas para a produção de agregados de argila calcinada, uma vez que estudos
anteriores realizados pelo DNER (1981) e pelo IME (1998 e 2000) mostraram que
para obter um agregado de boa qualidade era preciso que o Índice de Plasticidade
fosse maior que 20 (IP > 20). Foram escolhidas duas amostras de solos argilosos
com esta característica, referentes aos km 172 e 164.
59
TAB 3.1. Caracterização das amostras oriundas da BR – 163/PA Ensaios Físicos Granulometria (finos)
km LL% LP% IP% % silte % argila
163 34,3 20,0 14,3 9,12 45,99 164 49,0 26,2 22,8 20,81 41,32 165 37,9 21,1 16,8 41,84 6,92 166 46,6 25,0 21,6 4,07 56,98 167 49,5 29,5 20,0 8,48 58,15 168 39,8 23,8 16,0 8,00 48,57 169 33,4 20,2 13,2 2,22 40,72 170 61,7 34,7 27,0 7,78 71,62 172 62,0 33,5 28,5 6,72 70,01 174 NP NP NP 8,05 14,06 175 27,6 17,0 10,6 10,03 27,80 176 NP NP NP 8,26 23,50 178 29,3 18,0 11,3 3,11 33,05 180 27,9 18,7 9,2 9,54 22,55 182 52,6 30,7 21,9 31,87 59,13 183 48,1 30,3 17,8 34,38 63,03 184 50,1 29,4 20,7 9,21 64,36 186 33,0 18,2 14,8 5,91 42,12 188 40,0 24,5 15,5 3,72 61,65 189 43,0 24,1 18,9 2,83 46,93 192 77,1 47,8 29,3 17,10 65,39 193 50,0 29,0 21,0 10,28 60,66 194 NP NP NP 6,16 18,75 197 73,2 36,8 36,4 4,29 64,98 199 35,7 23,3 12,4 8,60 56,69 200 34,3 23,0 11,3 10,53 54,94 202 NP NP NP 6,23 27,25 203 59,7 36,4 23,3 3,26 64,62 213 54,0 35,0 19,0 12,51 58,49 215 59,5 39,6 19,9 21,23 60,36 216 36,2 20,4 15,8 4,41 38,49 217 33,0 19,8 13,2 2,26 40,10
60
FIG 3.1. Sedígrafo utilizado neste estudo
3.2 PRODUÇÃO DOS AGREGADOS DE ARGILA CALCINADA
Os estudos realizados no IME por SOARES et al (1998) e COSTA et al (2000)
com solos oriundos da BR-364/AC e da região de Urucu/AM demonstraram a
viabilidade da utilização de solos finos para a produção de agregados de argila
calcinada. Não ficaram, porém, perfeitamente identificadas, quais as propriedades
indispensáveis para obtenção de agregado de boa qualidade.
O presente estudo dedicou-se inicialmente à pesquisa de um equipamento de
laboratório capaz de produzir um agregado de boa qualidade e em grandes
quantidades, e que pudesse servir de modelo para uma futura produção industrial.
Foram pesquisados diversos fabricantes de extrusoras (também conhecidas
industrialmente como “marombas”), geralmente utilizadas pela indústria cerâmica
para a produção de tijolos, chegando-se ao modelo de laboratório produzido pela
empresa Máquinas MAN e apresentado na FIG. 3.2. Constatou-se que a extrusora
produz uma barra bastante compactada, reduzindo o índice de vazios do agregado e
possibilitando uma velocidade muito maior de produção, em relação à produção
manual. Visando estudar o melhor formato para os agregados, foram
confeccionadas sob encomenda 6 boquilhas de diferentes formatos e diâmetros de
saída, ilustradas na FIG. 3.3, permitindo a variação do formato da seção da barra
prismática.
61
FIG 3.2. Maromba de laboratório usada neste estudo
Durante a fase de pesquisa para aquisição do equipamento, foram feitos testes
para a produção de agregados de forma manual. Inicialmente eram moldadas
pelotas, conforme mostrado na FIG. 3.4. Posteriormente, objetivando-se acelerar o
processo de produção e obter agregados com formatos irregulares, optou-se por
utilizar formas de madeira, conforme mostrado na FIG. 3.5. O solo era moldado sob
forma de barras prismáticas de seção retangular e levado ao forno desta forma.
Após a calcinação, as barras eram quebradas manualmente, originando agregados
poliédricos.
62
FIG 3.3. Boquilhas de saída nos formatos circular, hexagonal e quadrado
confeccionadas para este estudo
FIG 3.4. Agregados arredondados produzidos de forma manual
63
FIG 3.5. Forma de madeira usada para a moldagem de barras prismáticas de argila
Estes processos se mostraram bastante lentos, maçantes e ineficientes, sendo
aconselháveis somente quando não é necessária a produção de uma grande
quantidade de agregados. Quando há necessidade de grande quantidade
recomenda-se a aquisição de um equipamento semelhante à maromba utilizada
neste projeto, uma vez que é visível a melhor qualidade do agregado produzido pelo
equipamento em comparação com o produzido manualmente, através do uso das
formas.
Os primeiros resultados obtidos com os solos em estudo (km 164 e km 172)
produziram agregados frágeis, facilmente quebráveis com as mãos, tanto para os
produzidos através das formas de madeira quanto para os produzidos na maromba.
Após pesquisa e análise do ocorrido, chegou-se a conclusão que um dos fatores que
influenciaram nos resultados foi o tempo de secagem prévia ao ar, que inicialmente
foi de 24 a 48 h. Concluiu-se também que este deveria ser de, no mínimo, 3 a 4 dias,
dependendo das condições climáticas. Não existe um período determinado para
esta secagem, devendo-se observar a mudança de coloração das barras seguida da
verificação táctil da umidade existente. Caso se considere que a barra já está
praticamente seca ao ar e a umidade existente não é suficiente para provocar trincas
64
na mesma, já se pode colocá-las sob o calor de lâmpada infravermelha (cerca de
60o C) ou levar as amostras diretamente à estufa (cerca de 110o C), se for o caso.
NORTON (1973) define que a retração excessiva é indesejável porque tende a
causar trincas e empenamento de peça seca. A mais comum das formas de corrigir
esse defeito é adicionar materiais não-plásticos à argila. Esses materiais
adicionados devem ser relativamente “grosseiros”, e da mesma forma, argilas de
granulometria grossa retraem-se menos que argila de granulometria fina, donde se
conclui que um solo com um teor muito elevado de argila pode não ser o ideal para a
produção de agregados.
Tais mudanças foram experimentadas e produziram uma melhora aparente na
resistência do agregado, porém esta ainda não foi suficiente para atingir a qualidade
desejada. A expectativa inicial foi confirmada através dos ensaios de Seleção
Expedita pelo Processo da Fervura e Perda de Massa após Fervura, cujos
resultados se encontram nas TAB.s 3.3 e 3.4, na seção 3.3. Foram realizados ainda
ensaios com a amostra do km 190, porém os resultados também não foram
satisfatórios.
Utilizaram-se então 2 novas amostras de solo da região de Santarém, em
processo semelhante ao adotado pelas olarias locais: mistura de dois solos de
beira de rio para a produção dos agregados. Estes solos foram identificados como
“olaria1” e “olaria2” e apresentaram os resultados de caracterização mostrados na
TAB. 3.2, e a mistura destes 2 solos foi denominada de “olaria”.
TAB 3.2. Resultados da caracterização dos solos de olaria
Amostra LL% LP% IP% #200 % silte % argila
OLARIA1 55,3 31,5 23,8 100 48,2 51,8
OLARIA2 66,2 34,6 31,6 100 57,0 43,0
Nota-se que os limites de Atterberg obtidos por estes 2 solos, especialmente o
“olaria1”, são bastante semelhantes aos do km 172. Existe uma diferença maior
apenas na granulometria pois apesar de o solo de olaria1 passar 100% na peneira
#200, ele possui menor teor de argila, e, conseqüentemente, um maior teor de silte
do que o solo do km 172. Poder-se-ia imaginar que este baixo teor de silte seria a
causa da fragilidade dos agregados, porém este fator não é citado pela bibliografia
65
pesquisada, o que é também confirmado pela análise do solo do km 190, que possui
granulometria da fração fina semelhante ao solo “olaria1”.
NORTON (1973) e SANTOS (1975) alertam que deve-se conhecer a composição
química das argilas a fim de se obter informações para a avaliação de seus usos
específicos. No entanto essa informação deve ser complementada com as
mineralógicas, como difração de raios X, análise térmica diferencial e outros
métodos. Assim, pode-se realizar uma avaliação mais completa do seu uso
tecnológico, donde se conclui que para a produção de agregados artificiais de argila o
solo deve possuir, além das propriedades físicas, determinadas características
químicas e mineralógicas, que serão discutidas na seção 3.6.
NORTON (1973) define ainda que no caso de vários objetos feitos da mesma
massa cerâmica porém de tamanhos diferentes, os maiores não apenas secarão
mais lentamente em igualdade de condições, mas também terão uma tendência
maior para trincar. Assim sendo e visando-se acelerar o tempo de secagem ao ar,
reduzir o tempo necessário de calcinação no forno e também a energia gasta para a
britagem das barras, resolveu-se cortar as barras de argila em comprimentos de 1 a
2 cm logo após a extrusão, conforme mostra a FIG. 3.6. Foram moldadas barras nos
3 formatos de boquilhas existentes e o formato escolhido para a produção destinada
aos testes mecânicos foi o hexagonal, em função da sua maior angulosidade.
Foram produzidos então agregados em quantidades suficientes para a execução
dos ensaios de tensão de ruptura a flexão (corpos de prova prismáticos), desgaste
após fervura e abrasão Los Angeles, cujos resultados serão apresentados nas
próximas seções. Inicialmente foram calcinadas amostras variando-se a temperatura
entre 800o C, 850o C, 900o C, 950o C e 1000o C e o tempo de calcinação entre 15
min, 30 min, 45 min e 60 min, visando-se obter um agregado com resistência
mecânica satisfatória e baixo custo. Através de análise táctil visual e empregando os
resultados obtidos no ensaio de tensão de ruptura à flexão, que serão apresentados
na seção 3.6, fixou-se a temperatura de calcinação em 900oC e o tempo de
calcinação em 30 min.
66
FIG 3.6. Agregados após extrusão e corte em tamanhos de aproximadamente 2 cm
Foi realizado ainda um teste com a colocação das amostras no forno a
temperatura ambiente e deixando-as aquecer até atingir a temperatura desejada (no
caso, 900o C). Após atingir esta temperatura, a amostra era retirada no dia seguinte,
após o resfriamento do forno. Os resultados obtidos foram superiores a qualquer
outro, porém esta forma de calcinação seria antieconômica e não traduziria a
metodologia que se pretende empregar industrialmente.
Cabe ressaltar que os diversos tipos de solos estudados apresentaram
comportamentos diferentes em relação ao tempo e temperatura de queima
adotados, em função da sua composição granulométrica (teor de silte e argila),
química e mineralógica, o que indica que para cada tipo de solo devem ser
estudados o tempo e a temperatura de calcinação ótimos.
Em síntese, a metodologia para a produção dos agregados atendeu a seguinte
sequência:
��Recebimento das amostras, desagregação e secagem ao ar;
��Ensaios de granulometria por peneiramento e sedimentação, LL e LP
(FIG. 3.7);
��Separação da fração passante na peneira 2.0 mm ou laminação da
amostra na maromba ;
��Umedecimento da amostra próximo ao limite de plasticidade (FIG. 3.8);
��Extrusão na maromba utilizando a boquilha selecionada (FIG. 3.9);
67
��Corte no tamanho desejado e secagem ao ar por no mínimo 48h (FIG.
3.10). Deve ser realizada preferencialmente em ambiente aberto e
ensolarado, podendo ser acelerada através de lâmpada infravermelha a
60oC, se desejado;
��Secagem em estufa a 110o C por no mínimo 24h (FIG. 3.11);
��Calcinação a 900oC / 30 minutos (FIG. 3.12);
��Britagem dos agregados (FIG.s 3.13 e 3.14). Em substituição a um
britador, do qual não se dispunha em laboratório, foi utilizada uma prensa
Amsler, equipamento usado para a realização dos ensaios de 10% de
finos e de compressão axial em concreto, para a quebra dos agregados e
um futuro enquadramento nas faixas granulométricas do DNER. A carga
utilizada variou conforme o tamanho de agregado desejado;
��Recalcinação por mais 20 min dos agregados quebrados, se necessário
(FIG. 3.15 e 3.16).
FIG 3.7. Amostras para ensaios de sedimentação
68
FIG 3.8. Umedecimento da amostra utilizando misturador
FIG 3.9. Extrusão na maromba utilizando a boquilha selecionada
69
FIG 3.10. Secagem ao ar das amostras após corte
FIG 3.11. Secagem das amostras em estufa a 110o C
70
FIG 3.12. Calcinação das amostras no forno
FIG 3.13. Equipamento de compressão FIG 3.14. Britagem dos agregados
71
FIG 3.15. Agregados quebrados FIG 3.16. Agregados recalcinados
3.3 SELEÇÃO EXPEDITA PELO PROCESSO DE FERVURA E ENSAIO DE
PERDA DE MASSA APÓS FERVURA
O ensaio de seleção expedita, baseado na especificação do Texas (THD) e
normatizado pelo DNER segundo o ME 223/94, consiste em umedecer uma porção
do solo com umidade próxima ao limite de plasticidade e confeccionar manualmente
cerca de dez corpos de prova cilíndricos com aproximadamente 1,3 cm de diâmetro
e 4,0 cm de comprimento, conforme a FIG. 3.17. Em seguida calcinam-se os
cilindros em estufa a 760º C por 15 minutos e deixa-se resfriar a temperatura
ambiente.
FIG 3.17. Corpos de prova cilíndricos produzidos para o ensaio de seleção
expedita pelo processo de fervura (DNER ME 223/94).
72
Após resfriados, colocam-se os cilindros numa panela de pressão, deixando-os
ferver por cerca de 15 minutos. Finalmente, em um exame manual, se as amostras
se apresentaram duras e sem alteração aparente são classificadas como
provavelmente aptas a serem utilizadas na fabricação de agregados sintéticos. Os
resultados obtidos estão mostrados na TAB. 3.3.
TAB 3.3. Resultados do ensaio de fervura para as amostras deste estudo
Resultado
km 164 Desfavorável
km 172 Desfavorável
km 190 Desfavorável
Olaria Favorável
Os agregados produzidos, com exceção do referente ao km 190, que já se
mostrava extremamente frágil e quebradiço, foram submetidos ainda ao desgaste
após fervura, ensaio também baseado nas especificações do THD e normatizado
pelo DNER segundo o ME 225/94 com o título de “Perda de massa após fervura”. O
ensaio consiste em se colocar uma fração de cerca de 250g de agregados
passantes na peneira 3/4" e retidas na #10 em um recipiente de vidro adequado
(Erlenmeyer) com água e levar o conjunto à fervura em uma panela de pressão
durante 15 minutos, conforme mostra a FIG. 3.18. Após o resfriamento, o recipiente
é tampado e devidamente fixado em um agitador de peneiras por 30 minutos. O
resultado da TAB. 3.4 apresenta o percentual de material passante na peneira no.
40 após a agitação, sendo que o máximo para a aceitação dos agregados para uso
em misturas asfálticas é de 6%, de acordo com a TAB. 2.2.
73
FIG 3.18. Fervura em panela de pressão para o ensaio de Perda de Massa após
Fervura (DNER ME 225/94)
TAB 3.4. Resultados de Desgaste após Fervura das amostras usadas neste estudo
CLASSE
GRUPO
Desgaste
após Fervura km 164 km 172 olaria
% máximo % obtido % obtido % obtido
II A 6
Argila não B 6
Expandida C 10
39,0 8,6 1,3
3.4 ABRASÃO LOS ANGELES
Este ensaio foi realizado apenas com a amostra de olaria, por ter sido a única
considerada favorável nos ensaios anteriores.
O ensaio de Abrasão Los Angeles preconizado pelo THD e adotado pelo DNER
através da ME 222/94, é realizado utilizando-se uma quantidade menor de
agregados e uma carga abrasiva menor do que o ensaio de abrasão tradicional.
Após o enquadramento em uma das graduações (A, B, C ou D) com base na
74
granulometria da amostra, faz-se uma correção na carga e na quantidade de
material a fim de evitar um volume excessivo na máquina de ensaio. O resultado
deste ensaio, mostrado na TAB. 3.5, associado ao de desgaste após fervura
classificou a amostra como IIA, segundo a TAB. do THD e de acordo com a EM
230/94, do DNER.
TAB 3.5. Resultado do ensaio de Abrasão Los Angeles modificado, para as
amostras deste estudo (DNER ME 222/94)
CLASSE
GRUPO
Abrasão Los
Angeles
Abrasão Los
Angeles
% máximo % obtido
II A 35
Argila não B 40
Expandida C 45
23
3.5 TENSÃO DE RUPTURA POR FLEXÃO – TRF
Os ensaios de resistência à flexão foram realizados conforme a NBR-6113 e
seguindo orientações contidas no manual do CURSO DE TECNOLOGIA EM
CERÂMICA VERMELHA, do SENAI-PI. Este ensaio, empregado para seleção de
matéria prima para produção de produtos cerâmicos, foi realizado moldando-se
corpos de prova prismáticos de seção retangular de dimensões 15 x 1,8 x 1,8 cm,
com material passando na peneira nº 40. Depois de moldados, os prismas foram
calcinados às temperaturas de 800º C, 850º C e 900º C, por 30 minutos, e deixados
resfriar a temperatura ambiente por 24 horas. Em seguida as barras foram
submetidas ao ensaio de flexão estática, com cutelos distanciados de 10 cm,
conforme mostrado na FIG. 3.19.
75
FIG 3.19. Determinação da tensão de ruptura à flexão
Este ensaio pode ser adotado para medir a resistência dos corpos de prova
produzidos com os diversos tipos de solo ou ainda para comparação da resistência a
diversas temperaturas.
O ensaio foi realizado apenas com o solo de olaria, apresentando os resultados
descritos na TAB. 3.6. Estes resultados podem ser considerados satisfatórios se
comparados com os valores limites para tijolos maciços, que são de 20 kgf/cm2,
segundo SANTOS (1975).
76
TAB 3.6. Resultados de Tensão de ruptura por flexão – TRF para o solo de olaria
Temperatura TRF
kg/cm2
800o C 31,0
850o C 34,8
900o C 38,9
3.6 ANÁLISE MINERALÓGICA E ANÁLISE QUÍMICA
Conforme citado na seção 2.3.2, constatou-se que a constituição mineralógica do
solo provavelmente exerce forte influência nas características do agregado obtido.
Solos com mesmas características de plasticidade e elevados teores de argila
produziram agregados com propriedades totalmente diferentes, reforçando ainda a
crença de que LL e LP não são bons indicadores de mineralogia para solos tropicais.
O solo inicialmente utilizado (km 172) apresentava teor de argila em torno de 68% e
IP = 21%, propriedades que seriam por si só consideradas satisfatórias à obtenção
de um agregado de boa qualidade. Os resultados obtidos, no entanto, foram
desfavoráveis, levando à obtenção de um agregado quebradiço e de baixa
resistência. Observou-se que a quantidade excessiva da fração argila poderia se
tornar desfavorável ao processo de queima, levando o agregado à fragmentação. A
partir destes resultados, realizaram-se os mesmos procedimentos e estudos com a
amostra do km 164, que possui teor de argila de aproximadamente 38% e IP = 23%,
o que aparentemente deveria apresentar resultados satisfatórios, porém os
agregados produzidos também se apresentaram frágeis e quebradiços.
Utilizou-se ainda a amostra do km 190 (teor de argila = 58% e IP = 13), com
resultados semelhantes aos descritos anteriormente, o que leva a crer que a
composição mineralógica do solo realmente possui fundamental importância no
processo. Para uma análise mais completa desta característica foram realizados
então os ensaios de difração de raios-x e de análise química, a fim de se identificar
os minerais e elementos químicos constituintes do solo.
Para a análise química dos elementos constituintes das amostras de solos por
EDS (energy dispersive spectrometry) foi utilizado o microscópio eletrônico de
77
varredura (MEV) do IME, sendo utilizado o equipamento Jeol, modelo JSM-5800LV.
Os resultados obtidos se encontram na TAB. 3.7
O ensaio de difração de raios-X (DRX), a exemplo do ensaio de sedimentação,
foi realizado no CETEM. O espectro de difração de raios-X da amostra foi coletado
pelo método do pó, em um equipamento Bruker-AXS. A interpretação qualitativa de
espectro foi efetuada por comparação com padrões contidos no banco de dados
PDF-02 (ICDD,1996) em software Bruker DiffracPlus.
Foram analisadas 25 amostras de solos, conforme descrito na TAB. 3.8. Após
análise dos resultados obtidos, considerou-se que seria interessante a realização da
análise química das amostras para uma conclusão mais precisa. Os difratogramas
das amostras do km 164, 172, 190 e olaria encontram-se nas FIG. 3.21 a 3.24.
TAB 3.7. Resultados da composição química das amostras deste estudo
submetidas ao ensaio de EDS
Amostra Composição Química
(km) SiO2 Al2O3 Fe2O3 TiO2 K2O Au MgO
163 49.18 32.30 16.02 2.50 - - -
164 52.23 38.58 5.76 3.43 - - -
165 49.45 31.96 3.54 0.98 - - -
167 51.62 35.27 11.02 2.09 - - -
168 47.14 32.26 18.33 2.27 - - -
169 43.61 31.39 21.63 3.37 - - -
170 45.38 35.14 17.51 1.96 - - -
171 42.53 32.55 21.81 3.12 - - -
172 46.49 35.41 18.10 - - - -
174 62.32 29.07 8.61 - - - -
175 57.69 25.97 4.51 0.89 0.54 - -
176 47.91 31.24 20.85 - - - -
177 52.84 30.51 10.54 - - 6.11 -
180 45.83 31.55 20.13 2.49 - - -
183 63.41 20.56 14.73 1.30 - - -
184 51.76 41.21 5.22 1.81 - - -
185 47.08 33.97 15.75 3.20 - - -
78
Amostra Composição Química
(km) SiO2 Al2O3 Fe2O3 TiO2 K2O Au MgO
187 44.19 31.96 17.40 3.01 - 3.43 -
190 40.63 32.06 11.73 1.38 - - -
193 33.59 27.66 36.65 2.09 - - -
197 50.26 37.97 9.05 2.72 - - -
198 47.17 38.61 11.49 2.71 - - -
202 48.99 35.82 13.11 2.08 - - -
204 48.13 34.41 14.78 2.68 - - -
208 49.27 31.10 13.29 1.56 4.22 - 0.55
211 49.62 32.38 14.25 - 3.75 - -
213 49.62 34.05 12.77 3.57 - - -
214 40.13 34.85 8.48 2.26 1.47 - -
216 41.63 31.24 23.42 3.71 - - -
A fim de se verificar a influência dessas características na resistência do
agregado produzido, foram realizados testes com algumas destas amostras de solo.
Visando obter uma maior rapidez e praticidade no processo, foi utilizada uma
“gaveta” de gelo, mostrada na FIG. 3.20, para a moldagem dos “agregados” de
solos.
FIG 3.20. Moldagem de “agregados” de solos em gaveta de gelo
79
TAB 3.8. Resultados da análise mineralógica das amostras deste estudo submetidas ao ensaio de difração de raios-X Composição Minerológica
Amostra (km) Quartzo Caulinita Muscovita Ilita Montmorilonita Hematita(Fe2O3) Goetita Albita Anortita Fe2O3H2O 163 X X - - - - - - - - 164 X X - - - - - - - - 165 X X - - - - - - - - 167 X X - - - - - - - X 168 X X - - - - - - - X 169 X X X - - - - - - - 170 X X - - - - - - - X 172 X X - - - X - - - - 174 X X X - - - - - - - 175 X X - - - - - - - - 176 X X - - - - - - - - 180 X X - - - - - - - - 182 X X X - - - - - - - 183 X X X - - - - - - - 184 X X - - - - - - - - 190 X X - - - - - - - - 193 X X - - - - X - - - 197 X X - - - - - - - - 198 X X - - - - - - - - 204 X X X - - - - - - - 208 X X X - - - - - - - 211 X X X - - - - - - - 214 X X X - - X - - - -
Olaria X X X - - - - X X - Olaria2 X X - - - - - - - -
80
Para a verificação dos resultados obtidos foi realizada uma análise manual da
resistência e da coesão do produto final, após secagem em estufa a 110oC por 24h
e após calcinação a 900oC por 30 min, sendo classificados conforme a TAB. 3.9.
TAB. 3.9. Avaliação qualitativa das amostras de solos após secagem em estufa e
após calcinação
Amostra Avaliação
(km) Estufa (110o C) Calcinação (900o C)
164 Ruim Ruim
168 Regular Ruim
169 Boa Ruim
170 Boa Ruim
172 Regular Ruim
174 Ruim Ruim
175 Ruim Ruim
180 Regular Ruim
183 Boa Boa
184 Boa Ruim
193 Boa Regular
197 Boa Ruim
198 Regular Ruim
204 Regular Regular
208 Regular Ruim
211 Boa Regular
81
14-0164 (I) - Kaolinite-1A - Al2Si2O5(OH)446-1045 (*) - Quartz, syn - SiO2km 164
Lin
(Cou
nts)
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
2-Theta - Scale
3 10 20 30 40 50 60 70
FIG. 3.21. Difratograma da amostra do km 164
13-0092 (Q) - Iron Oxide Hydrate Green Rust II - Fe2O3·H
33-0664 (*) - Hematite, syn - Fe2O346-1045 (*) - Quartz, syn - SiO214-0164 (I) - Kaolinite-1A - Al2Si2O5(OH)4km 172
Lin
(Cou
nts)
0
100
200
300
400
500
600
700
2-Theta - Scale
3 10 20 30 40 50 60 70
FIG. 3.22. Difratograma da amostra do km 172
82
FIG. 3.23. Difratograma da amostra do km 190
20-0528 (C) - Anorthite, sodian, ordered - (Ca,Na)(Al,Si)2S09-0466 (*) - Albite, ordered - NaAlSi3O8
07-0042 (I) - Muscovite-3T - (K,Na)(Al,Mg,Fe)2(Si3.1Al0.9)14-0164 (I) - Kaolinite-1A - Al2Si2O5(OH)446-1045 (*) - Quartz, syn - SiO2Olaria
Lin
(Cou
nts)
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1400
1500
1600
2-Theta - Scale
3 10 20 30 40 50 60 70
FIG. 3.24. Difratograma da amostra do solo de olaria
83
4. DOSAGEM DE MISTURAS ASFÁLTICAS
Os asfaltos usados para pavimentação são geralmente obtidos da destilação do
petróleo, recebendo o nome de Cimentos Asfálticos de Petróleo (CAPs). O CAP é
um produto semi-sólido na temperatura ambiente, necessitando de aquecimento
para poder ser misturado com os agregados. Para haver boa mistura faz-se
necessário aquecer também o agregado. Evidentemente, a mistura asfáltica
resultante necessita ser espalhada e compactada a quente.
Caso se queira espalhar e compactar a mistura asfáltica na temperatura
ambiente necessita-se liquefazer o CAP. Pode-se liquefazer o CAP de duas
maneiras:
a) Diluindo-o com um solvente derivado do petróleo (nafta, querosene ou óleo
diesel) – obtém-se os asfaltos diluídos (ADs)
b) Emulsificando-o em água (já que o CAP não é dissolvido pela água) – obtém-
se as emulsões asfálticas (EAs).
Não se deve confundir a ruptura (o CAP se separa da água e adere ao
agregado) com a cura (evaporação da água e do solvente quando houver). Note-se
que após a ruptura da EA e a cura do AD, o que resta na mistura asfáltica é o CAP.
O tipo de mistura e o tipo de ligante (com sua especificação) são definidos no
projeto de pavimentação. São definidos usualmente ainda a camada onde vai ser
empregada, a faixa granulométrica, os tipos de agregado (graúdo, miúdo e fíler -
com suas especificações), e as especificações concernentes à mistura (geralmente
referidas a um método com base num ensaio de estabilidade, por exemplo o
Marshall).
Com as definições dadas pelo projeto de pavimentação e com amostras dos
materiais indicados para a obra passa-se ao projeto da mistura asfáltica, ou, como
se diz corretamente, a sua dosagem, onde o teor de asfalto é o item fundamental.
Após a realização dos ensaios de caracterização e controle de qualidade dos
agregados produzidos por calcinação, e verificando-se que os resultados mecânicos
foram todos satisfatórios, iniciaram-se os estudos referentes a dosagem de misturas
asfálticas.
84
Foram determinadas a granulometria, massa específica aparente e densidade
dos agregados, além da verificação da adesividade ao ligante. Primeiramente foi
realizada a dosagem de uma mistura de concreto asfáltico, sendo moldados corpos-
de-prova em quantidade suficiente para a realização dos ensaios de resistência à
tração por compressão diametral, módulo de resiliência e fadiga. Posteriormente,
aproveitando-se que os ensaios de concreto asfáltico não consumiram todo o
material de que se dispunha, foram moldados alguns corpos-de-prova utilizando-se
emulsão asfáltica e obtendo-se um pré-misturado a frio (PMF). A tentativa de se
estudar a argila calcinada em PMF justifica-se pela larga utilização deste tipo de
revestimento na região amazônica.
4.1 ENSAIOS PRELIMINARES
4.1.1 GRANULOMETRIA
Foi realizada a granulometria dos agregados sintéticos produzidos, utilizando-se
o procedimento descrito no ME 083/98, do DNER, obtendo-se os valores descritos
na TAB. 4.1.
TAB 4.1. Granulometria dos agregados de argila calcinada produzidos neste estudo
com o solo de olaria
Peneiras % passando 3/4 pol 100% 1/2 pol 85% 3/8 pol 74%
N0 4 49% N0 10 21% N0 40 10% N0 80 6%
N0 200 3%
Foram realizadas ainda a granulometria de uma amostra de areia da região de
Belterra, localizada a 40 km de Santarém, e do fíler a ser utilizado (cimento
portland), obtendo os resultados mostrados nas TAB.s 4.2 e 4.3.
85
TAB 4.2. Granulometria da areia de Belterra (PA) utilizada neste estudo
Peneiras % passando
3/8 pol 100%
N0 4 99%
N0 10 94%
N0 40 35%
N0 80 6%
N0 200 1%
TAB 4.3. Granulometria do fíler (cimento portland) utilizado neste estudo
Peneiras % passando
N0 80 100%
N0 200 95%
4.1.2 MASSA ESPECÍFICA APARENTE E DENSIDADE
A massa específica aparente foi determinada utilizando-se caixote de madeira
com 1.500 cm3 de volume, obtendo-se o valor de 1,061 g/ cm3 .
A densidade dos agregados foi determinada utilizando-se o método da Louisiana
TR-312-69 para agregados sintéticos graúdos, que consiste basicamente em se
medir a densidade de agregados retidos na peneira de 2,0 mm envolvidos em
ligante, por diferença de volume, com o auxílio de um recipiente de vidro de boca
larga repleto de água, como mostrado na FIG. 4.1. A determinação da densidade foi
realizada segundo este método em função da porosidade e da alta absorção
existentes nos agregados artificiais de argila, sendo que o valor encontrado para a
densidade foi de 1,87 g/cm3. Este método de ensaio encontra-se descrito
detalhadamente no anexo. As densidades reais da areia e do fíler foram medidas
através dos métodos de ensaio tradicionais do DNER (ME 084/95 e 085/94),
obtendo-se os valores de 2,67 g/cm3 e 3,11 g/cm3 , respectivamente.
86
FIG 4.1. Ilustração da forma de determinação da densidade do agregado graúdo
de argila calcinada usada neste estudo
4.1.3 ADESIVIDADE
Para verificação da adesividade do agregado produzido utilizou-se, em cada
ensaio, cerca de 100g de agregado e o ligante foi o CAP-20, oriundo da REDUC/RJ,
cujas características se encontram descritas na TAB. 4.6. A verificação final da
adesividade consistiu na avaliação visual qualitativa da película de ligante em cada
agregado, considerada satisfatória em todos os ensaios realizados, como mostra a
FIG. 4.2.
FIG 4.2. Ilustração da forma de verificação da adesividade do agregado
calcinado e do CAP-20 utilizados neste estudo
87
4.2 DOSAGEM DE MISTURA TIPO CBUQ
4.2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
Após a realização dos ensaios preliminares, cujos valores se encontram
resumidos na TAB. 4.4, procurou-se selecionar e enquadrar os materiais em uma
das faixas do DNER (A, B ou C), expressas na TAB. 4.5, seguindo o método
Marshall de dosagem.
TAB 4.4. Resultados dos ensaios preliminares para a mistura asfáltica a quente com
agregado calcinado deste estudo
Material Resultados
Massa Específica Aparente 1,06 g/cm3
Adesividade Satisfatória
Argila Calcinada
Densidade 1,87 g/cm3
Areia Densidade Real 2,67 g/cm3
Cimento Densidade Real 3,11 g/cm3
TAB 4.5. Faixas de projeto do DNER para misturas de concreto asfáltico %, em peso, passando
Peneiras Faixa A Faixa B Faixa C
# Binder Binder/Capa Capa
2" 100 - -
1 ½" 95 – 100 100 -
1" 75 – 100 95 - 100 -
¾" 60 – 90 80 - 100 100
½" - - 85 – 100
3/8" 35 – 65 45 – 80 75 – 100
Nº 4 25 – 50 28 – 60 50 – 85
Nº 10 20 – 40 20 – 45 30 – 75
Nº 40 10 – 30 10 – 32 15 – 40
Nº 80 5 – 20 8 – 20 8 – 30
Nº 200 1 – 8 3 – 8 5 – 10
Betume solúvel 4,0 - 7,0 4,5 - 7,5 4,5 - 9,0
88
No Brasil, utiliza-se a aparelhagem Marshall, mostrada nas FIG.s 4.3 e 4.4, para
formular o projeto do concreto asfáltico. O método Marshall consiste inicialmente em
estabelecer uma composição granulométrica de agregado que se enquadre numa
faixa especificada. Em seguida, procura-se determinar a quantidade de cimento
asfáltico que, misturado ao agregado, proporcione uma boa mistura, ou seja,
satisfazendo os requisitos das especificações.
Sabe-se que uma mistura betuminosa do tipo concreto asfáltico é constituída de
agregados (graúdos, miúdos e material de enchimento) e cimento asfáltico. O
agregado responde geralmente por mais de 90% da mistura e constitui o esqueleto
que suporta e transmite as cargas aplicadas na superfície do pavimento. O cimento
asfáltico é o elemento que une as partículas do agregado e as mantém na posição
adequada para transmitir o carregamento aplicado pelos veículos às camadas
inferiores.
FIG 4.3. Compactador Marshall usado FIG 4.4. Prensa Marshall usada neste estudo neste estudo
Segundo PINTO (1996), em uma mistura betuminosa o ligante deverá preencher,
até certo ponto, os vazios existentes no agregado, deixando, portanto, uma parcela
89
dos vazios ocupada pelo ar. A estabilidade de uma mistura representa a resistência
oferecida pela mesma aos esforços de cisalhamento, medida com o auxílio da
prensa Marshall, conforme ilustrado em detalhe na FIG. 4.5. A resistência ao
cisalhamento é atribuída ao atrito entre as partículas do agregado e a coesão
ocasionada pela presença do ligante. A resistência friccional está intimamente ligada
às características do agregado. É mais elevada quando se dispõe de partículas de
forma angulosa e superfície áspera, e fato oposto verifica-se em agregados de forma
arredondada e superfície relativamente lisa. A adição excessiva de ligante pode
reduzir de tal modo a resistência friccional que a mistura se torna instável.
FIG 4.5. Detalhe do equipamento de determinação da estabilidade Marshall
usado neste estudo
Ainda segundo PINTO (1996), essa resistência é influenciada pela energia de
compactação empregada, pois esta última influirá na posição relativa que as
partículas assumirão na massa. Por outro lado, a resistência coesiva decorrente da
adição de betume é bastante influenciada pela temperatura do corpo de prova e pelo
tempo de aplicação do carregamento. Aumentando gradativamente o teor de ligante
betuminoso, ter-se-á um crescimento progressivo da resistência coesiva até que as
90
partículas estejam totalmente recobertas. Acréscimos posteriores de ligantes não
produzirão variações substanciais na referida resistência, podendo até provocar
queda da mesma.
4.2.2 MATERIAIS EMPREGADOS E DEFINIÇÃO DO TEOR ÓTIMO DE LIGANTE
Os CAPs são classificados pela sua consistência, que traduz o conceito
cotidiano de “mais mole” ou “mais duro”. A consistência dos CAPs é atualmente
definida pela penetração (em 0,1 mm), ou pela viscosidade absoluta (em poise).
No Brasil, a classificação dos CAPs é feita por penetração (CAP-30/45, CAP-
50/60, CAP-85/100, CAP-150/200) nas refinarias que trabalham com petróleos mais
pesados (como boscan e bachaqueiro), e por viscosidade (CAP-7, CAP-20, CAP-40)
nas refinarias que trabalham com petróleos mais leves (cabiunas, árabe leve).
A execução dos ensaios de misturas asfálticas com concreto asfáltico foi
realizada no laboratório do IPR/DNIT. Foi utilizado como ligante o CAP-20, fornecido
pela REDUC (Refinaria Duque de Caxias) e proveniente do Petróleo Árabe Leve,
cujas características, medidas neste laboratório, se encontram listadas na TAB. 4.6.
TAB 4.6. Características do ligante asfáltico utilizado neste estudo
Características – CAP-20
Recuperação Elástica 10°C, 20cm (%) 11
Penetração 0,1 mm (100g, 5 seg, 15°C) 17
Penetração 0,1 mm (100g, 5 seg, 25°C) 59
Penetração 0,1 mm (100g, 5 seg, 35°C) 190
Penetração 0,1 mm (após ECA, 15°C) 11
Penetração 0,1 mm (após ECA, 25°C) 40
Penetração 0,1 mm (após ECA, 35°C) 133
Índice de Penetração -0.5
Índice de Penetração (após ECA) -2.1
Densidade Relativa (25°C) 1.04
Ponto de Amolecimento 51
Dutilidade 25o C, cm > 100
Ponto de Fulgor, o C 358
Viscosidade Saybolt Furol 135°C, s 172
91
Características – CAP-20
Viscosidade Saybolt Furol 145°C, s 112
Viscosidade Saybolt Furol 155°C, s 76
Viscosidade Saybolt Furol 165°C, s 47
Viscosidade Saybolt Furol 175°C, s 31
Viscosidade Absoluta 60°C, Poise 2211
Viscosidade Absoluta 60°C (após ECA) 4126
Viscosidade Absoluta 135°C, Poise 3.87
Viscosidade Absoluta 145°C, Poise 2.52
Viscosidade Absoluta 155°C, Poise 1.71
ECA= Efeito de calor e do ar (5h a 163°C)
A viscosidade do ligante asfáltico deve ser tal que assegure o envolvimento
adequado do agregado e trabalhabilidade apropriada para espalhar e compactar a
mistura. As especificações brasileiras preconizam temperaturas para o aquecimento
do cimento asfáltico correspondentes a viscosidades Saybolt Furol de 85 ± 10 SSF.
O aquecimento acima da temperatura adequada pode resultar em defeitos do tipo
exsudação - fluimento do ligante para a superfície do revestimento. Para os
agregados a temperatura deve ser de 10oC a 15oC acima do ligante, e para a
compactação a temperatura da mistura é aquela na qual o ligante apresenta uma
viscosidade Saybolt Furol de 140 ± 15 SSF. De acordo com as características do
CAP dadas na TAB. 4.6, e através da FIG. 4.6, viscosidade x temperatura, foram
obtidas as temperaturas de aquecimento do ligante e de compactação,
apresentadas na TAB. 4.7.
92
Viscosidade X Temperatura
1
10
100
1000
120 130 140 150 160 170 180
Temperatura (o C)
Vis
cosi
dade
(s)
FIG 4.6. Relação Viscosidade X Temperatura para o CAP utilizado neste estudo
TAB 4.7.Temperaturas de aquecimento dos agregados, do ligante e de compactação
deste estudo
Temperatura (ºC)
Ligante 152o C
Agregados 165o C
Compactação 140o C
Para o presente estudo, os agregados foram enquadrados na faixa B do DNER
conforme mostram a TAB. 4.8 e a FIG. 4.7. Foram utilizados apenas os agregados
de argila calcinada e o cimento portland (fíler), sendo descartada a necessidade de
utilização de outros tipos de agregados, graúdos ou miúdos.
93
TAB 4.8. Mistura de agregados enquadrada na faixa B do DNER
Argila Calcinada Fíler
Peneiras 97% 3% PROJETO Faixa B
1 pol 100 97.0 100 3.0 100.0 95 – 100
3/4 pol 100 97.0 100 3.0 100.0 80 - 100
½ pol 85 82.5 100 3.0 85.5 -
3/8 pol 74 71.8 100 3.0 74.8 45 - 80
No 4 49 47.5 100 3.0 50.5 28 - 60
No 10 21 20.4 100 3.0 23.4 20 - 45
No 40 11 10.7 100 3.0 13.7 10 - 32
No 80 6 5.8 100 3.0 8.8 8 - 20
No 200 3 2.9 95 2.9 5.8 3 - 8
0.0
10.0
20.0
30.0
40.0
50.0
60.0
70.0
80.0
90.0
100.0
0.01 0.1 1 10 100
Diâmetro das Partículas (mm)
% Q
ue P
assa
da
Am
ostr
a To
tal
Faixa B - DNIT
FIG 4.7. Mistura de agregados enquadrada na faixa B do DNER
Nota-se, entretanto, que há uma grande diferença entre as densidades do
agregado e do fíler, fato este que leva à necessidade de se efetuar uma correção no
traço, conforme preconiza o ASPHALT INSTITUTE (1961) e é mostrado a seguir.
94
Traço em peso: 97% argila calcinada (com densidade dac = 1.87);
e 3% fíler (com densidade df = 3.11).
( ) ( )91.1
100311.39787.1
100
%%=×+×=
×+×=
fdacdD fac
t EQ. 4.1
%9591.1
9787.1% =×=×=t
acac D
acdP EQ. 4.2
%591.1
311.3%=×=
×=
t
ff D
fdP EQ 4.3
Onde:
Dt = densidade teórica
dac = densidade da argila calcinada
%ac = percentual de argila calcinada
df = densidade do fíler
%f = percentual de fíler
Pac = percentual de argila calcinada corrigido
Pf = percentual de fíler corrigido
A composição granulométrica corrigida da mistura, enquadrada na faixa B, está
expressa na TAB. 4.9.
A definição dos 3 teores de CAP que seriam utilizados para a determinação do
teor ótimo era uma incógnita, em função da alta absorção dos agregados de argila
calcinada. Separou-se então cerca de 1.000 g da mistura de agregados e foi-se
acrescentando e pesando o ligante até se obter uma mistura com recobrimento
adequado, como mostra a FIG. 4.8. Resolveu-se então moldar os corpos-de-prova
nos teores de 9 %, 10 % e 11 % de CAP, tendo sido verificado ainda que, em função
da baixa densidade dos agregados, o peso de 1200 g seria excessivo para a
moldagem dos corpos-de-prova. Inicialmente foram utilizados 1000 g para o teor de
10 %, porém verificou-se que este peso continuava excessivo, resultando em
corpos-de-prova de mais de 7,0cm de espessura. Resolveu-se, então, trabalhar com
95
uma mistura asfáltica de 900 g para os demais teores.
TAB 4.9. Composição granulométrica da mistura usada neste estudo corrigida pela
diferença de densidades, enquadrada na faixa B do DNER
Argila Calcinada Fíler
Peneiras 95% 5% PROJETO Faixa B
1 pol 100 95.0 100 5.0 100.0 100 - 95
¾ pol 100 95.0 100 5.0 100.0 100 - 80
1/2 pol 85 80.8 100 5.0 85.8 -
3/8 pol 74 70.3 100 5.0 75.3 80 - 45
No 4 49 46.6 100 5.0 51.6 60 - 28
No 10 21 20.0 100 5.0 25.0 45 - 20
No 40 11 10.5 100 5.0 15.5 32 - 10
No 80 6 5.7 100 5.0 10.7 20 - 8
No 200 3 2.9 95 4.8 7.6 8 – 3
FIG 4.8. Mistura do concreto asfáltico com argila calcinada
Para estes teores foram calculados os percentuais de cada material e estes
foram separados em diversas faixas da granulometria, conforme mostra a FIG. 4.9,
para que se pudesse dar início à moldagem dos corpos-de-prova. Os resultados
obtidos estão descritos na TAB. 4.10. Os percentuais de cada material foram os
96
seguintes:
TEOR 1 (CAP = 9%): 86.5% argila calcinada
4.5% fíler
9% ligante
TEOR 2 (CAP = 10%): 85.5% argila calcinada
4.5% fíler
10% ligante
TEOR 3 (CAP = 11%): 84.5% argila calcinada
4.5% fíler
11% ligante
FIG 4.9. Agregados de argila calcinada separados em bandejas por intervalo de
peneiras.
Os agregados foram aquecidos sobre placa aquecedora na temperatura
calculada, e o ligante em estufa. Durante o aquecimento notou-se entretanto que o
agregado de argila calcinada perde calor mais rapidamente que a brita, logo
recomenda-se aquecê-lo a cerca de 5o C acima da temperatura prevista
normalmente para os agregados. O tempo de mistura também se mostrou um pouco
superior ao do agregado tradicional. A moldagem dos corpos-de-prova foi realizada
no compactador Marshall original, do IPR/DNIT, cuja especificação determina que
sejam dados 60 golpes em cada face do corpo-de-prova para a compactação, em
vez de 75 golpes.
97
TAB 4.10. Traço de Mistura Betuminosa com Argila Calcinada usada neste estudo
TRAÇO DE MISTURA BETUMINOSA NÚMERO DA FÓRMULA 1 9% 2 10% 3 11%
AGREGADO GRAÚDO 3/4 - 1/2: 15% 116.8 128.3 114.1 Registro no. 1/2 - No.4: 36% 280.3 307.8 273.8 D = 1,87 No.4 - No. 10: 28% 218.0 239.4 212.9 Pass No.10: 21% 163.5 179.6 159.7 AGREGADO GRAÚDO Registro no. D = 1,87 MATERIAL DE ENCHIMENTO 40.5 45 40.5 LIGANTE 81 100 99 DENSIDADE TEÓRICA 1.77 1.76 1.75
9% 10% 11% Corpo-de-prova 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Peso ao ar (g) 883.5 871.5 923.8 920.3 965.8 879.5 886.5 884.1 Peso imerso (g) 411.7 392.5 434.8 442.2 462.8 404.3 410.3 410.0 Peso úmido (g) 940.1 919.8 985.2 982.1 1031.1 921.3 927.5 920.5 Densidade aparente (ar) 1.67 1.65 1.68 1.70 1.70 1.70 1.71 1.73 Porcentagem de vazios 5.9% 7.0% 4.6% 3.5% 3.5% 2.7% 2.2% 1.0% Vazios cheios de betume 14.5% 14.3% 16.2% 16.3% 16.3% 18.0% 18.1% 18.3% Vazios do agregado mineral 20.4% 21.3% 20.8% 19.8% 19.8% 20.7% 20.3% 19.3% Relação betume-vazios 71.1% 67.1% 77.9% 82.3% 82.3% 87.0% 89.2% 94.8% Espessura 6,93 6,90 7,14 7,06 7,19 6,67 6,64 6,66 Defletômetro (0.001 mm) 505 465 430 464 490 488 Estabilidade encontrada (kgf) 787.8 725.4 670.8 723.8 764.4 761.3 Estabilidade corrigida (kgf) 654 612 553 673 715 708 OBS.: PESO (g) =1000 (2) e 900 (1 e 3)
98
A mistura com o teor 1 (9%) se apresentou muito pobre em ligante, como mostra
a FIG. 4.10, tendo os corpos-de-prova se rompido sem que fosse possível
determinar a estabilidade.
A densidade aparente foi calculada utilizando-se a equação 4.4, em função da
elevada absorção dos agregados (PINTO, I, 2002).
ih
arap PP
Pd
−= EQ. 4.4
onde:
dap = densidade aparente;
Par = peso do corpo-de-prova seco ao ar;
Ph = peso do corpo-de-prova após imersão e seco superficialmente;
Pi = peso do corpo-de-prova imerso após 5 minutos.
FIG. 4.10. Corpo-de-prova com 9% de CAP-20 após desmoldagem
Através das FIG.s 4.11 e 4.12, Relação Betume-Vazios e Percentual de Vazios
por teor de ligante, pôde-se determinar o teor ótimo de ligante na mistura, que foi de
9,7%.
99
FIG 4.11 e 4.12. Relação Betume-Vazios e Percentual de Vazios
Foram moldados então 3 corpos-de-prova no teor ótimo, sendo determinada a
estabilidade Marshall em 2 deles e a resistência à tração no outro. Os resultados
encontrados, detalhados na TAB. 4.11, foram considerados bastante satisfatórios.
Seguindo a programação de ensaios, e de acordo com a quantidade de material
disponível, foram moldados então 27 corpos-de-prova no teor de 9,7%, como
mostram as FIG.s 4.13 e 4.14, visando a execução dos ensaios de resistência à
tração, módulo de resiliência e fadiga, que serão analisados no próximo capítulo.
4.0%
79.0%
9.7%
100
TAB 4.11. Traço de Mistura Betuminosa com Argila Calcinada no Teor Ótimo
TRAÇO DE MISTURA BETUMINOSA - TEOR ÓTIMO: 9,7% AGREGADO GRAÚDO 3/4 - 1/2: 15% 85.8% Registro no. 1/2 - No.4: 36% D = 1,87 No.4 - No. 10: 28% Pass No.10: 21% MATERIAL DE ENCHIMENTO cimento 4.5% LIGANTE CAP-20 9.7% DENSIDADE TEÓRICA 1.765
Corpo-de-prova 1 2 3 Peso ao ar (g) 887.6 875.5 873.2 Peso imerso (g) 401.8 400.1 396.7 Peso úmido (g) 924.9 918.5 914.0 Densidade aparente (ar) 1.70 1.69 1.69 Porcentagem de vazios 3.7% 4.2% 4.2% Vazios cheios de betume 16.3% 16.3% 16.3% Vazios do agregado mineral 20.0% 20.5% 20.5% Relação betume-vazios 81.5% 79.5% 79.5% Espessura 6.78 6.72 6.67 Defletômetro (0.001 mm) 398 570 560 Estabilidade encontrada (kgf) - 889.2 873.6 Estabilidade corrigida (kgf) - 818 812 Resistência à Tração (kgf/cm2) 5.7 - -
FIG 4.13 e 4.14. Corpos-de-prova de Concreto Asfáltico com Argila Calcinada
preparados neste estudo
101
4.3 DOSAGEM DE MISTURA TIPO PMF
4.3.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
SANTANA (1992) define o Pré-Misturado a Frio (PMF) como a mistura
preparada, em usina apropriada, com agregado graúdo (acompanhado ou não de
agregado miúdo e de fíler) e ligante asfáltico liquefeito (geralmente em forma de
emulsão asfáltica catiônica), espalhada e compactada na pista a temperatura
ambiente, podendo-se aquecer ou não o ligante e/ou o agregado, podendo ser
usada em revestimento e base.
De acordo com a ES 317-97 do DNER, a composição do PMF deve satisfazer
aos requisitos, com as respectivas tolerâncias, no que diz respeito à granulometria e
aos percentuais de ligante betuminoso, conforme a TAB. 4.12.
TAB 4.12. Faixas de projeto do DNER para misturas de concreto pré-misturado a frio
PENEIRAS % Mínima Passando
Pol.
mm
A
B
C
D
Tolerâncias
da Faixa de
Projeto
1” 25,4 100 - 100 - ± 7%
3/4” 19,1 75-100 100 95-100 100 ± 7%
1/2” 12,7 - 75-100 - 95-100 ± 7%
3/8” 9,5 30-60 35-70 40-70 45-80 ± 7%
N° 4 4,8 10-35 15-40 20-40 25-45 ± 5%
N° 10 2,0 5-20 10-24 10-25 14-30 ± 5%
N° 200 0,075 0-5 0-5 0-8 0-8 ± 2%
Betume Solúvel
no CS2 %
4-6
4-6
4-6
4-6
± 2%
102
4.3.2 MATERIAIS EMPREGADOS E DEFINIÇÃO DO TEOR ÓTIMO DE EMULSÃO
SANTANA (1992) relata que para se emulsionar um CAP deve-se dividi-lo em
partículas muito pequenas (2 x 10–3 a 5 x 10-3 mm), o que é feito nos chamados
moinhos coloidais, e envolvê-las com um agente emulsificador (ou emulsificante), de
modo a impedir a união dessas partículas dispersas em água, ou seja a ruptura
prematura da EA.
De acordo com a natureza eletrolítica do emulsificante, as EAs são classificadas
em emulsões asfálticas catiônicas e aniônicas. As emulsões catiônicas rompem mais
por reação química entre emulsificante e o agregado e muito menos pela
evaporação da água. Nas aniônicas se dá o contrário.
As emulsões catiônicas se classificam quanto à velocidade de ruptura em
Ruptura Rápida (RR), Ruptura Média (RM) e Ruptura Lenta (RL). Quanto à
viscosidade, se classificam em dois tipos: 1 (menos viscosa) e 2 (mais viscosa),
sendo que para a RL há um único tipo (tipo 1).
As RR-1C e RR-2C praticamente só são usadas em tratamentos superficiais,
macadames betuminosos e em pinturas de ligação.
As EACs tipo RM-1C e RM-2C são de ruptura média, sendo indicadas para os
Pré-Misturados a Frio (PMFs) em geral. São usadas com agregados com menos
finos passando na peneira 2,0 mm. A RM-2C sendo mais viscosa que a RM-1C, é
indicada para envolver partículas mais graúdas.
Se o agregado contiver mais finos faz-se necessário maior tempo de contacto
para envolver as partículas (sem ruptura). A RL-1C é usada com agregado com mais
finos e principalmente com mais fíler passando na peneira. nº 200.
Para a realização da dosagem com PMF através do método Marshall, foi
utilizada uma emulsão catiônica RM-1C fornecida pela PROBITEC, cujas
características principais se encontram descritas na TAB. 4.13. O agregado utilizado
foi constituído de 100% de argila calcinada, enquadrado na faixa C do DNER,
conforme mostram a TAB. 4.14 e a FIG. 4.15. Foi necessária uma nova produção de
agregados de argila calcinada, cuja granulometria também se encontra na TAB.
4.14.
103
TAB 4.13. Características e especificação da emulsão asfáltica usada neste estudo
Características – Emulsão Asfáltica RM-1C
Ensaios Especificação Resultados
Viscosidade Saybolt Furol ....... a 25o C (s) - -
....... a 50o C (s) 20 – 200 32,5 s
Resíduo por evaporação (% em peso) Min. 62% 64,4%
Peneiração (0,84 mm % em peso) Max. 0,1% 0,02%
Carga de partícula Positiva Positiva
PH - 2,67
Desemulsibilidade (% em peso) Max. 50% 16%
Sedimentação (05 dias, % em peso) 5% 1,7%
TAB 4.14. Granulometria da argila calcinada e projeto de PMF enquadrado na faixa
C do DNER, usada neste estudo.
PENEIRAS % Mínima Passando
Pol. mm Projeto (100%
Argila Calcinada) Faixa C
1” 25,4 100 100
¾” 19,1 100 95-100
½” 12,7 76 -
3/8” 9,5 63 40-70
N° 4 4,8 38 20-40
N° 10 2,0 22 10-25
N° 200 0,075 2 0-8
104
Granulometria (PMF) - Faixa C - DNIT
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0.01 0.1 1 10 100
Diâmetro das Partículas (mm)
% Q
ue P
assa
da
Am
ostr
a To
tal
FIG 4.15. Argila calcinada enquadrada na faixa C do DNER para PMF
Para a execução do PMF foi definida empiricamente uma quantidade de 20 % de
água a se acrescentar aos agregados a fim de se propiciar um bom recobrimento,
em função da alta absorção destes. O peso total calculado para a mistura foi de
800g e a ruptura foi realizada com os agregados espalhados em bandeja por 4
horas, como mostra a FIG. 4.16.
FIG 4.16. Mistura de PMF sendo espalhada na bandeja
105
Após a ruptura, foi utilizada a aparelhagem Marshall para a moldagem dos
corpos-de-prova, que depois de compactados foram levados a estufa a 60o C por um
período de 24 horas. Após aguardar 2 horas para a desmoldagem, foram medidos a
espessura e a densidade dos corpos-de-prova. Para a medição da estabilidade, o
corpo-de-prova é colocado por mais 2 horas na estufa a 40o C.
A definição dos 3 teores de emulsão para a determinação do teor ótimo foi
realizada com base no teor ótimo de CAP-20 encontrado na seção anterior. Foram
utilizados inicialmente os teores de 14%, 16% e 18%, porém os resultados
encontrados indicaram um teor ótimo próximo de 14%, logo resolveu-se moldar
corpos-de-prova também no teor de 12%, a fim de confirmar este teor ótimo. Os
percentuais de cada material foram os seguintes:
TEOR 1: 12% Emulsão
92.3% argila calcinada
7.7% ligante (CAP)
TEOR 2: 14% Emulsão
91.0% argila calcinada
9.0% ligante (CAP)
TEOR 3: 16% Emulsão
89.7% argila calcinada
10.3% ligante (CAP)
TEOR 4: 18% Emulsão
88.4% argila calcinada
11.6% ligante (CAP)
Em função da pouca quantidade de material disponível, foram moldados apenas
2 corpos-de-prova em cada teor. Como os resultados se mostraram bastante
dispersos, conforme pode ser visto na TAB. 4.15, em vez de se moldar corpos-de-
prova em um suposto teor ótimo do qual não se tinha plena certeza, foram moldados
então os últimos 12 corpos-de-prova possíveis, sendo 3 em cada teor. Para a
determinação da resistência à tração foram utilizados 2 CPs em cada teor e para o
módulo de resiliência, 1 CP em cada teor, de forma a tentar auxiliar na definição do
teor ótimo. Os 2 últimos corpos-de-prova foram moldados com apenas 600 g de
material. Os valores obtidos para a resistência à tração e os de módulo de resiliência
106
serão apresentados no próximo capítulo. Os ensaios foram realizados a temperatura
de 25o C e os parâmetros obtidos no traço da mistura usada para os ensaios de
resistência à tração se encontram na TAB. 4.16. Para os CPs que foram submetidos
ao ensaio de módulo foram medidas preliminarmente apenas as suas espessuras.
107
TAB 4.15. Traço de PMF com argila calcinada usado neste estudo TRAÇO DE PMF
NÚMERO DA FÓRMULA 1 12% 2 14% 3 16% 4 18% AGREGADO GRAÚDO 3/4 - 1/2: 24% 177.2 174.7 172.2 169.7
Registro no. 1/2 - 3/8: 13% 96.0 94.6 93.3 91.9 D = 1,87 3/8 - No.4: 25% 184.6 182.0 179.4 176.8 No.4 - No. 10: 16% 118.1 116.5 114.8 113.2 AGREGADO GRAÚDO No.10 - No.40: 18% 132.9 131.0 129.2 127.3 Registro no. Pass.40: 4% 29.5 29.1 28.7 28.3 D = 1,87 MATERIAL DE ENCHIMENTO 0 CAP 0 CAP 0 CAP 0 CAP LIGANTE (EMULSÃO / CAP) 96.0 61.8 112.0 72.1 128.0 82.4 144.0 92.7 DENSIDADE TEÓRICA 1.76 1.74 1.73 1.71
12% 14% 16% 18% Corpo-de-prova 1 2 3 4 5 6 7 8
Peso ao ar (g) 708.0 729.9 779.8 784.2 779.9 836.2 784.1 775.0 Peso imerso (g) 328.7 333.7 348.3 348.2 338.7 369.6 348.0 338.9 Peso úmido (g) 747.2 771.2 820.5 827.7 816.8 874.0 812.0 794.7 Densidade aparente (ar) 1.69 1.67 1.65 1.64 1.63 1.66 1.69 1.70 Porcentagem de vazios 4.0% 5.2% 5.4% 6.0% 5.7% 3.9% 1.3% 0.7% Vazios cheios de betume 16.7% 16.5% 16.3% 16.2% 14.1% 14.4% 18.8% 18.9% Vazios do agregado mineral 20.7% 21.7% 21.7% 22.2% 19.8% 18.3% 20.1% 19.6% Relação betume-vazios 80.7% 76.0% 75.1% 73.0% 71.2% 78.7% 93.5% 96.4% Espessura 6.03 5.92 6.61 6.75 6.55 7.02 6.23 6.46 Defletômetro (0.001 mm) 157 270 305 343 240 275 155 148 Estabilidade encontrada (kgf) 244.9 421.2 475.8 535.1 374.4 429.0 241.8 230.9 Estabilidade corrigida (kgf) 267 472 447 487 356 365 249 225 Estabilidade média 370 467 361 237
108
TAB 4.16. Traço de PMF com argila calcinada para a execução do ensaio de resistência à tração deste estudo TRAÇO DE PMF (2)
NÚMERO DA FÓRMULA 1 12% 2 14% 3 16% 4 18% AGREGADO GRAÚDO ¾ – 1/2: 24% 177.2 174.7 172.0 169.9
Registro no. ½ – 3/8: 13% 96.0 94.6 93.2 92.0 D = 1,87 3/8 – No.4: 25% 184.6 182.0 179.2 177.0 No.4 - No. 10: 16% 118.1 116.5 114.7 113.3
AGREGADO GRAÚDO No.10 - No.40: 18% 132.9 131.0 129.0 127.4 Registro no. Pass.40: 4% 29.5 29.1 28.7 28.3 D = 1,87 MATERIAL DE ENCHIMENTO 0 CAP 0 CAP 0 CAP 0 CAP LIGANTE (EMULSÃO / CAP) 96.0 61.8 112.0 72.1 128.0 82.4 144.0 92.7 DENSIDADE TEÓRICA 1.76 1.74 1.73 1.71
12% 14% 16% 18% Corpo-de-prova 1 2 3 4 5 6 7 8
Peso ao ar (g) 792.0 768.9 804.0 775.5 771.9 778.5 742.8 796.1 Peso imerso (g) 348.3 338.1 354.6 350.0 340.3 327.5 312.7 340.9 Peso úmido (g) 822.9 803.7 835.6 803.2 793.2 804.3 773.3 825.6 Densidade aparente (ar) 1.67 1.65 1.67 1.71 1.70 1.63 1.61 1.64 Porcentagem de vazios 5.2% 6.3% 4.3% 2.0% 1.7% 5.7% 5.9% 4.1% Vazios cheios de betume 14.5% 14.3% 12.4% 12.7% 16.8% 16.1% 14.0% 14.2% Vazios do agregado mineral 19.7% 20.6% 16.7% 14.7% 18.5% 21.8% 19.9% 18.3% Relação betume-vazios 73.6% 69.4% 74.3% 86.4% 90.8% 73.9% 70.4% 77.6% Espessura 6.67 6.57 6.21 6.27 6.15 6.52 6.27 6.54 Defletômetro (0.001 mm) 81 85 63 55 43 72 74 80
109
Mesmo estes resultados não apresentaram valores que pudessem levar a uma
conclusão definitiva, porém podem ser utilizados para que se possa ter uma idéia da
ordem de grandeza dos valores de estabilidade para o PMF com argila calcinada,
além do teor ótimo de emulsão. Através dos resultados, de resistência à tração e
módulo de resiliência, que serão apresentados no próximo capítulo, e de uma
análise visual dos corpos-de-prova, foi possível notar que o teor de 12% se
apresentava com escassez e o de 18% com excesso de ligante, indicando que o
melhor teor seria em torno de 14% a 15%, como já se suspeitava inicialmente. A
TAB. 4.17 e a FIG. 4.17 demonstram os resultados obtidos.
TAB 4.17. Valores médios de estabilidade para o PMF com argila calcinada deste
estudo
Teor Estabilidade (kgf)
12% 370
14% 467
16% 361
18% 237
Estabilidade (PMF)
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
11 12 13 14 15 16 17 18 19
Teor de Emulsão (%)
Est
abili
dade
(kgf
)
FIG 4.17. Valores de Estabilidade para o PMF com argila calcinada deste estudo
110
5. ENSAIOS COMPLEMENTARES
MEDINA (1997) relata que foram de FRANCIS HVEEM (1955) as observações
feitas sobre o comportamento dos pavimentos asfálticos sob a ação das cargas de
tráfego que permitem afirmar que a degradação estrutural do pavimento asfáltico é
associada a dois fatores principais:
��A deformação permanente – manifestada pela profundidade das trilhas
de roda e pela irregularidade do perfil longitudinal, que vai crescendo com o número
N. Ou seja, à medida que vai crescendo o número N, vão crescendo as deformações
permanentes nos perfis transversal e longitudinal, que são devidas ao somatório das
deformações permanentes de todas as camadas: do subleito ao revestimento.
��A fadiga à flexão – manifestada pelas trincas em forma de couro de
jacaré no revestimento asfáltico. O revestimento asfáltico sob a ação do tráfego vai
trabalhar a flexão, sofrendo deflexões reversíveis (elásticas) que provocam a
repetição de tensões de tração (σ) e das respectivas deformações relativas (ε) em
sua face inferior. À medida que se repetem as (σ) (e as ε), isto é, à medida que vai
crescendo o número N, o revestimento asfáltico vai enfraquecendo. Inicialmente
aparecem fissuras, seguidas de trincas isoladas que vão tendendo a formar trincas
tipo de couro de crocodilo: é o fenômeno da fadiga.
HVEEM (apud MEDINA, 1997), em 1955 apontava que o projeto deve
considerar, fundamentalmente a repetição do carregamento aplicado. Sistematizou a
observação dos defeitos dos pavimentos e concluiu que a maioria deles tinham
origem na fadiga do revestimento, devido à repetição de pequenas deformações
elásticas.
PINTO (1991) confirma que no nosso país, o principal defeito dos pavimentos
flexíveis é o trincamento por fadiga do revestimento provocado pela repetição das
cargas de tráfego. Por outro lado, a resiliência das camadas granulares é
relativamente elevada para baixos níveis de tensões confinantes atuantes,
contribuindo bastante para o aumento da deformabilidade elástica e, assim,
acelerando o processo de degradação por fadiga dos revestimentos betuminosos ou
de camadas cimentadas.
111
O conhecimento das tensões e deformações em uma seção de pavimento
estudada, permite avaliar a ocorrência de fadiga durante o período de projeto.
Ensaios de laboratório têm sido desenvolvidos para estudar os materiais de
pavimentação sob condições de carregamento similares àqueles de campo. Entre
eles, cita-se o ensaio triaxial de carga repetida para materiais terrosos, permitindo
determinar o módulo de elasticidade ou resiliente sob diferentes condições de
umidade, densidade, tensão confinante, tensão desvio, freqüência do carregamento,
duração e repetição do carregamento.
PINTO e MOTTA (1995) observam que a estimativa da vida de fadiga pode ser
feita em duas condições:
- ensaios de placa ou pistas de simulações de tráfego, como a pista circular do
IPR; ou
- ensaios de laboratório em corpos-de-prova que representam uma modelização
das condições de solicitação, utilizando equipamentos como o mostrado na fig. 5.1.
FIG 5.1. Equipamento do IME para a execução dos ensaios de módulo de
resiliência e fadiga
Neste trabalho, a vida de fadiga foi estudada através de corpos-de-prova
cilíndricos compactados no teor ótimo segundo a metodologia Marshall, utilizando
concreto asfáltico. Para os 27 corpos-de-prova moldados foi realizada uma
programação de ensaios, conforme as quantidades descritas na TAB. 5.1.
112
TAB 5.1. Programação dos ensaios de concreto asfáltico com argila calcinada deste
estudo
Ensaio Quantidade
25o C 3
30o C 2 Resistência à Tração 7
35o C 2
25o C 4
30o C 2 Módulo de Resiliência 8
35o C 2
10% 4
20% 2
30% 3 Fadiga (25o C)* 12
40% 3
(*) inicialmente seriam 3 em cada percentual, mas em função da dispersão de
valores no nível de tensão de 10%, resolveu-se realizar mais 1 ensaio neste nível.
Aproveitando-se os corpos-de-prova não rompidos, onde foram medidos os
módulos de resiliência a 25o C e a 30o C, foram realizados ainda mais 2 ensaios de
resistência à tração (a 30o C e a 35o C). Apesar de não terem sido somados os
golpes recebidos na execução do ensaio de módulo, foram realizados também 2
novos ensaios de fadiga (1 a 10% e 1 a 20%), como mostra a TAB. 5.2. Os corpos-
de-prova onde foi realizado ensaio de módulo a 35o C não foram reaproveitados, em
função das deformações permanentes próximas do friso de carga (em especial)
serem mais intensas do que nas outras temperaturas.
A TAB. 5.2 detalha todos os ensaios realizados em cada corpo-de-prova. Os
resultados obtidos em cada ensaio estão relatados na próxima seção.
Para os corpos-de-prova moldados utilizando-se pré-misturado a frio foram
realizados apenas os ensaios de resistência à tração e módulo de resiliência,
conforme descrito no capítulo anterior: 2 ensaios de resistência à tração e 1 ensaio
de módulo em cada teor estudado, a 25o C.
113
TAB 5.2. Relação de todos os ensaios realizados com os corpos-de-prova de
concreto asfáltico com argila calcinada
CP 1o ENSAIO 2o ENSAIO
1 RT 25o C X
2 RT 25o C X
3 RT 25o C X
4 Fad 40% X
5 Fad 30% X
6 Mod 25o C Fad 10%
7 Fad 40% X
8 Fad 40% X
9 Fad 30% X
10 Fad 30% X
11 Fad 20% X
12 Fad 20% X
13 Mod 25o C Fad 20%
14 Fad 10% X
15 Fad 10% X
16 Mod 25o C RT 30o C
17 RT 30o C X
18 RT 30o C X
19 Mod 30o C -
20 Fad 10% X
21 Mod 35o C X
22 Mod 35o C X
23 RT 35o C X
24 RT 35o C X
25 Mod 30o C -
26 Fad 10% X
27 Mod 25o C RT 35o C
114
5.1 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO
5.1.1 METODOLOGIA DE ENSAIO
O ensaio de resistência à tração por compressão diametral foi realizado segundo
o método ME 138/94 do DNER, utilizando-se a prensa Marshall, com movimento do
êmbolo a uma velocidade de 0,8 ± 0,1 mm/s, como ilustra a FIG. 5.2. Estes ensaios
foram realizados no laboratório do IPR/DNIT.
Inicialmente foram medidas as espessuras e os diâmetros dos corpos-de-prova,
sendo estes colocados então em banho a temperatura controlada de 25oC (3 CPs),
30oC (2 CPs) e 35oC (2 CPs) por um período de 2 (duas) horas. Após este tempo, os
corpos-de-prova foram levados à prensa e aplicada a carga de compressão até a
sua ruptura por separação das 2 metades do CP, segundo o plano diametral vertical.
FIG 5.2. Ilustração do ensaio de resistência à tração por compressão diametral
na prensa utilizada neste estudo
O valor da carga de ruptura (F) é anotado e a resistência à tração por
compressão diametral calculada através da equação 5.1.
115
DhF
R πσ 2= EQ. 5.1
onde:
σR – resistência a tração, em MPa;
F – carga de ruptura, em MPa;
D – diâmetro do CP, em cm;
h – espessura do CP, em cm.
A prensa utilizada possuía um fator de calibração k=1,56, que deve ser
multiplicado ao valor encontrado para se obter o valor final da resistência à tração.
5.1.2 RESULTADOS
5.1.2.1 CONCRETO ASFÁLTICO
Os resultados de resistência à tração obtidos para o concreto asfáltico com argila
calcinada deste estudo estão expressos na TAB. 5.3 e na FIG. 5.3.
TAB 5.3. Resultados dos ensaios de resistência à tração
Ensaio Temp. (o C) RT (MPa) RT Média (MPa)
25o C 0,64
25o C 0,65 Resistência à Tração
25o C 0,66
0,65
30o C 0,36
30o C 0,25 Resistência à Tração
30o C 0,38
0,33
35o C 0,23
35o C 0,22 Resistência à Tração
35o C 0,21
0,22
116
y = 93.559e-0.109x
R2 = 0.905
0.1
1
20 25 30 35 40
Temperatura (o C)
Res
istê
ncia
à T
raçã
o (M
Pa)
FIG 5.3. Resistência à Tração a diversas temperaturas para o CBUQ deste estudo
A resistência à tração por compressão diametral a 25ºC de concretos asfálticos
usuais brasileiros, com agregados tradicionais [PREUSSLER (1983), PINTO (1991)
e MOTTA et al (1993)], varia entre 0,5 MPa e 1,9 MPa para módulos de resiliência
entre 2.000 MPa e 14.600 Mpa, para várias faixas granulométricas e ligantes
distintos (PINTO e PREUSSLER, 2002).
Uma comparação dos valores obtidos neste estudo com os obtidos por PINTO
(1991) para corpos-de-prova de concreto asfáltico com agregados tradicionais e
utilizando o CAP-20 como ligante é mostrada na TAB. 5.4 e na FIG. 5.4.
TAB 5.4. Comparação da Resistência à Tração obtida neste estudo com a obtida
por PINTO (1991)
Ensaio Temp. (o C) RT obtida neste
estudo (Mpa) RT PINTO (Mpa)
Resistência à Tração 25o C 0,65 0,83
Resistência à Tração 30o C 0,33 0,63
Resistência à Tração 35o C 0,22 0,42
117
0.1
1
20 25 30 35 40
Temperatura (o C)
Res
istê
ncia
à T
raçã
o (M
Pa)
Este estudo PINTO (1991)
FIG 5.4. Comparação da Resistência à Tração obtida neste estudo com a obtida
por PINTO (1991)
Os resultados obtidos para a resistência à tração dos corpos-de-prova utilizando
o concreto asfáltico com argila calcinada podem ser considerados bastante
satisfatórios, uma vez que não apresentam uma redução significativa em relação ao
concreto asfáltico com agregado tradicional, especialmente nas temperaturas mais
baixas.
5.1.2.2 PRÉ-MISTURADO A FRIO
Os resultados de resistência à tração obtidos para o PMF preparado com argila
calcinada neste estudo estão expressos na TAB. 5.5 e na FIG. 5.5. A mistura foi
compactada após um tempo de cura de 4 horas e o ensaio de resistência à tração
realizado cerca de 2 a 3 dias após a compactação.
TAB 5.5. Valores de resistência à tração para o PMF com argila calcinada
Teor Resist. à tração (MPa) 12% 0,12 14% 0,09 16% 0,09 18% 0,12
118
FIG 5.5. Valores de resistência à tração para o PMF com argila calcinada
Os resultados obtidos para a resistência à tração utilizando o pré-misturado a frio
com argila calcinada não mostraram uma tendência linear, apresentando os valores
mais elevados nos teores de 12% e 18%.
5.2 MÓDULO DE RESILIÊNCIA
5.2.1 METODOLOGIA DE ENSAIO
No cálculo das tensões e deformações nos modelos elásticos usa-se o clássico
módulo de elasticidade E que também é chamado de Módulo de Young.
Segundo PINTO (1991), denominou-se de Módulo de Resiliência a relação entre
a tensão desvio σd e a deformação elástica (ε). Essa denominação de módulo de
resiliência foi estendida aos resultados obtidos com outros tipos de ensaios, como é
o caso de ensaio de compressão diametral dinâmico nas misturas asfálticas.
O ensaio de compressão diametral estático foi desenvolvido pelo professor
Fernando Luiz Lobo B. Carneiro da COPPE/UFRJ, para a determinação da
resistência à tração de corpos-de-prova cilíndricos de concreto de cimento Portland,
sendo conhecido no exterior como “ensaio brasileiro”.
Resistência à Tração (PMF)
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
0.12
0.14
11 12 13 14 15 16 17 18 19
Teor de Emulsão (%)
Res
iste
ncia
a T
raçã
o (M
Pa)
119
PINTO e PREUSSLER (2002) relatam ainda que Schmidt, da Chevron,
Califórnia, foi quem introduziu esse ensaio para as misturas betuminosas sob
carregamento repetido.
A carga é aplicada por compressão diametral em amostras cilíndricas, induzindo
um estado de compressão na direção vertical e de tração na horizontal. O
carregamento vertical é aplicado e distribuído através de um friso de carga curvo e o
deslocamento horizontal é medido por transdutores do tipo LVDT (“linear variable
differential transformer”).
A aplicação da teoria da elasticidade a misturas asfálticas no ensaio de
compressão diametral, é admissível a níveis de tensão de tração de 50% ou menos
em relação à resistência à ruptura estática e a temperaturas inferiores a 35°C.
O equipamento de compressão diametral utilizado para a determinação dos
módulos de resiliência e estudos de fadiga de misturas betuminosas é mostrado na
FIG. 5.6. A temperatura do ensaio deve ser especificada e controlada mediante o
condicionamento do equipamento em uma câmara termo-regulável, que pode ser
vista na FIG. 5.7. Estes equipamentos mostrados pertencem ao laboratório de solos
do INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA (IME) e foram utilizados nesta pesquisa.
Em resumo, o módulo de resiliência (MR) de misturas betuminosas é a relação
entre a tensão (σt) aplicada repetidamente no plano diametral vertical de uma
amostra cilíndrica de mistura betuminosa e a deformação específica recuperável (εt)
correspondente à tensão aplicada, numa temperatura (T°C), para uma certa
freqüência de aplicação de carga.
Tem-se adotado para o ensaio a temperatura de 25°C (em vez de 30oC como
prevê o ME), com uma freqüência de 60 solicitações por minuto e duração da carga
de 0,10 s, conforme preconiza o método ME 133/94, do DNER.
120
FIG 5.6. Equipamento do IME para execução do ensaio de módulo de resiliência
em corpos-de-prova de misturas betuminosas
FIG 5.7. Câmara do equipamento do IME para controle de temperatura dos
corpos-de-prova
121
O corpo-de-prova é colocado entre os frisos de carga, com o suporte de LVDTs
acoplado e centralizado. Inicialmente os LVDTs são posicionados e zerados, e o
corpo-de-prova é submetido a um condicionamento, no qual é aplicada 10 (dez)
vezes uma carga em forma de pulsos. No equipamento automatizado, a
amostragem é realizada em 3 ciclos de 5 (cinco) pulsos cada, sendo que se algum
dos pulsos estiver com um erro maior do que a porcentagem admissível,
automaticamente serão medidos 10 pulsos para se fazer a média. A pressão inicial
de ensaio é de 0,50 kgf/cm2, com incremento de 0,25 kgf/cm2.
5.2.2 RESULTADOS
5.2.2.1 CONCRETO ASFÁLTICO
Os resultados de módulo de resiliência obtidos para o CBUQ preparado com
argila calcinada deste estudo estão expressos na TAB. 5.6 e na FIG. 5.8.
y = 23118e-0.0989x
R2 = 0.803
100
1000
10000
20 25 30 35 40
Temperatura (o C)
Mód
ulo
Res
ilien
te (M
Pa)
FIG 5.8. Resultados de módulo de resiliência a diversas temperaturas do CBUQ com
argila calcinada deste estudo
122
TAB 5.6. Resultados dos ensaios de módulo de resiliência do CBUQ com argila
calcinada deste estudo
CP T (oC) MÉDIA DO CP (Mpa) MÉDIA FINAL (Mpa)
06_1 25
06_2 25
2641
13_1 25
13_2 25
2129
27_1 25
27_2 25
1488
2086
19_1 30
19_2 30
1126
25_1 30
25_2 30
1011
1068
21_1 35
21_2 35
906
22_1 35
22_2 35
655
780
123
5.2.2.2 PRÉ-MISTURADO A FRIO
Os resultados de módulo de resiliência obtidos para o PMF preparado com argila
calcinada deste estudo estão expressos na TAB. 5.7 e na FIG. 5.9.
TAB 5.7. Valores do módulo de resiliência para o PMF com argila calcinada
* foi adotado apenas o valor do 2o ciclo.
Módulo de Resiliência (PMF)
0
100
200
300
400
500
600
700
11 12 13 14 15 16 17 18 19
Teor de Emulsão (%)
Mód
ulo
(MP
a)
FIG 5.9. Valores de Módulo de Resiliência para o PMF com argila calcinada
Teor Espessura
(cm)
Módulo de resiliência
(MPa)
Módulo de resiliência
médio (MPa) 664*
250 12% 6,29
-
250
401
355 14% 6,65
331
362
624
577 16% 4,58
523
575
395
341 18% 4,71
299
345
124
5.3 FADIGA
5.3.1 METODOLOGIA DE ENSAIO
Para estimativa da vida de fadiga de misturas asfálticas, dispõem-se de ensaios
laboratoriais que procuram simular as condições de solicitação de uma rodovia e os
que procuram uma representação mais simplificada, embora menos aproximada
com a real situação de pista.
No primeiro grupo, estão os ensaios executados em placas ou vigas apoiadas
em suporte que visam representar as camadas subjacentes ao revestimento. No
segundo grupo, estão classificados os ensaios laboratoriais executados em corpos-
de-prova cilíndricos ou prismáticos, submetidos a níveis de tensões ou deformações
de modo a simular a condição de solicitação no campo.
Os métodos experimentais podem ser classificados em função do carregamento
imposto, do seguinte modo (PINTO, 1991):
• Condição de Carga:
�� Estática – Fluência, Relaxação, Velocidade de Deformação Constante;
�� Dinâmica – Senoidal, Pulsatória.
• Tipo de Carga:
�� Compressão simples;
�� Compressão diametral;
�� Tração;
�� Flexão simples ou em balanço;
�� Triaxial;
�� Rotativa – torção.
Os ensaios sob carga dinâmica distinguem-se, quanto ao processo empregado
para desenvolver tensões e deformações repetidas: torção, tração direta ou indireta,
flexão.
O ensaio de compressão diametral é bastante utilizado devido à sua simplicidade
de execução e por se aproximar das condições de solicitação produzidas na fibra
inferior das camadas de revestimento - estado biaxial de tensões, no ensaio. Além
disso, as mostras são aquelas preparadas para a definição do projeto das misturas
125
pelo método Marshall e podem ser facilmente coletadas no campo com sondas
rotativas (PINTO, 1991).
A carga repetida pode ser induzida através de uma solicitação simples ou
complexa. Na solicitação simples, os parâmetros de carga como a forma, duração,
freqüência, nível, intervalo entre as cargas são mantidos constantes durante o
ensaio. Na solicitação complexa, os parâmetros de carga variam ao longo do ensaio.
Embora na prática corrente os pavimentos estejam submetidos a solicitações
complexas, os centros de pesquisa freqüentemente realizam ensaios de fadiga sob
condições de solicitação simples.
Os equipamentos laboratoriais para ensaios de carga repetida permitem a
aplicação de carregamentos cíclicos ao material sob o regime de tensão controlada
e de deformação controlada. Assim, a grande separação que se pode fazer entre os
diferentes ensaios é quanto ao modo de solicitação.
PINTO (1991) relata que no ensaio de tensão controlada (TC), a carga aplicada
é mantida constante e as deformações resultantes aumentam no decorrer do ensaio.
O ensaio de deformação controlada (DC) envolve a aplicação de cargas repetidas
que produzam uma deformação constante ao longo do ensaio, o que conduz a uma
diminuição da carga aplicada, para manter a deformação constante. Em ambos os
ensaios há uma redução da rigidez inicial do material a um nível que pode ser pré-
estabelecido, no sentido de definir o fim do ensaio.
PINTO (1991) mostrou que para as condições predominantes de estruturas de
pavimentos brasileiros, o comportamento à tensão controlada ocorre na maioria das
vezes e que para algumas misturas betuminosas estudadas, a diferença entre as
curvas obtidas de ensaios à tensão controlada e à deformação controlada não é
muito relevante.
No ensaio à tensão controlada, o critério de fadiga está associado à fratura da
amostra. A carga é mantida constante ao longo do ensaio e as deformações atingem
um valor máximo até o estágio de colapso do corpo-de-prova. Portanto, a vida de
fadiga (N) é definida como o número total de aplicações de uma carga necessária à
fratura completa da amostra.
No ensaio à deformação controlada, o critério de fadiga não está condicionado à
ruptura completa do corpo-de-prova. Para que a deformação seja mantida constante
ao longo do ensaio, é necessário que haja uma diminuição do carregamento
126
aplicado. Alguns autores definem a vida de fadiga à deformação controlada como o
número de repetições da carga capaz de reduzir o desempenho ou rigidez inicial da
amostra a um nível pré-estabelecido. Consideram esses autores que uma redução
de módulo de rigidez ou de resiliência, da ordem de 50%, define o fim do ensaio, ou
seja, da vida de fadiga. PINTO (1991) admite que o fim do ensaio é atingido quando
a carga aplicada para manter a deformação é reduzida de 40% ou 50% da carga
inicial.
Neste trabalho, a vida de fadiga foi estudada utilizando-se o ensaio de
compressão diametral, com corpos-de-prova cilíndricos, a níveis de tensão
controlada variando de 10% a 40% do valor obtido para a resistência à tração
estática indireta. No equipamento automatizado pertencente ao IME, que foi utilizado
neste estudo, o corpo-de-prova é colocado entre os cutelos de aplicação da carga,
como mostra a FIG. 5.10, e são digitados os valores do sigmaT máximo e do nível
de tensão (NT) desejado. O programa calcula então a diferença de tensões e a força
a ser empregada. Esta força se correlaciona com a pressão do cilindro aplicador de
carga. Ao atingir a pressão alvo no cilindro inicia-se a contagem do número de
golpes, que é efetuada até a ruptura do corpo-de-prova.
A temperatura do ensaio adotada é de 25°C + 0,5°C, fácil de manter no
laboratório. Tem-se modelado os resultados dos ensaios de fadiga em termos de
deformação específica resiliente inicial e da diferença de tensões (∆σ) – estado
biaxial de tensões “versus” número de solicitações do carregamento repetido (N) –
Vida de Fadiga.
FIG 5.10. Detalhe do CP no equipamento utilizado neste estudo para execução
do ensaio de fadiga em corpos-de-prova de misturas betuminosas
127
5.3.2 RESULTADOS
Os resultados de fadiga obtidos para a mistura tipo CBUQ preparada com argila
calcinada neste estudo se encontram na TAB. 5.8 e nas FIG. 5.11 e 5.12.
TAB 5.8. Valores obtidos nos ensaios de fadiga para a mistura tipo CBUQ preparada
com argila calcinada neste estudo
Corpo-de-prova
Nível de Tensão
(%)
Número de Golpes
Dif. Tensões ∆σ ∆σ ∆σ ∆σ
Def. Especif. Resiliente Inicial εεεεi (cm/cm)
7 40 396 1.04 1,24 x 10-4
8 40 491 1.04 1,24 x 10-4
9 30 1353 0.78 9,29 x 10-5
10 30 1296 0.78 9,29 x 10-5
11 20 2757 0.52 6,19 x 10-5
12 20 4680 0.52 6,19 x 10-5
14 10 44596 0.26 3,10 x 10-5
15 10 22769 0.26 3,10 x 10-5
20 10 14365 0.26 3,10 x 10-5
26 10 8892 0.26 3,10 x 10-5
y = 586.48x-2.61
R2 = 0.926
100
1000
10000
100000
0.1 1 10
Diferença de Tensões ∆σ∆σ∆σ∆σ (Mpa)
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.11. Vida de fadiga x diferença de tensões
128
y = 3E-08x-2.61
R2 = 0.926
100
1000
10000
100000
0.00001 0.0001 0.001
Deformação Específica Resiliente Inicial
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.12. Vida de fadiga x deformação específica resiliente inicial
Visando se obter um melhor ajuste, foi subtraído o resultado do corpo-de-prova
no 26, obtendo-se os resultados expressos nas FIG. 5.13 e 5.14.
y = 561.33x-2.82
R2 = 0.960
100
1000
10000
100000
0.1 1 10
Diferença de Tensões ∆σ ∆σ ∆σ ∆σ (Mpa)
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.13. Vida de fadiga x diferença de tensões
129
y = 5E-09x-2.82
R2 = 0.960
100
1000
10000
100000
0.00001 0.0001 0.001Deformação Específica Resiliente Inicial
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.14. Vida de fadiga x deformação específica resiliente
Com a introdução dos valores obtidos dos corpos-de-prova no 6 e 13, expressos
na TAB. 5.9, que já haviam passado pelo ensaio de módulo, se obteve uma nova
reta de ajuste, mostrada nas FIG.s 5.15 e 5.16. Estes valores foram considerados
neste estudo pois, apesar de não terem sidos somados os golpes que os CPs já
haviam sofrido durante o ensaio de módulo, os valores obtidos para o número de
golpes em cada nível de tensão foram superiores aos mínimos obtidos
anteriormente.
TAB 5.9. Valores dos ensaios de fadiga com a introdução de mais 2 ensaios Corpo-de-
prova Nível de
Tensão (%) Número de
Golpes Dif. Tensões
∆σ ∆σ ∆σ ∆σ (Mpa) Def. Especif. Resiliente
Inicial ε ε ε εi (cm/cm) 7 40 396 1.04 1,24 x 10-4 8 40 491 1.04 1,24 x 10-4 9 30 1353 0.78 9,29 x 10-5
10 30 1296 0.78 9,29 x 10-5 11 20 2757 0.52 6,19 x 10-5 12 20 4680 0.52 6,19 x 10-5 14 10 44596 0.26 3,10 x 10-5 15 10 22769 0.26 3,10 x 10-5 20 10 14365 0.26 3,10 x 10-5 26 10 8892 0.26 3,10 x 10-5 6 10 34165 0.26 3,10 x 10-5
13 20 2989 0.52 6,19 x 10-5
130
y = 568.34x-2.71
R2 = 0.929
100
1000
10000
100000
0.1 1 10
Diferença de Tensões ∆σ∆σ∆σ∆σ (Mpa)
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.15. Vida de fadiga x diferença de tensões com a introdução de mais 2 CPs
y = 1E-08x-2.71
R2 = 0.929
100
1000
10000
100000
0.00001 0.0001 0.001Deformação Específica Resiliente Inicial
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.16. Vida de fadiga x deformação específica resiliente com a introdução de
mais 2 CPs
Novamente foi subtraído o ponto referente ao corpo-de-prova no 26, chegando
finalmente aos resultados expostos nas FIG.s 5.17 e 5.18.
131
y = 542.83x-2.89
R2 = 0.963
100
1000
10000
100000
0.1 1 10
Diferença de Tensões ∆σ∆σ∆σ∆σ (Mpa)
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.17. Representação da Vida de fadiga x diferença de tensões para o CBUQ
com argila calcinada deste estudo
y = 3E-09x-2.89
R2 = 0.963
100
1000
10000
100000
0.00001 0.0001 0.001
Deformação Específica Resiliente Inicial
Vid
a de
Fad
iga
(N)
FIG 5.18. Representação da Vida de fadiga x deformação específica resiliente inicial
para o CBUQ com argila calcinada deste estudo
132
Logo, as equações consideradas representativas para a vida de fadiga em
função da diferença de tensões (em MPa) e da deformação específica resiliente
inicial para o CBUQ com argila calcinada deste estudo foram, respectivamente:
N = 542.83 (∆σ)-2.89 EQ. 5.2
N = 3 x 10-9 (ε)-2.89 EQ. 5.3
São apresentadas nas FIG.s 5.19 e 5.20 e na TAB. 5.10, uma comparação entre
os valores acima mencionados e os obtidos por PINTO (1991) para um concreto
asfáltico com agregados tradicionais com um CAP-20 semelhante ao usado neste
experimento.
100
1000
10000
100000
0.1 1 10
Diferença de Tensões ∆σ∆σ∆σ∆σ (Mpa)
Vid
a de
Fad
iga
(N)
Este estudo Pinto (1991)
FIG 5.19. Comparação entre as curvas de fadiga em função da diferença de tensões
para o CBUQ deste estudo e um CBUQ convencional
133
100
1000
10000
100000
0.00001 0.0001 0.001
Deformação Específica Resiliente Inicial
Vid
a de
Fad
iga
(N)
Obtida Pinto
FIG 5.20. Comparação entre as curvas de fadiga em função da deformação
específica resiliente inicial para o CBUQ deste estudo e um CBUQ convencional
TAB 5.10. Comparação entre parâmetros utilizados, valores obtidos e equações
obtidas para o CBUQ deste estudo e um CBUQ convencional
N x ∆σ∆σ∆σ∆σ N x εεεε Amostra Faixa DNER Ligante Módulo de
Resiliência (MPa) σσσσt
(MPa) k1 n k2 n2 Este estudo B CAP-20 2086 0,65 5,43x102 -2,89 3x10-9 -2,89
PINTO (1991) B CAP-20 3520 0,81 5,63x105 -2,61 2,0x10-8 -2,61
Os valores obtidos para a vida de fadiga nos ensaios com CBUQ utilizando a
argila calcinada como agregado podem ser considerados satisfatórios em
comparação com os valores obtidos para um CBUQ com agregado tradicional. A
aparente inversão entre os gráficos de comparação 5.19 e 5.20 se explica pela
diferença encontrada nos valores de módulo de resiliência para o CBUQ com argila
calcinada utilizado neste estudo e o CBUQ convencional.
134
6. APLICAÇÃO DOS RESULTADOS NO PROJETO DE PAVIMENTAÇÃO DA BR-163
6.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
A deflexão de um pavimento caracteriza a resposta das camadas estruturais e
do subleito à aplicação do carregamento. Quando uma carga é aplicada em um
ponto (ou uma área) da superfície do pavimento, todas as camadas fletem devido às
tensões e às deformações geradas pelo carregamento. O valor da deflexão em cada
camada geralmente diminui com a profundidade e com o distanciamento do ponto
de aplicação da carga e depende ainda do módulo de elasticidade das camadas. A
partir de certas distâncias e profundidades as deflexões tornam-se muito pequenas e
até nulas.
Os pavimentos mais robustos estruturalmente fletem menos do que os
pavimentos mais debilitados. A significativa diferença na “resposta” entre os
pavimentos robustos e debilitados indica os efeitos no desempenho estrutural. Assim
sendo, pavimentos com deflexões mais baixas suportam maior número de
solicitações de tráfego.
Um projeto de pavimento flexível bem concebido, deve atender limitações de:
• Tensões que possam provocar ruptura por cisalhamento;
• Deformações permanentes; e
• Deformações recuperáveis ou elásticas.
Um pavimento bem dimensionado, em função do CBR, em geral garante as duas
primeiras condições. Contudo, a repetição das cargas transientes pode levar a
ruptura por fadiga do revestimento betuminoso prematuramente, se não for
considerado o limite admissível das deformações elásticas para um “N” de projeto –
repetição do carregamento.
Para SANTANA (1992), não se dispondo de resultados de laboratório pode-se
tomar as faixas de valores para o módulo de resiliência e os µ seguintes constantes
da TAB. 6.1.
135
TAB 6.1. Valores do módulo de resiliência e coeficiente de Poisson sugeridos por
SANTANA (1992)
CAMADA MR (MPa) µµµµ
Concreto Asfáltico 2.000 – 4.000 0,30
Base Granular 300 - 500 0,35
Sub-base (Granular) 150 – 300 0,35
Subleito 7 CBR – 13 CBR 0,45
PINTO (2004) recomenda a adoção dos valores típicos relacionados na TAB. 6.2
para o módulo de resiliência, e MOTTA (1991) aconselha a utilização dos valores
relacionados na TAB. 6.3 para o coeficiente de Poisson:
TAB 6.2. Valores de módulo de resiliência recomendados por PINTO (2004)
Média Mínimo Máximo Camada
(MPa) (MPa) (Mpa)
Revestimentos (CA) 3000 1500 6000
Bases Granulares 250 100 700
Sub-bases Granulares 160 90 300
Reforço do Subleito 150 70 250
Subleitos 100 50 250
TAB 6.3. Valores do coeficiente de Poisson recomendados por MOTTA (1991) Camada Coef. de Poisson
Betuminosa 0,30
Granular 0,35
Argilosa 0,45
6.2 VERIFICAÇÃO DO DIMENSIONAMENTO COM UTILIZAÇÃO DO PROGRAMA
FEPAVE2
Para a avaliação dos resultados obtidos e aplicação no projeto de pavimentação
da BR-163, desenvolvido por VIEIRA e SOUZA (2002), foi escolhida como
136
ferramenta o programa computacional FEPAVE2, por ser de fácil utilização e
disponibilidade.
O programa FEPAVE utiliza o método dos elementos finitos para o cálculo de
tensões e deslocamentos de estruturas de pavimentos. O perfil proposto é dividido
em malhas quadrangulares e a carga de uma roda é aplicada na superfície,
distribuída uniformemente em uma área circular. Para estruturas não-lineares, a
carga de roda é aplicada em incrementos iguais e os módulos dos elementos são
calculados pelas equações de resiliência, definidas nos ensaios de laboratório,em
função dos níveis de tensões gerados pelo incremento de carga anterior. Os
módulos iniciais podem ser calculados com a consideração ou não das tensões
gravitacionais. Admite até 12 camadas estratificadas e caracterizadas por
parâmetros de resiliência, no caso de materiais de comportamento não-linear, ou por
módulos constantes para os materiais elástico-lineares. Devem ser também
fornecidos os coeficientes de Poisson, peso específico, coeficiente de empuxo no
repouso para os materiais terrosos e a variação do módulo de resiliência do material
betuminoso com a temperatura, ao longo da espessura da camada do
revestimento.(SILVA, 1995)
MOTTA (1991) e SILVA (1995) desenvolveram rotinas que facilitaram o arquivo
de saída do programa e também a entrada dos dados no FEPAVE.
Com relação ao projeto de pavimentação da BR-163 desenvolvido por VIEIRA e
SOUZA (2002), o estudo do subleito revelou a existência de solos lateríticos com
valor de CBR predominante baixo (menor que 10%) e as análises estatísticas
indicaram um valor estimado de projeto para o CBR de 6%.
A partir do número N = 8,85 x 106 obtido nos estudos de tráfego, foi adotado um
pavimento constituído por:
♦ Reforço do subleito: 20,0 cm de solo com CBR mínimo de 10%;
♦ Sub-base: 20,0 cm de solo estabilizado granulometricamente (solo laterítico
com CBR superior a 20);
♦ Base: 15,0 cm de camada estabilizada granulometricamente (mistura de solo
laterítico com areia, com CBR superior a 80);
♦ Revestimento: 7,5 cm de CBUQ.
Sendo assim, para o desenvolvimento da análise mecanística tomou-se esta
estrutura inicial como primeira alternativa para o cálculo das tensões, variando-se a
137
seguir a espessura do revestimento. Foram adotados inicialmente os valores
constantes da TAB. 6.4. O módulo de resiliência para o concreto asfáltico foi o
apresentado no capítulo anterior, na temperatura de 25o C. Para o subleito,
selecionou-se aleatoriamente uma amostra de solo ensaiada por CHAGAS (2004),
tendo sido escolhido o km 176, cujos resultados se encontram na TAB. 6.5 e nas
FIG. 6.1 e 6.2. Em função da pouca dispersão de valores, foi adotado o valor médio
de 147,1 MPa (excluído o primeiro ponto) como um valor constante para o módulo
de resiliência do subleito.
TAB 6.4. Valores de módulo de resiliência, coeficiente de Poisson e espessuras adotados neste estudo
CAMADA MR (kgf/cm2) µµµµ ESP (cm)
Concreto asfáltico com argila calcinada 2086* 0,30 5,0, 7,5 e 10,0
Concreto asfáltico tradicional 3000 0,30 5,0, 7,5 e 10,0
Pré-misturado a frio com argila calcinada 500 0,30 7,5 e 10,0
Base granular 300 0,35 15,0
Sub-base (granular) 220 0,35 20,0
Reforço do subleito 180 0,40 20,0
Subleito 147* 0,45 -
(*) medido neste estudo
TAB 6.5. Valores de módulo de resiliência obtidos para o subleito do km 176 da BR-163
σσσσ3 (MPa) �d (MPa) V.Médio(mm) εεεε M.R.(MPa) 0.021 0.021 0.006744 0.000034 611 0.021 0.041 0.045092 0.000225 183 0.021 0.062 0.095760 0.000479 129 0.034 0.034 0.049171 0.000246 140 0.034 0.069 0.114776 0.000574 120 0.034 0.103 0.172045 0.000860 120 0.051 0.051 0.073286 0.000366 139 0.051 0.103 0.164188 0.000821 125 0.051 0.154 0.227829 0.001140 136 0.069 0.069 0.083965 0.000420 163 0.069 0.137 0.187792 0.000939 146 0.069 0.206 0.275378 0.001378 149 0.103 0.103 0.107069 0.000536 192 0.103 0.206 0.241640 0.001209 170
138
FIG 6.1. MR X sigma d FIG 6.2. MR X sigma 3
Diversos modelos de fadiga, relacionados às tensões ou deformações de tração
foram formulados ao longo dos últimos 30 anos, em vários centros de pesquisa.
Dentre eles, se destacam os modelos da SHELL OIL, do ASPHALT INSTITUTE e de
Berkeley. Alguns modelos propostos por PINTO (1991), para a previsão do número
de repetições de carga, mais representativos da condição brasileira são a seguir
apresentados: 033,065,2
9 111007,9
−−
���
����
����
����
�×=
Rtf M
Nε
EQ.6.1.
Onde:
εt – máxima deformação específica horizontal de tração na face inferior da camada
betuminosa, cm/cm;
MR – módulo de resiliência do concreto betuminoso, em kgf/cm2.
Especificamente para um CAP-20, ligante do mesmo tipo que o utilizado neste
estudo, PINTO (1991) obteve as seguintes relações: 61,2
5 11063,5 �
�
���
�
∆×=
σLN EQ. 6.2
61,2
8 11004,2 ��
�
����
�×= −
i
Nε
EQ. 6.3
139
LoC NfN = EQ.6.4
Onde:
NL - número de repetições de carga necessárias à ruptura completa da mistura
betuminosa no laboratório, no ensaio de compressão diametral à tensão controlada
– Vida de Fadiga;
∆σ - diferença algébrica entre as tensões horizontal (de tração) e vertical (de
compressão) no centro da amostra;
fO – fator laboratório-campo definido nos estudos de PINTO, tomado igual a: fo = 104;
NC – número terminal de solicitações do eixo padrão rodoviário, para uma área
afetada por trincas de fadiga de ordem de 20% da área total do respectivo
revestimento.
A previsão da deformação permanente de forma indireta, pode ser considerada
através de tensões verticais e deformações causadas pelas cargas aplicadas nos
pavimentos.
A limitação da tensão vertical no topo do subleito é um critério bastante utilizado
devido ser a camada de menor resistência ao cisalhamento e, portanto, com aptidão
para plastificação. HEUKELOM E KLOMP indicam para pavimentos dimensionados
pelo método do CBR, o modelo abaixo:
NM R
admV log70,01006,0
)(+
=σ EQ.6.5
R
admVadmV M
)()(
σε = EQ.6.6
onde:
(σV )adm - tensão vertical admissível no topo do subleito, kgf/cm2;
MR – módulo de resiliência do subleito, kgf/cm2:
N – número de aplicações de carga.
Para a determinação da deflexão máxima admitida foi utilizado o modelo
proposto por PINTO e PREUSSLER (2002):
Padm ND log188,0148,3log −= EQ.6.7
140
Os valores da deflexão máxima admissível e da tensão vertical admissível no
subleito foram obtidos, para os valores de N e MR do subleito adotados e já citados,
através das equações 6.7 e 6.6, respectivamente:
Dadm = 0,69 mm
σσσσV adm = 1,50 kgf/cm2
Os valores da diferença de tensões e da deformação específica resiliente
admissíveis foram obtidos através das equações 5.2 e 5.3, para CBUQ com argila
calcinada deste estudo, e 6.2 e 6.3 para um CBUQ convencional (PINTO, 1991), e
considerando o N = 8,85 X 106 :
∆∆∆∆σσσσ adm = 8,4 kgf / cm2 (argila calcinada)
εεεεadm = 0,00024 cm/cm (argila calcinada)
∆∆∆∆σσσσ adm = 11,9 kgf / cm2 (agregado tradicional)
εεεεadm = 0,00020 cm/cm (agregado tradicional)
Não foi possível realizar ensaios de fadiga com os corpos-de-prova de pré-
misturado a frio com argila calcinada. Os resultados obtidos através do FEPAVE
para as várias estruturas analisadas estão detalhados nas TAB. 6.6 a 6.8 e nas FIG.
6.3 a 6.14, bem como os valores admissíveis pertinentes a cada caso.
TAB 6.6. Valores obtidos no programa Fepave para o revestimento de concreto
asfáltico com argila calcinada, em comparação com os valores admissíveis
REVESTIMENTO COM ARGILA CALCINADA
Espessura do
revestimento (cm) D (0.01mm) εεεεi (cm/cm) ∆σ (∆σ (∆σ (∆σ (kgf/cm2) σσσσv ((((kgf/cm2)
5,0 24 2,9 x 10-4 7.9 0.073
7,5 23 2,3 x 10-4 6.0 0.067
10,0 22 1,7 x 10-4 4.7 0.062
ADMISSÍVEL 69 2,4 x 10-4 8.4 1.50
141
TAB 6.7. Valores obtidos no programa Fepave para o revestimento de concreto
asfáltico com agregado tradicional, em comparação com os valores admissíveis
REVESTIMENTO COM AGREGADO TRADICIONAL
Espessura do
revestimento (cm) D (0.01mm) εεεεi (cm/cm) ∆σ (∆σ (∆σ (∆σ (kgf/cm2) σσσσv ((((kgf/cm2)
5,0 24 3,1 x 10-4 9.7 0.071
7,5 22 1,8 x 10-4 6.4 0.065
10,0 21 1,4 x 10-4 5.1 0.060
ADMISSÍVEL 69 2,0 x 10-4 11.9 1.50
TAB 6.8. Valores obtidos no programa Fepave para o revestimento de pré-misturado
a frio com argila calcinada
REVESTIMENTO COM ARGILA CALCINADA
ESPESSURA D (0.01mm) εεεεi (cm/cm) ∆σ (∆σ (∆σ (∆σ (kgf/cm2) σσσσv ((((kgf/cm2)
7,5 cm 24 2,7 x 10-4 3,7 0.065
10,0 cm 23 2,5 x 10-4 3,4 0.060
Onde:
D - deflexão
εi - deformação específica resiliente
∆σ - diferença de tensões no revestimento
σv – tensão vertical no subleito
142
Argila Calcinada - Deflexão
0
10
20
30
40
50
60
70
80
2.5 5 7.5 10 12.5Espessura do Revestimento (cm)
Def
lexã
o (0
.01m
m)
Obtida Admitida
FIG. 6.3. Valores de deflexão para 3 espessuras de revestimento com argila
calcinada, comparados com o valor admissível
Argila Calcinada - Diferença de Tensões
0
2
4
6
8
10
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
∆σ (
∆σ (
∆σ (
∆σ (k
gf/c
m2)
Obtida Admitida
FIG. 6.4. Valores de diferença de tensões para 3 espessuras de revestimento com
argila calcinada, comparados com o valor admissível
143
Argila Calcinada - Deformação Específica Resiliente
0
0.0001
0.0002
0.0003
0.0004
0.0005
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
εε εε (c
m/c
m)
Obtida Admitida
FIG. 6.5. Valores de deformação específica resiliente para 3 espessuras de
revestimento com argila calcinada, comparados com o valor admissível
Argila Calcinada - Tensão Vertical no Subleito
0
0.5
1
1.5
2
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
σσ σσ v (k
gf/c
m2)
Obtida Admitida
FIG. 6.6. Valores de tensão vertical no subleito para 3 espessuras de revestimento
com argila calcinada, comparados com o valor admissível
144
Agregado Tradicional - Deflexão
0
50
100
150
200
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
D (0
.01m
m)
Obtida Admitida
FIG. 6.7. Valores de deflexão para 3 espessuras de revestimento com agregado
tradicional, comparados com o valor admissível
Agregado Tradicional - Diferença de Tensões
0
2
4
6
8
10
12
14
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
∆σ (
∆σ (
∆σ (
∆σ (k
gf/c
m2)
Obtida Admitida
FIG. 6.8. Valores de diferença de tensões para 3 espessuras de revestimento com
agregado tradicional, comparados com o valor admissível
145
Agregado Tradicional - Deformação Específica Resiliente
0
0.0001
0.0002
0.0003
0.0004
0.0005
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
εε εε (c
m/c
m)
Obtida Admitida
FIG. 6.9. Valores de deformação específica resiliente para 3 espessuras de
revestimento com agregado tradicional, comparados com o valor admissível
Agregado Tradicional - Tensão Vertical no Subleito
0
0.5
1
1.5
2
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
σσ σσ v (k
gf/c
m2)
Obtida Admitida
FIG. 6.10. Valores de tensão vertical no subleito para 3 espessuras de revestimento
com agregado tradicional, comparados com o valor admissível
146
Argila Calcinada (PMF) - Deflexão
0
10
20
30
40
50
60
70
80
2.5 5 7.5 10 12.5Espessura do Revestimento (cm)
Def
lexã
o (0
.01m
m)
Obtida
FIG. 6.11. Valores de deflexão para 2 espessuras de revestimento em PMF com
argila calcinada, comparados com o valor admissível
Argila Calcinada (PMF) - Diferença de Tensões
0
2
4
6
8
10
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
∆σ (
∆σ (
∆σ (
∆σ (k
gf/c
m2)
Obtida
FIG. 6.12. Valores de diferença de tensões para 2 espessuras de revestimento em
PMF com argila calcinada
147
Argila Calcinada (PMF) - Deformação Específica Resiliente
0
0.0001
0.0002
0.0003
0.0004
0.0005
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
εε εε (c
m/c
m)
Obtida
FIG. 6.13. Valores de deformação específica resiliente para 2 espessuras de
revestimento em PMF com argila calcinada
Argila Calcinada (PMF) - Tensão Vertical no Subleito
0
0.5
1
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
σσ σσ v (k
gf/c
m2)
Obtida
FIG. 6.14. Valores de tensão vertical no subleito para 2 espessuras de revestimento
em PMF com argila calcinada
148
6.3 ANÁLISE DOS RESULTADOS
Todos os revestimentos em concreto asfáltico com 7,5 cm e 10,0 cm de
espessura foram aprovados nos critérios de verificação. Como os valores de módulo
de resiliência utilizados nas verificações do dimensionamento, baseados nos obtidos
para o subleito, foram superiores aos valores médios recomendados por PINTO
(2004) na TAB. 6.2, foi testada então, finalmente, uma outra alternativa de
verificação do dimensionamento. Foram utilizados os valores de módulo de
resiliência obtidos para o concreto asfáltico com argila calcinada na camada de
revestimento e os valores mínimos de módulo de resiliência recomendados por
PINTO (2004) para as demais camadas, nas espessuras de 7,5 cm e 10,0 cm, como
mostra a TAB. 6.9. Os resultados obtidos através do FEPAVE estão expressos na
TAB. 6.10 e nas FIG. 6.15 a 6.18.
TAB 6.9. Valores de módulo de resiliência, coeficiente de Poisson e espessuras
adotados na segunda verificação
CAMADA MR (kgf/cm2) µµµµ ESP (cm)
Concreto asfáltico com argila calcinada 20.860* 0,30 7,5 e 10,0
Base granular 1000 0,35 15,0
Sub-base (granular) 900 0,35 20,0
Reforço do subleito 700 0,40 20,0
Subleito 500 0,45 -
TAB 6.10. Valores obtidos no programa Fepave para o revestimento de concreto
asfáltico com argila calcinada na segunda verificação, em comparação com os
valores admissíveis
REVESTIMENTO COM ARGILA CALCINADA – MÓDULOS MÍNIMOS
ESPESSURA D (0.01mm) εεεεi (cm/cm) ∆σ (∆σ (∆σ (∆σ (kgf/cm2) σσσσv ((((kgf/cm2)
7,5 cm 59 3,9 x 10-4 8.7 0.06
10,0 cm 54 2,6 x 10-4 6.3 0.05
ADMISSÍVEL 69 2,4 x 10-4 8.4 0.50
149
Argila Calcinada - Deflexão
01020304050607080
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
D (0
.01m
m)
Obtida Admitida
FIG. 6.15. Valores de deflexão para 2 espessuras de revestimento com argila
calcinada, comparados com o valor admissível – segunda verificação
Argila Calcinada - Diferença de Tensões
0
2
4
6
8
10
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
∆σ (
∆σ (
∆σ (
∆σ (k
gf/c
m2)
Obtida Admitida
FIG. 6.16. Valores de diferença de tensões para 2 espessuras de revestimento com
argila calcinada, comparados com o valor admissível – segunda verificação
150
Argila Calcinada - Deformação Específica Resiliente
0
0.0001
0.0002
0.0003
0.0004
0.0005
2.5 5 7.5 10 12.5Espessura do Revestimento (cm)
εε εε (c
m/c
m)
Obtida Admitida
FIG. 6.17. Valores de deformação específica resiliente para 2 espessuras de
revestimento com argila calcinada, comparados com o valor admissível – segunda
verificação
Argila Calcinada - Tensão Vertical no Subleito
0
0.5
1
2.5 5 7.5 10 12.5
Espessura do Revestimento (cm)
σσ σσ v (k
gf/c
m2)
Obtida Admitida
FIG. 6.18. Valores de tensão vertical no subleito para 2 espessuras de revestimento
com argila calcinada, comparados com o valor admissível – segunda verificação
151
Os valores de deflexão, diferença de tensões, deformação específica resiliente e
tensão vertical no subleito obtidos para o revestimento de concreto asfáltico com
argila calcinada podem ser tratados, de uma forma geral, como satisfatórios, se for
considerado que estão muito próximos dos admissíveis, especialmente para o
revestimento com espessura de 10 cm, e que foram verificados com os valores
mínimos para os módulos de resiliência. Associando esses valores aos bons
resultados obtidos na TAB. 6.6, que contém valores mais prováveis para os módulos
de resiliências dos solos da região, e comparando-se com os obtidos para um
revestimento com agregados tradicionais, fica demonstrada a viabilidade técnica da
utilização da argila calcinada como agregado em misturas asfálticas para
pavimentação. Os resultados obtidos para o revestimento em pré-misturado a frio
também indicam boa possibilidade de utilização, necessitando, entretanto, de
maiores estudos a fim de se realizar ensaios de fadiga e deformação permanente,
melhor definindo também os valores de módulo de resiliência e resistência à tração.
152
7. CONCLUSÕES E SUGESTÕES
7.1 CONCLUSÕES
Os resultados obtidos neste estudo comprovam a viabilidade técnica da
utilização do agregado de argila calcinada em misturas asfálticas para a
pavimentação na Região Amazônica. A metodologia para a produção deste
agregado foi praticamente definida, devendo ser empregados equipamentos
industriais de grande porte semelhantes aos equipamentos de pequeno porte
utilizados neste estudo para uma obra real.
Esta metodologia deve, entretanto, sofrer ajustes e otimizações, sobretudo no
que diz respeito à temperatura e ao tempo de calcinação, visando sempre a melhora
da qualidade final do agregado e a redução dos custos de produção.
Uma temperatura e um tempo de calcinação um pouco mais elevados que os
adotados neste estudo provavelmente irão levar a um agregado de resistência
superior, porém deve-se analisar se esta melhoria é economicamente interessante,
em função do aumento nos custos que certamente ocorrerá. Em síntese, deve-se
buscar o equilíbrio entre a qualidade do agregado e os custos de produção.
É certo que as características químicas e mineralógicas do solo, associadas às
suas características físicas, exercem influência na qualidade do agregado produzido.
Se possível, devem ser realizados sempre ensaios de análise química e difração de
raios-x com as amostras de solos estudadas, afim de se obter uma gama maior de
dados para uma melhor definição das características desejáveis em solos argilosos
para a produção de argila calcinada, uma vez que estas características não são
claramente definidas.
Ressalta-se que a temperatura e o tempo de queima variam conforme a
natureza da argila e do forno utilizado. A sua produção, entretanto, pode ser
realizada de forma industrial e a um baixo custo, se comparada com os gastos para
a aquisição e transporte do agregado pétreo na região amazônica, como mostrado.
No entanto são recomendados estudos complementares em função de se tratar de
uma técnica inédita no Brasil.
153
Os bons resultados obtidos na caracterização mecânica dos agregados
produzidos indicam uma excelente possibilidade de utilização destes agregados
para a execução de bases para pavimentação.
7.2 SUGESTÕES
Para próximos estudos sugere-se uma aprofundada pesquisa sobre a absorção
destes agregados, pois esta exerce forte influência no percentual de ligante, gerando
a necessidade de um alto teor de ligante e um elevado consumo.
Em função desta absorção, podem ser estudados e comparados ainda
diferentes métodos de medida da densidade, em especial os métodos da Louisiana
e de Rice.
Pode-se britar/triturar ainda mais a argila e testar uma dosagem com 100% de
argila calcinada, sem a inclusão de fíler artificial.
Estudar a resistência e demais propriedades do agregado com a variação do
tempo e da temperatura de calcinação, por exemplo: 800oC, 850 oC, 900 oC, 950 oC;
e 20, 30, 40, 50 e 60 minutos.
Além dos ensaios químicos e mineralógicos, pode ser realizado ainda o ensaio
de Análise Térmica Diferencial, que não foi possível neste trabalho em função de
problemas no equipamento de análise, mas que pode ser útil para melhor
entendimento das características necessárias aos solos para a produção de um
agregado de boa resistência mecânica, especialmente no que diz respeito à
definição do ponto de fusão. A análise química também pode ser realizada através
do método da fluorescência, mais preciso do que o MEV.
Fazer as avaliações pertinentes para a utilização deste agregado em bases de
pavimentos.
Realizar em termos de deformação permanente ensaios de creep estático e
dinâmico, a fim de se comparar os resultados destes ensaios com os resultados
obtidos em misturas asfálticas com agregados tradicionais.
Sugere-se também a execução de um grande número de ensaios com misturas
asfálticas utilizando a argila calcinada como agregado, de forma que possam ser
propostas algumas modificações nos métodos de ensaio atualmente adotados, em
função das características peculiares deste tipo de agregado.
154
Finalmente, sugere-se que sejam executados estudos mais aprofundados em
relação aos custos de produção industrial deste agregado, especialmente em
relação aos equipamentos, combustíveis e mão-de-obra necessários. É de grande
importância também a identificação e cubagem das jazidas de solos visando, em um
futuro próximo, a implementação de uma fábrica para a produção dos agregados de
argila calcinada na Amazônia.
155
8 REFERÊNCIAS BILIOGRÁFICAS
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determinação da densidade real: ME 084/95, Rio de Janeiro, 1995. DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS E RODAGEM, Agregado sintético
fabricado com argila – desgaste por abrasão: ME 222/94, Rio de Janeiro, 1994.
DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS E RODAGEM, Agregado sintético
de argila calcinada – determinação da perda de massa após fervura: ME 225/94, Rio de Janeiro, 1994.
156
DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS E RODAGEM, Agregados - análise granulométrica: ME 083/98, Rio de Janeiro, 1998.
DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS E RODAGEM, Agregados –
determinação da absorção e da densidade de agregado graúdo: ME 081/98, Rio de Janeiro, 1998.
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sintéticos graúdos de argila calcinada – emprego em obras rodoviárias: ES 227/89, Rio de Janeiro, 1989.
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DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS E RODAGEM, Solo –
determinação da expansibilidade: ME 029/94, Rio de Janeiro, 1994.
157
DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS E RODAGEM, Solos – determinação do limite de plasticidade: ME 082/94, Rio de Janeiro, 1994.
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