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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA MARIA

CENTRO DE TECNOLOGIA

CURSO DE ENGENHARIA CIVIL

Sílvio Lisboa Schuster

ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA AREIA NATURAL NAS

PROPRIEDADES MECÂNICAS DE UMA MISTURA ASFÁLTICA

Santa Maria, RS

2016


ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA AREIA NATURAL NAS

PROPRIEDADES MECÂNICAS DE UMA MISTURA ASFÁLTICA

Trabalho de conclusão, apresentado ao Curso de Engenharia Civil, do Centro de Tecnologia da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM), como requisito parcial para obtenção do grau de Engenheiro Civil.

Orientador: Prof. Dr. Luciano Pivoto Specht

Santa Maria, RS 2016


ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA AREIA NATURAL NAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE UMA MISTURA ASFÁLTICA

Trabalho de conclusão, apresentado ao Curso de Engenharia Civil, do Centro de Tecnologia da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM), como requisito parcial para obtenção do grau de Engenheiro Civil.

Aprovado em 11 de Julho de 2016:

__________________________________ Luciano Pivoto Specht, Dr. (UFSM)

(Presidente/Orientador)

__________________________________ Magnos Baroni, Ms. (UFSM)

__________________________________ Évelyn Paniz (UFSM)

Santa Maria, RS 2016

RESUMO

ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA AREIA NATURAL NAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE UMA MISTURA ASFÁLTICA

Autor: Sílvio Lisboa Schuster

Orientador: Luciano Pivoto Specht

Frente ao fato da comum incidência de problemas de deformação permanente nos revestimentos asfálticos, e sendo consensual que as propriedades dos agregados afetam diretamente o comportamento no que diz respeito a resistência ao ATR, o estudo em questão buscou melhor verificar a significância na resposta mecânica das misturas dosadas com diferentes porcentagens de areia natural frente as deformações permanentes. Fez-se uso da premissa de que a areia natural por enfrentar intemperismo físico e químico ao longo dos anos, apresenta formato mais arredondado, com menos faces fraturadas, e textura superficial mais lisa quando comparada aos agregados pétreos obtidos através de processo de britagem. Para verificar a influência que essas propriedades acarretariam na resistência as deformações permanentes, construiu-se quatro composições distintas, sendo a primeira sem areia, a segunda com 2% de areia, a terceira com 4% de areia, e a quarta com 6% de areia. Nestas composições, manteve-se a parcela graúda exatamente análoga uma a outra, e permutou-se apenas a parcela fina do material, de maneira a isolar e buscar somente o efeito da areia nos resultados. A caracterização da resistência as deformações permanentes foi realizada por meio do ensaio uniaxial de carga repetida e do parâmetro conhecido por flow number, oriundo deste ensaio e conhecido na literatura pela forte correlação com dados obtidos em pista. Realizou-se também o ensaio de módulo de resiliência de modo a verificar a rigidez das misturas, e o ensaio de resistência a tração por compressão diametral, para obtermos parâmetros de resistência a fadiga da mistura. Assim, após obtidos e analisados os resultados, verificou-se uma queda de aproximadamente 10% na rigidez das misturas, com os resultados sendo comprometidos consideravelmente a partir da adição de 3% de areia. Os resultados de resistência a tração apresentaram uma pequena melhora, mas que merece mais estudos a respeito. Já os dados provenientes do ensaio uniaxial de carga repetida mostraram claramente que a medida que aumentamos a quantidade de areia adicionada as misturas, as deformações permanentes acumuladas aumentam progressivamente para um menor número de ciclos, e o parâmetro FN diminui, revelando que a ruptura se dá antecipadamente quando comparada a mistura de referência sem areia.

Palavras chave: Misturas Asfálticas. Deformação permanente. Areia Natural.

ABSTRACT

STUDY OF INFLUENCE OF NATURAL SAND IN THE MECHANICAL PROPERTIES OF AN ASPHALT MIXTURE

AUTHOR: Sílvio Lisboa Schuster

ADVISOR: Prof. Dr. Luciano Pivoto Specht

Given the fact of the common incidence of problems of permanent deformation in bituminous pavement, and is a consensus that the properties of aggregates directly affect the behavior with regard to resistance to rutting, the study in question sought to better verify the significance on mechanical response of mixtures dosed with different percentages of natural sand front the permanent deformations. Made using the premise that the natural sand face to physical and chemical weathering over the years, features more rounded shape, with less fractured faces, and smoother surface texture compared to stone aggregates obtained by crushing process. To verify the influence that these properties would have on the permanent deformation resistance, built four separate compositions, being the first without sand, the second with 2% of sand, the third with 4%, and the fourth with 6%. In these compositions, remained the course aggregate exactly analogous to each other and exchanged only a thin portion of material in order to isolate and only find the effect of sand on the results. The characterization of resistance the permanent deformations was conducted by means of uniaxial repeated loading test and the parameter known as flow number, arising from this test is known in the literature by the strong correlation with data obtained on the track. It also conducted a resilient modulus test to verify the stiffness of the blends and the tensile strength test by diametrical compression to obtain fatigue strength parameters of the mixture. Thus, after analyzing the results obtained, and there was a fall of approximately 10% in the rigidity of the mixtures, with the results being compromised significantly from the addition of 3% sand. The tensile strength results showed a slight improvement, but it deserves more studies about. Since the data from the repeated load uniaxial test clearly showed that as we increase the amount of sand added to the mixtures, the accumulated permanent deformation progressively increases to a smaller number of cycles, and FN parameter decreases, showing that rupture occurs before compared to the reference mixture without sand.

Keyword: Asphalt Mixtures. Permanent deformation. Natural Sand.

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Afundamento de Trilha de Roda em Pavimento Asfáltico.................. 17

Figura 2 - Deformação permanente a partir da densificação e redução de volume na massa asfáltica...........................................................

18

Figura 3 - Deformação Permanente por cisalhamento a volume constante da massa asfáltica............................................................

18

Figura 4 - Influência dos agregados e do ligante em defeitos de misturas asfálticas. ...........................................................................

19

Figura 5 - Domínios típicos do comportamento mecânico das misturas asfálticas em função das deformações e da temperatura................

24

Figura 6 - Domínios típicos do comportamento mecânico das misturas asfálticas em função das deformações e do número de ciclos.........

24

Figura 7 - Modelo 2S2P1D................................................................................. 27

Figura 8 - Influência dos parâmetros associados aos elementos físicos do modelo 2S2P1D...........................................................................

28

Figura 9 - Curva resultante do ensaio de estabilidade Marshall......................... 29

Figura 10 - Pulso de carregamento com função de onda Haversine................. 32

Figura 11 - Representação gráfica dos pulsos de carga e dos deslocamentos durante o ensaio de MR...........................................

33

Figura 12 - Defasagem entre as ondas de tensão e de deformação durante aplicação do pulso de carregamento no ensaio de módulo complexo... ..........................................................................

36

Figura 13 - Curva de deformação permanente acumulada para o ensaio uniaxial de cargas repetidas ..... ......................................................

39

Figura 14 - Estado de tensões gerado no ensaio de RT.................................... 42

Figura 15 - Pedreira Concepa - As margens da BR 290 - Km 30 – Santo Antônio da Patrulha – RS........ ..............................................

45

Figura 16 - Agregados retidos na peneira #80 utilizados no estudo.................. 46

Figura 17 - Curvas Granulométricas dos agregados utilizados.......................... 48

Figura 18 - Curva granulométrica da mistura com 0% de areia......................... 50




Figura 22 - Composição granulométrica das quatro misturas utilizadas durante o estudo...............................................................................

55

Figura 23 - Corpos de prova e moldes utilizados na dosagem Marshall............ 57

Figura 24 - Massa de agregados separados utilizada para moldagem.............. 57

Figura 25 - Compactador Marshall utilizado para moldagem............................. 58

Figura 26 - Misturador InfraTest no LMCC (UFSM)........................................... 60

Figura 27 - Compactador Servopac no LMCC (UFSM)...................................... 61

Figura 28 - Prensa UTM-25 utilizada para o ensaio de MR............................... 62

Figura 29 - Amostra submetida ao ensaio de MR.............................................. 63

Figura 30 - Corpo de prova e prensa para ensaio de RT................................... 64

Figura 31 - Corpos de prova para ensaio de FN................................................ 65

Figura 32 - Volume de vazios em função do teor de ligante.............................. 68

Figura 33 - VAM em função do teor de ligante................................................... 68

Figura 34 - RBV em função do teor de ligante................................................... 69

Figura 35 - Resultados de MR em função do teor de ligante para cada uma das misturas..............................................................................

71

Figura 36 - Gráfico de resultados de MR em função da porcentagem de areia adicionada a mistura................................................................

72

Figura 37 - Resultados de RT para cada uma das misturas e seus teores de ligante. ..............................................................................

73

Figura 38 - RT em função da porcentagem de areia adicionada....................... 75

Figura 39 - Resultados de FN em função da porcentagem de areia adicionada na mistura.......................................................................

76

Figura 40 - Deformação permanente acumulada para CP1 da mistura sem areia.........................................................................

86

Figura 41 - Deformação permanente acumulada para CP2 da mistura sem areia. .......................................................................

86

Figura 42 - Deformação permanente acumulada para CP1 da mistura com 2% de areia.............................................................

87


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90


90

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Temperatura de mistura e de compactação para o CAP utilizado...........46 Tabela 2 - Especificação do CAP 50-70 utilizado no estudo.....................................47 Tabela 3 - Porcentagem passante média dos agregados utilizados.........................47 Tabela 4 - Porcentagem passante para as diferentes frações de agregados na

composição da mistura com 0% de areia.................................................49 Tabela 5 - Porcentagem passante para as diferentes frações de agregados na



composição da mistura com 6% de areia.................................................54 Tabela 8 - Parâmetros do método Bailey para cada uma das misturas....................55 Tabela 9 - Média de volume de vazios para cada teor em cada uma das misturas.. .................................................................................................58 Tabela 10 - Teor de ligante ótimo de projeto para cada mistura...............................59 Tabela 11 - Parâmetros de dosagem obtidos a partir do teor de ligante de 4,85%.......................................................................................59 Tabela 12 - Corpos de prova moldados para ensaio de FN......................................65 Tabela 13 - Parâmetros da Dosagem Marshall.........................................................67

Tabela 14 - Resultados de MR para as quatro distintas misturas.............................70 Tabela 15 - Módulo de resiliência para o teor de ligante ótimo de projeto................71 Tabela 16 - Resultados de RT para cada uma das misturas e seus respectivos

teores de ligante.......................................................................................73

Tabela 17 - Resistência a Tração das misturas para o teor de ligante ótimo de projeto......................................................................................................74

Tabela 18 - Resultados de FN para as amostras ensaiadas....................................76

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

AASHTO American Association of State Highway and Transportation Officials ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas AG Proporção de agregados graúdos ASTM American Society for Testing and Materials ATR Afundamento de Trilha de Roda CAP Cimento Asfáltico de Petróleo CP Corpo de Prova CONTRAN Conselho de Trânsito CV Coeficiente de Variação DAER Departamento Autônomo de Estradas de Rodagem DMM Densidade Máxima Medida DMT Densidade Máxima Teórica DNIT Departamento Nacional e Infraestrutura e Transportes DNER Departamento Nacional de Estradas de Rodagem E* Módulo Complexo E1 Parcela Real do Módulo Complexo E2 Parcela Imaginária do Módulo Complexo |E*| Valor Absoluto do Módulo Complexo FAF Proporção Fina de Agregados Finos FN Flow Number GAF Proporção Graúda de Agregados Finos KPa Kilo Pascal LMCC Laboratório de Materiais de Construção Civil LVDT Linear Variable Differential Transformers MPa Mega Pascal MR Módulo de Resiliência N Número de Ciclos NCHRP National Cooperative Highway Research Program RT Resistência a Tração RBV Relação Betume/Vazios SMA Stone Matrix Asphalt SUPERPAVE Superior Performance Asphalt Pavements T Temperatura UTM Universal Testing Machine USACE United States American Corp of Engineers UFSM Universidade Federal de Santa Maria VAM Volume de Vazios nos Agregados Minerais VV Volume de Vazios 2S2P1D Two Strings, Two Parabolics, One DashPot

ε Deformação

ϕ Ângulo de Fase

ω Frequência

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO................................................................................................. 12

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS......................................................................... 12

1.2 OBJETIVO GERAL........................................................................................ 14

1.3 OBJETIVOS ESPECÍFICOS.......................................................................... 15

2. REFERENCIAL TEÓRICO.............................................................................. 16

2.1 DEFORMAÇÃO PERMANENTE.................................................................... 16

2.1.1 Influência dos agregados na resistência as deformações permanentes.............................................................................................. 19

2.1.1.1 Influência da areia natural........................................................................ 21

2.1.2 Influência do Ligante Asfáltico ............................................................... 22

2.2 COMPORTAMENTO MECÂNICO E VISCOELASTICIDADE DAS MISTURAS ASFÁLTICAS ........................................................................... 23

2.2.1 Influência da Temperatura e do Tráfego.................................................. 25

2.2.1.1 O Modelo 2S2P1D.................................................................................... 26

2.3 DOSAGEM MARSHALL................................................................................ 28

2.4 ENSAIO DE MÓDULO................................................................................... 31

2.4.1 Módulo de Resiliência............................................................................... 31

2.4.2 Módulo Complexo..................................................................................... 35

2.5 ENSAIOS DE RESISTÊNCIA........................................................................ 38

2.5.1 Ensaio Uniaxial de Carga Repetida – Flow Number.............................. 38

2.5.1.1 Modelo de Francken................................................................................ 40

2.5.2 Resistência a Tração por Compressão Diametral................................. 41

3. METODOLOGIA.............................................................................................. 43

3.1 MATERIAIS UTILIZADOS.............................................................................. 44

3.1.1 Agregados Minerais.................................................................................. 44

3.1.2 Ligante Asfáltico... ................................................................................... 46

3.2 PROCEDIMENTOS LABORATORIAIS.......................................................... 47

3.2.1 Composição Granulométrica das Misturas............................................. 48

3.2.1.1 Mistura sem Areia..................................................................................... 49

3.2.1.2 Mistura com 2% de Areia.......................................................................... 50



3.2.1.5 Composições e Ajuste Bailey................................................................... 55

3.2.2 Dosagem da mistura Asfáltica................................................................. 56

3.2.2.1 Dosagem Marshall e Moldagem do Corpos de Prova............................... 56

3.3 ENSAIOS LABORATORIAIS......................................................................... 61

3.3.1 Módulo de Resiliência............................................................................... 61

3.3.2 Resistência a Tração por Compressão Diametral.................................. 63

3.3.3 Ensaio Uniaxial de Carga Repetida – Flow Number............................... 64

4. ANÁLISE DOS RESULTADOS....................................................................... 67

4.1 DOSAGEM..................................................................................................... 67

4.2 RESULTADOS OBTIDOS ATRAVÉS DOS ENSAIOS MECÂNICOS........... 70

4.2.1 Módulo de Resiliência.............................................................................. 70

4.2.2 Resistencia a Tração por Compressão Diametral................................. 73

4.2.3 Ensaio Uniaxial de Carga Repetida – Flow Number................................ 75

5. CONSIDERAÇÕES FINAIS............................................................................. 78

5.1 CONCLUSÕES.............................................................................................. 78

5.2 SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS............................................... 79

6. REFERÊNCIAS ............................................................................................... 81

APENDICE A - CURVAS DE DEFORMAÇÃO PERMANENTE ACUMULADA EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE CICLOS NO ENSAIO UNIAXIAL DE CARGA REPETIDA........................................................

86

12

1. INTRODUÇÃO

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

Desde os primórdios da história humana, o homem percorre e abre caminhos,

procurando sempre aprimorar suas técnicas de construção e pavimentação de

estradas. Construir e manter estas estradas sempre foram artifícios para a conquista

de novos territórios e a preservação destes, estimulando o comércio e o

desenvolvimento entre os povos interligados.

A história da pavimentação remonta ao antigo Egito (Bernucci et. al. 2008), mas

é com o surgimento do império romano que a engenharia rodoviária atinge seu ápice

no mundo antigo. Para os romanos, as estradas eram instrumentos vitais, permitindo

deslocamento rápido a qualquer ponto em que se fizesse necessária a presença das

forças do império. As estradas romanas caracterizavam-se pela solidez de

construção, com os agregados de diferentes diâmetros dispostos em camadas,

propiciando assim o intertravamento entre as partículas por meio do preenchimento

dos vazios (Balbo 2007).

Durante os séculos que se seguiram, após um período de obscuridade na idade

média, o feudalismo passa a dar lugar ao sistema mercantilista, levando ao

surgimento das nações estado modernas. Esta nova organização societária levou a

uma explosão demográfica dos centros urbanos e colocou o comércio internacional

em evidência, favorecendo o desenvolvimento da pavimentação de estradas, que

passaram a ser instrumentos vitais para o modus vivendi da sociedade moderna e

atualmente contemporânea.

Ainda na segunda metade do século XIX todo o conhecimento da prática de

pavimentação baseava-se na observação de modelos anteriores, até que em 1885,

Joseph Boussinesq, um dos fundadores da teoria da elasticidade e da mecânica dos

materiais, publica o trabalho “Aplication des potentiels a l’étude de l’equilibre et du

movement des solides elastiques”, que 50 anos mais tarde, passa a ser o ponto de

partida para o desenvolvimento de diversos modelos analíticos para o estudo

estrutural dos pavimentos, e mais tarde torna-se diretriz no critério de

dimensionamento de pavimentos do U.S. Corps of Engineers (USACE).

Desde então, diversos estudos foram se somando e contribuíram para o melhor

entendimento do comportamento estrutural dos pavimentos, trazendo aos dias atuais,

13

a substituição gradual dos métodos de caráter empírico por propostas de

dimensionamento providas de conceitos de modelagem empírico-mecanicista.

Inegavelmente, o transporte rodoviário criou e propicia um ciclo vital para a

sociedade, sendo as estradas pavimentadas um dos pilares da contemporaneidade.

A agilidade do deslocamento, o conforto, a segurança e a economia, são finalidades

que devem ser atendidas por um pavimento, proporcionando aos usuários diretos e

indiretos das vias fazer parte do dinâmico mundo ao qual estamos inseridos. Todos

estes princípios estão diretamente ligados ao estado em que o pavimento se encontra,

e em especial ao estado da camada de revestimento e de sua superfície. Assim sendo,

garantir que o pavimento possua durabilidade e resistência as cargas que lhe serão

impostas é pressuposto para que este cumpra com sua função.

Com o advento tecnológico vivenciado pela indústria automobilística, e a

necessidade de suprir as crescentes demandas de uma população que se expande

numericamente e geograficamente, é cada vez maior o número de novas tecnologias

inseridas no mercado, fazendo com que os novos veículos transportem maiores

cargas, a maiores velocidades e com mais segurança.

Estas novas configurações impostas, solicitam o pavimento em maior

intensidade, e por muitas vezes extrapolam o limite legal de peso, visto que, embora

a resolução 184/05 e a resolução 258/07, ambas do Contran, regulamentem

respectivamente o peso bruto total e a carga por eixo dos veículos nas estradas

brasileiras, o sistema de pesagem nas rodovias é irrisório frente ao universo destas,

fato que leva consequentemente ao descumprimento da legislação estabelecida.

Concomitantemente, com maior pressão nos pneus, elevadas cargas, e um

maior número de repetições incidindo sobre o revestimento, este é afetado por um

dos principais mecanismos de deterioração das misturas asfálticas: a deformação

permanente em trilha de roda.

Conforme Moura (2010), a deformação permanente em trilha de roda da

camada de revestimento é um dos mais importantes defeitos a ser considerado, pois

além de propiciar a degradação acelerada da estrutura do pavimento, reduz

consideravelmente o conforto e a segurança, e aumenta os custos operacionais.

O comportamento das misturas asfálticas a deformação permanente é um

fenômeno bastante complexo, e é intimamente influenciado pelas características dos

agregados e pelo ligante utilizado. Segundo Jolivet e Mallot (2000), este é um

14

processo que transcorre de forma simultânea, envolvendo a deformação viscosa do

ligante asfáltico e a deformação plástica do esqueleto mineral. Medina e Motta (2015),

relatam que há grande influência do tipo de ligante utilizado na massa asfáltica, mas

é a granulometria do agregado o fator que dita o desempenho da mistura no que diz

respeito as deformações permanentes.

Sabe-se também que além da granulometria, a textura do agregado é crucial

para o comportamento do revestimento asfáltico. Uge e Van de Loo (1974) expõem

que misturas preparadas com agregados angulosos apresentam afundamentos

menores, e maior estabilidade quando comparadas com agregados arredondados.

Sabendo que, para atender os limites da curva granulométrica IV B do Instituto

do Asfalto norte americano e adotada pelo DAER, se faz muitas vezes necessário o

uso da areia natural, de formato menos anguloso e mais arredondado no

enquadramento granulométrico, e visto que, o problema de deformação permanente

de trilha de roda é corriqueiro nas estradas brasileiras (Nascimento 2008), e que os

agregados utilizados são elementos de elevada importância no comportamento das

misturas asfálticas, é de grande interesse que se desenvolvam pesquisas que

explorem este tema, de tal modo que, com estes estudos, possamos obter avanços

no entendimento do complexo processo que rege o comportamento das misturas

asfálticas.

1.2 OBJETIVO GERAL

O objetivo geral do estudo é, através de ensaios laboratoriais mecânicos, como

o ensaio de módulo de resiliência, o ensaio de resistência a tração por compressão

diametral, e o parâmetro Flow Number, oriundo do ensaio uniaxial de carga repetida,

analisar a influência da substituição de diferentes porcentagens de agregado fino

britado por areia natural, em misturas asfálticas, de modo a poder inferir sobre o

comportamento destas misturas em termos de deformações permanentes, e poder

verificar a possível existência de um limite máximo de teor de areia nas misturas

asfalticas.

15

1.3 OBJETIVOS ESPECÍFICOS

a) Realizar ensaios de dosagem para misturas com diferentes teores de areia na

composição da fração fina, utilizando a metodologia Marshall.

b) Avaliar a influência do teor de areia nos parâmetros mecânicos do material através

dos ensaios de Resistencia a tração; Módulo de Resiliência; e Flow Number.

c) Verificar o comportamento no que diz respeito a resistência as deformações

permanentes para as diferentes porcentagens de areia adicionas as misturas.

16

2. REFERENCIAL TEÓRICO

Neste capitulo serão apresentados os conceitos básicos que se fazem

pertinentes ao entendimento do estudo em questão. Primeiramente será exposta uma

revisão sobre o tema das deformações permanentes em misturas asfálticas, seguida

de comentários acerca da influência dos agregados, da areia natural e do ligante

nesta.

Abre-se então uma nova seção que se direciona ao entendimento do

comportamento mecânico das misturas, dissertando sobre a influência do tráfego e

da temperatura e dando ênfase ao domínio viscoelástico linear.

Por fim comentaremos acerca dos ensaios de: resistência a tração por

compressão diametral; módulo de resiliência; módulo complexo e o modelagem

2S2P1D; e o ensaio de flow number com comentários a respeito do modelo de

Francken, todos estes pertinentes ao presente estudo.

2.1 DEFORMAÇÃO PERMANENTE

A deformação permanente, também conhecida como afundamento de trilha de

roda (ATR), é um dos defeitos mais comuns encontrados nos pavimentos asfálticos.

Ela pode ser definida como o acúmulo irrecuperável de pequenas quantidades de

deformações, levando a uma distorção da superfície do pavimento, resultante da

aplicação de carga dos veículos. Esta distorção aparece tipicamente como

depressões longitudinais em trilhas de roda, geralmente acompanhadas de elevações

laterais adjacentes ao trilho.

17

Figura 1 - Afundamento de Trilha de Roda em Pavimento Asfáltico

Fonte: Notas de Aula Professor Deividi Pereira

Conforme a magnitude das cargas e a resistência das camadas que compõem

o pavimento, a deformação permanente pode ocorrer no subleito, nas camadas de

base, ou nas camadas asfálticas do revestimento. No que abrange este estudo,

trataremos apenas sobre a deformação permanente no que se refere aquelas

advindas da camada de revestimento asfáltico.

Segundo Kandhall & Cooley (2003), um grande volume de tráfego, maiores

carregamentos por eixo, elevadas pressões nos pneus, condições climáticas

especificas e projetos de misturas asfálticas deficientes, são fatores que relacionam-

se diretamente com a ocorrência de deformações permanentes nos pavimentos

flexíveis.

Yoder & Witczac (1975), Souza(1991) e Mohamoud & Bahia (2004), relatam

que a deformação permanente é causada pela combinação da densificação da massa

asfáltica e consequente redução de volume, e pela deformação cisalhante da mesma.

Eisemann & Hilmer (1987), compartilham da mesma opinião, também dividindo

o processo em dois estágios distintos. Em um primeiro momento, as solicitações do

tráfego induzem a deformações irreversíveis abaixo dos pneus, sem que haja a

ocorrência de elevações laterais adjacentes, havendo dessa maneira, redução de

volume e indicando a ocorrência de densificação (Figura 2).

18

Figura 2 - Deformação permanente a partir da densificação e redução de volume na massa asfáltica

Fonte: Adaptado de Ferreira 2015

Posteriormente, no segundo estágio, o decrescimento de volume abaixo dos

pneus passa a ser igual ao incremento de volume nas elevações laterais, indicando

deformação causada por cisalhamento da massa asfáltica (Figura 3).

Figura 3 - Deformação Permanente por cisalhamento a volume constante da massa asfáltica

Fonte: Adaptado de Ferreira 2015

Sabe-se também que os mecanismos que regem ambos os estágios do

comportamento das misturas asfálticas em termos de deformação permanente são

influenciados principalmente pelas características dos agregados, na parcela que

envolve a deformação plástica do esqueleto mineral, e pelo ligante asfáltico utilizado,

envolvendo a deformação viscosa do mesmo, devido seu comportamento

viscoelástico (Jolivet & Mallot, 2000).

O desempenho das misturas asfálticas está amplamente atrelado as

propriedades e as proporções de seu principal constituinte, os agregados pétreos.

Essa importância é justificada principalmente pelo fato dos agregados representarem

em torno de 95% da massa total e de 85% do volume total da mistura.

Na literatura corrente, através de experimentos laboratoriais e experiências em

campo, há o entendimento consensual de que os agregados possuem importância

fundamental para a obtenção de misturas de alto desempenho. Nestas misturas, as

19

propriedades intrínsecas aos agregados estão diretamente ligadas ao desempenho

do concreto asfáltico, tais como: deformação permanente, fissuras por fadiga,

durabilidade, permeabilidade e trabalhabilidade.

2.1.1 Influência dos agregados na resistência as deformações permanentes

Ainda que o ligante apresente grande influência nas propriedades de

resistência as deformações permanentes, é consenso na literatura sobre o tema que

o interteravamento dos agregados devido suas características como tamanho, forma,

angularidade e textura, são os maiores responsáveis pela resistência ao ATR.

O afundamento de trilha de roda em misturas asfálticas acontece

especialmente em faixas de temperaturas próximas e acima de 60°C, como

consequência da redução da rigidez do ligante asfáltico. Com o ligante menos rígido

e a mistura asfáltica herdando seu comportamento e portanto tornando-se também

menos rígida, o esqueleto mineral passa a ser o principal agente responsável pela

resistência o ATR.

A FHWA (Federal Highway Administration) cita que os agregados respondem

por 80% da responsabilidade de prevenir este tipo de defeito (Figura 4). Isso

demonstra a importância da utilização de bons agregados e de um esqueleto mineral

bem dimensionado na mistura asfáltica.

Figura 4 - Influência dos agregados e do ligante em defeitos de misturas asfálticas

Fonte: FHWA (2002)

20

Relacionando 9 potenciais causas de deformação permanente, Perdomo et. al.

(1992), acabou por concluir que as características referentes aos agregados da

mistura são as que mais influenciam no desempenho a formação de trilha de roda.

Stakston (2002) estudou a influência da angularidade dos agregados finos na

estabilidade de misturas asfálticas. Sua conclusão foi que as propriedades dos

agregados que mais influenciam o comportamento das misturas são a granulometria

e a angularidade.

A granulometria é a distribuição de tamanhos de particular em uma mistura de

agregados, e é determinada pela porcentagem de agregados passantes ou retidos em

determinada peneira.

Conforme disserta Roberts et. al. (1996), a granulometria apresentada pelos

agregados é considerada a sua propriedade mais importante, pois afeta diretamente

as principais propriedades das misturas asfálticas, entre elas: a rigidez, a estabilidade,

a durabilidade, a permeabilidade, a resistência a fadiga, o atrito e a resistência a

umidade.

No que diz respeito ao afundamento de trilho de roda, a granulometria exerce

importante influência na resistência as deformações. Misturas asfálticas compostas

de diferentes granulometrias mas de similar composição mineralógica exibem

comportamento significativamente diferentes a deformações permanentes (KANDHAL

& MALLICK, 1999).

Brown e Pell (1974) concluíram que misturas com lacunas granulométricas,

apresentam maiores deformações quando comparadas a misturas bem graduadas.

Isso se deve ao fato de que misturas abertas exibem um menor intertravamento entre

os agregados pétreos favorecendo a densificação e o cisalhamento da massa

asfáltica. Argumentaram ainda que a medida que a temperatura do revestimento

aumenta, torna-se mais evidente que misturas abertas são mais suscetíveis ao ATR,

visto que a importância do esqueleto pétreo aumenta significativamente.

Já para Nascimento (2008), misturas descontinuas são mais desejáveis para

mitigar os efeitos do ATR. Isso se deve ao fato de que quando corretamente

compactadas estas misturas apresentam maior número de pontos de contato entre

partículas graúdas do que em misturas continuas, conceito este utilizado na

formulação da teoria de misturas do tipo Stone Matrix Asphalt (SMA). Ainda segundo

Nascimento (2008), nas misturas SMA há a redução de agregados médios e finos,

21

combinado com o uso de agregados graúdos e alta resistência a boa angularidade,

resultado assim em um esqueleto pétreo de alto contado agregado graúdo-agregado

graúdo, favorecendo a resistência as deformações permanentes.

2.1.1.1 Influência da areia natural

Visto que para este estudo busca-se verificar a influência de areia natural frente

ao ATR, e que as distintas composições mineralógicas utilizadas para a pesquisa

apresentam textura superficial díspares, se faz pertinente entender o possível efeito

que está diferença poderá ocasionar no comportamento do concreto asfáltico.

Para uma boa resistência ao ATR, a textura superficial dos agregados e a

angularidade se mostram extremamente importantes. Partículas mais angulares

exibem maior intertravamento e atrito interno do que partículas arredondadas, o que

resulta em maior estabilidade mecânica. Tal fato indica que o contato entre as

partículas de agregados também afeta o comportamento das misturas asfálticas.

Diversos estudos dissertam acerca da influência das propriedades dos

agregados no comportamento das misturas asfálticas. Roberts et. al. (1996) afirma

que o aumento da resistência ao cisalhamento da mistura asfáltica pode ser alcançado

através do uso de agregados de qualidade, com maiores tamanhos nominais

máximos, angulares e com textura rugosa, fatores estes que intensificam o contato

entre as partículas.

Kim et. al. (1992) relata que o tipo de agregado utilizado tem efeito direto na

estabilidade da mistura e que o melhor intertravamento na mistura a partir de particular

mais angulares resultam em menores deformações permanente.

Brown & Cross (1989), através de estudos realizados para verificar as

propriedades dos agregados que contribuem para a constituição de misturas asfálticas

com desempenho satisfatório, relatam que misturas com agregados com maior

número de faces fraturadas e com maior angularidade do agregado fino possuem

maior resistência a deformação permanente.

Button et. al. (1990) estudando a influência dos agregados na deformação

permanente conclui que misturas asfálticas contendo areia natural deformam-se

plasticamente, muito mais rapidamente que misturas com graduação similar mas

constituídas de material britado.

22

Uge & Van de Loo (1974) reportaram que misturas preparadas com agregados

angulosos (obtidos por britagem) apresentaram deformações permanentes menores

e maior estabilidade quando confrontadas com misturas de mesma composição e

granulometria, porém compostas por agregados arredondados. De acordo com os

autores, misturas mais estáveis foram feitas com agregados britados, enquanto que o

uso de agregados naturais resultou em misturas mais susceptíveis ao ATR.

Segundo ROBERTS et al. (1996), misturas asfálticas com quantidades

elevadas de areias naturais ou agregados não-britados possuem baixa estabilidade e

são susceptíveis à grandes afundamentos, visto que as areias naturais são

frequentemente arredondadas, e levam a uma perda geral de desempenho do

material asfáltico.

Brousseaud et. al. (1993) verificou que a redução da fração de areia natural

implicava diretamente na redução da deformação permanente, e que a utilização de

agregado britado, ao invés de seixos naturais trazia uma melhora considerável a

resistência ao afundamento de trilha de roda.

Além destes, Kalcheff & Tunnicliff (1982) também investigaram o efeito dos

agregados britados nas propriedades do revestimento asfáltico. Concluíram que

misturas contendo agregados britados são mais resistentes ao ATR, e muito menos

suscetíveis aos efeitos da temperatura e do alto volume de vazios inicial quando

comparadas à misturas dosadas com areia natural.

2.1.2 Influência do ligante asfáltico

Vários estudos têm apontado o ligante, além do esqueleto mineral, também

como elemento de grande influência nas deformações permanentes. O emprego de

quantidades excessivas de ligante asfáltico é um dos grandes causadores do ATR.

Isto se deve ao fato de que o maior volume de asfalto irá agir como lubrificante e

reduzir o atrito interno e o intertravamento do esqueleto pétreo da mistura. A

problemática surge, a partir da constatação de que a medida que reduzimos o teor

de ligante nas misturas, estamos expondo estas a uma menor resistência a tração,

diminuído assim a vida de fadiga do concreto asfáltico.

O estudo conduzido por Kamel & Miller (1994), indicou que misturas contendo

ligante acima do teor ótimo de projeto podem apresentar problemas como

escorregamento da massa asfáltica e insuficiente volume de vazios levando a redução

23

da estabilidade. Já por outro lado, mistura contendo teores abaixo do ótimo de projeto

tendem a proporcionar problemas relacionadas a trabalhabilidade, a fadiga do material

e também elevado volume de vazios.

Mahboub & Little (1988) observaram que asfaltos menos viscosos tornam as

misturas betuminosas menos rígidas e mais susceptíveis às deformações

irreversíveis. Monismith et. al. (1985) fez observações similares e recomenda o uso

de ligantes menos suscetíveis a temperaturas mais altas para que a perda de rigidez

não seja elevada.

Estudos atuais como o de Almeida Junior (2016) vêm mostrando que os

ligantes modificados por polímero, menos suscetíveis as variações de temperatura,

são ótimas alternativas para o aumento da resistência as deformações permanentes

quando comparados com o CAP tradicional.

2.2 COMPORTAMENTO MECÂNICO E VISCOELASTICIDADE DAS MISTURAS

ASFÁLTICAS

Sabe-se que o comportamento mecânico das misturas asfálticas é

extremamente complexo, estando este sujeito uma gama de fatores externos e as

suas propriedades intrínsecas. Mangiafico (2014), relata que em um nível

macroscópico, podemos considerar que o concreto asfáltico é um material contínuo,

homogêneo e isotrópico, e seu comportamento seja influenciado por três fatores:

temperatura, amplitude das deformações, e ao número de ciclos de carga solicitados.

Conforme Olard (2005), o comportamento mecânico da mistura pode assumir

diferentes domínios dependendo dos valores assumidos para cada um destes fatores.

Na Figura 5, podemos observar o comportamento para diferentes intervalos de

deformação (ε) e temperatura (T), e na Figura 6 podemos ver os diferentes domínios

de comportamento para relações de deformação (ε) e número de ciclos (N).

24

Figura 5 - Domínios típicos do comportamento mecânico das misturas asfálticas em função das deformações e da temperatura

Fonte: Mangiafico 2014

Figura 6 - Domínios típicos do comportamento mecânico das misturas asfálticas em função das deformações e do número de ciclos


25

2.2.1 Influência da temperatura e do tráfego

Relata Kim (2009) que a temperatura afeta o comportamento do material

asfáltico de duas principais maneiras. A primeira delas diz respeito a alteração da

rigidez do material. A segunda se refere ao efeito das movimentações térmicas

durante as mudanças de temperatura.

A alteração da rigidez provêm da suscetibilidade térmica das misturas

betuminosas, característica está herdada das propriedades do ligante asfáltico

(Renauld, 1996). Em condições de aumento de temperatura, o ligante asfáltico passa

a apresentar uma maior viscosidade, levando consequentemente a uma perda de

rigidez da mistura. De mesmo modo, a medida que perdemos temperatura, a mistura

se torna mais rígida, seguindo o comportamento do ligante. Para maiores

temperaturas, e menor rigidez, o problema da deformação permanente se evidencia,

havendo densificação e/ou cisalhamento da massa. Já para rigidezes elevadas, a

baixas e médias temperaturas, o micro dano acumulado, em um material que tem sua

ductilidade diminuída com o decréscimo de temperatura, leva a ocorrência do

problema de fadiga do revestimento asfáltico.

Variações bruscas de temperatura, particularmente em intervalos próximos do

ponto de vitrificação do ligante, quando a mistura apresenta um comportamento

próximo do elástico linear, já de caráter frágil, podem levar a ocorrência de fraturas

térmicas.

Já quando tratamos da influência do tráfego incidente no revestimento asfáltico,

devemos reportar especialmente a duas questões: a magnitude das cargas, e o tempo

de aplicação destas. De maneira geral, a carga atua como a força que solicita o

revestimento impondo-lhe deformações visto que aplica tensões à medida que se

movimenta. Já o tempo de aplicação desta carga influi diretamente no domínio de

comportamento que a mistura asfáltica estará sujeita.

Nota-se que a quantidade de deformação permanente residual é inversamente

proporcional a velocidade de aplicação da carga. Desta forma, uma carga em

movimento rápido, com baixo tempo de aplicação, induz somente as componentes

viscoelásticas, não produzindo parcela de deformação considerável. Em

contrapartida, uma carga de baixa rotatividade, e maior tempo de aplicação ultrapassa

o domínio viscoelástico, de modo a atingir o fluxo plástico. Assim ao cessar a aplicação

26

de carga as parcelas atreladas ao domínio plástico não retornam as antigas

condições, levando a formação da trilha de roda (Kim, 2009).

2.2.1.1 O modelo 2S2P1D

Assim, como relatado por Olard (2005), podemos perceber que as misturas

betuminosas apresentam um forte comportamento termo suscetível além de visco

elástico linear para pequenas deformações e baixo número de ciclos. Podemos

também perceber que a medida que maiores deformações são impostas entramos em

domínios de não linearidade e de viscoplasticidade, podendo então haver a ocorrência

de deformações permanentes. Já para baixas deformações e altos números de ciclos,

temos consequentemente a ocorrência de fadiga.

É de comum acordo na literatura que, para pequenas deformações, as misturas

asfálticas apresentam comportamento viscoelástico linear, e que o uso da teoria

viscoelástica é um melhor artificio em frente a teoria da elasticidade para nos

aproximar do real comportamento das misturas (Huang 1967).

Para melhor compressão do comportamento viscoelástico das misturas

asfálticas, se faz pertinente a utilização da modelagem 2S2P1D proposta por François

Olard e Hervé Di Benedetto.

Buscando caracterizar o comportamento viscoelastico linear observado em

pequenas deformações, François Olard e Hervé Di Benedetto, fazendo uso dos dados

obtidos através do ensaio de módulo complexo para diferentes temperaturas e

frequências, desenvolvem um modelo reológico único, utilizado para a modelação das

propriedades viscoelásticas lineares das misturas asfálticas.

O modelo, conhecido por 2S2P1D, consiste basicamente em uma simples

combinações de elementos físicos e uma generalização do modelo analógico Huet-

Sayegh, o qual é válido para qualquer material betuminoso. No modelo 2S2P1D temos

a adição de um amortecedor linear em série com dois elementos parabólicos e a mola

de rigidez, de acordo com a Figura 7 abaixo.

27

Figura 7 - Modelo 2S2P1D


Mangiafico (2014), relata que através dessa adaptação o modelo pode ajustar-

se muito bem ao comportamento mecânico da maioria das mistura betuminosas,

passando a representar bem os intervalos de altas temperaturas e baixas frequências,

deficiências encontradas no modelo analógico de Huet-Sayegh.

Através da modelagem 2S2P1D, o valor do módulo complexo é calculado pela

Equação 1 apresentada abaixo.

𝐸∗(𝑖𝜔𝜏) = 𝐸∞ +

𝐸0 − 𝐸∞

1 + 𝛿(𝑖𝜔𝜏)−𝐾 + (𝑖𝜔𝜏)−ℎ + (𝑖𝜔𝛽𝜏)−1

(1)

Onde 𝛽 é relacionada a viscosidade do amortecedor linear, e é definido pela Equação

2 abaixo:

𝜂 = (𝐸0 − 𝐸∞)𝛽𝜏 (2)

A resolução da Equação 1 passa também pela determinação de mais seis

diferentes parâmetros, sendo eles: δ, K, h, E0, E00, τ.

Conforme Olard & Di Benedetto (2003), as sete constantes presentes na

Equação 1 definem completamente o comportamento viscoelástico linear das misturas

betuminosas. Na figura 8 abaixo podemos ver a influência destes parâmetros no

modelo 2S2P1D através da representação do plano Cole-Cole.

28

Figura 8 - Influência dos parâmetros associados aos elementos físicos do modelo 2S2P1D

Fonte: Mangiafico (2014)

2.3 DOSAGEM MARSHALL

Durante os anos em que transcorriam a segunda guerra mundial, a aviação

militar foi responsável por um significante aumento das cargas transportadas e da

pressão de contato dos pneus. Esse crescente aumento de solicitação imposta a

estrutura do pavimento, fez com que o United States of American Corps of Engineering

– USACE se propusesse a buscar por um método simples, rápido e sobretudo eficaz,

que tornasse as misturas asfálticas utilizadas como revestimento mais resistentes as

novas cargas aplicadas.

Devido a praticidade, e a fácil disponibilidade dos materiais necessários para a

realização dos ensaios demandados, o método Marshall, desenvolvido em 1939 por

Bruce G. Marshall, do Mississipi Highway Department, passou a ser testado pelo

USACE em uma serie de experimentos de campo e de laboratório.

Durante esta extensa pesquisa, inúmeras variações de misturas asfálticas

foram ensaiadas, com diferentes esforços de compactação, visando atingir

densidades iguais entre as amostras de laboratório e as encontradas em campo, em

pistas-teste. Este procedimento tinha como objetivo, resultar em um teor ótimo de

29

ligante para uma dada composição granulométrica envolvendo um esforço mínimo de

compactação e de tempo, de modo que, futuramente não houvesse um aumento

significativo da densidade após a ação do tráfego.

Em decorrência deste estudo e da comprovação de eficácia do método para a

proposta que se idealizava na época, este teve seu uso adotado pelo exército

americano e posteriormente foi conhecido e adotado internacionalmente.

Em síntese o método consiste em moldar-se os corpos de prova com diferentes

teores de ligante, para num segundo momento, com o auxílio de uma prensa submetê-

los a compressão diametral, e a avaliar dois parâmetros: o valor da carga máxima

suportada pelo corpo de prova, conhecida como estabilidade Marshall; e a

deformação de ruptura por fluência, em outras palavras, a deformação vertical sofrida

pelo corpo de prova aplicada a carga de ruptura. A Figura 9 abaixo mostra a

representação da curva resultante do ensaio.

Figura 9 - Curva resultante do ensaio de estabilidade Marshall

Fonte: Bernucci et.al (2008)

No caso da metodologia Marshall, os ensaios de estabilidade e fluência são os

únicos parâmetros mecânicos estabelecidos pelo método, entretanto, conforme relata

Nascimento (2008), os intervalos de aplicação destes resultados são completamente

empíricos.

30

Além dos dois parâmetros observados anteriormente, também são calculados

para cada corpo de prova: a massa seca (Ms); a massa submersa em água (MSsub). A

partir destes dois dados é possível determinar o volume do corpo de prova:

𝑉 = 𝑀𝑠 − 𝑀𝑆𝑠𝑢𝑏

(3)

A partir do volume calculado na Equação 3 podemos chegar a Massa

Específica Aparente da Mistura (Gmb):

𝐺𝑚𝑏 =𝑀𝑠

𝑉

(4)

Com base no percentual em massa de cada agregado (%n), no teor de asfalto

(%a) e na massa especifica real dos constituintes (Gi), obtém-se a massa específica

máxima teórica (DMT) correspondente. Com o valor de DMT, podemos encontrar o

Volume de Vazios:

𝑉𝑣 =

𝐷𝑀𝑇 − 𝐺𝑚𝑏

𝐷𝑀𝑇

(5)

Avaliamos então o Volume de Vazios com Betume (VCB):

𝑉𝐶𝐵 =𝐺𝑚𝑏 ∗ %𝑎

𝐺𝑎

(6)

Com o VCB obtido, podemos alcançar o valor de vazios de agregado mineral

(VAM):

𝑉𝐴𝑀 = 𝑉𝑣 + 𝑉𝐶𝐵 (7)

Assim pôr fim atingimos a Relação Betume/Vazios (RBV):

𝑅𝐵𝑉 =

𝑉𝐶𝐵

𝑉𝐴𝑀

(8)

Segundo Bernucci et al. (2010), a escolha do teor de projeto de ligante

asfáltico geralmente é correspondente ao um valor de Volume de Vazios (Vv) igual a

4%, mas também são comumente usadas as médias de três parâmetros distintos: o

31

teor para a máxima estabilidade Marshall; o teor para a massa especifica aparente

máxima da amostra compactada e o teor de ligante para (Vv) igual a 4%.

2.4 ENSAIOS DE MÓDULO

De acordo com (Bernucci et. al. 2008), diferentes indicadores de rigidez tem

sido usados para tentar entender o comportamento mecânico dos pavimentos. A

importância do conhecimento destes parâmetros é de elevada importância pois

possibilita a análise das camadas que compõem o pavimento como uma estrutura

global, levantando dados sobre as tensões, deformações e deslocamentos que afetam

o sistema.

Conhecer o comportamento atrelado a rigidez do revestimento asfáltico é de

grande interesse para o dimensionamento do revestimento e estudo do dano que este

virá a sofrer.

Neste trabalho apresentaremos os parâmetros mais utilizados no panorama

brasileiro, ficando assim restritos aos ensaios de módulo de resiliência, utilizado neste

trabalho, e o ensaio de módulo complexo, tendência nos países desenvolvidos mas

restringido ainda ao ambiente acadêmico no cenário brasileiro.

2.4.1 Módulo de Resiliência

Na década de 30, Francis Hveem deu início aos estudos sobre o

comportamento resiliente nos materiais usados em pavimentação, relacionando as

deformações recuperáveis, ou elásticas, com as fissuras surgidas no revestimento

asfáltico. Hveem então cunhou o termo resiliência, preferindo este ao invés de

deformação elástica sob o argumento de que as deformações nos pavimentos são

muito maiores do que nos sólidos elásticos como o concreto ou o aço.

Segundo Medina e Motta (2015), resiliência significa a energia armazenada em

um corpo deformado elasticamente, a qual é devolvida conforme cessam as tensões

causadoras da deformação; correspondendo assim a energia potencial de

deformação.

Balbo (2007) define o módulo de resiliência como a capacidade do material não

resguardar deformações depois de cessada a ação da carga.

O ensaio de Módulo de Resiliência (MR) em misturas asfálticas é padronizado

no Brasil pela Norma DNIT 135/2010 - ME e é realizado aplicando um carregamento

32

repetidas vezes no plano diametral vertical de um corpo de prova cilíndrico regular de

dimensões aproximadas de 100mm de diâmetro e 63,5mm de altura para o caso de

amostras moldadas no compactador Marshall.

Como disserta Bernucci et al. (2008), esta aplicação de carga gera uma tensão

de tração transversalmente ao plano de aplicação da carga. Procede-se então,

utilizando sensores LVDTs (linear variable differential transformers) alinhados

ortogonalmente entre si, a medição do deslocamento diametral recuperável na direção

horizontal correspondente a tensão gerada.

Os pulsos repetitivos de carga são arquitetados a 1Hz, com tempo de aplicação

de 0,1 segundo, seguindo de um repouso de 0,9 segundos. Embora a norma brasileira

de determinação do módulo de resiliência de misturas asfálticas DNIT 135/2010 – ME

não faça objeções quanto ao formato de curva de aplicação do pulso, o NCHRP-285

(2004) propõe que o pulso de aplicação, buscando simular o efeito da passagem dos

pneus sobre o pavimento, deve ser recorrente e obedecer a uma função de onda

conhecida como Haversine function, exemplificada na Figura 10.

Figura 10 - Pulso de carregamento com função de onda Haversine

Fonte: NCHRP – Report 285

Medina e Motta (2015) relatam que a curva de deslocamento contra o tempo,

após aplicação de um pulso, possui um trecho inicial elástico com pico definido e outro

trecho predominantemente viscoso, que se apresenta graficamente através de uma

33

maior variação de inclinação de uma reta tangente hipotética, tomada a partir do pico

da deformação elástica. Essa deformação viscosa então se encerra com a aplicação

do próximo ciclo de carregamento. Para a determinação do módulo de resiliência, as

parcelas de deformação permanente do corpo de prova devem ser desconsideradas,

desta forma toma-se apenas a parcela de deslocamento recuperável da amostra,

dada pela interseção das tangentes aos dois trechos da curva. Segue abaixo a Figura

11 com a representação da curva deslocamento x tempo.

Figura 11 - Representação gráfica dos pulsos de carga e dos deslocamentos durante o ensaio de MR

Fonte: Bernucci et al. (2008)

Visto isso, Bernucci et al. (2008) descreve que o cálculo de MR não representa

portanto um parâmetro exclusivamente elástico, pois este varia tanto com o tempo de

aplicação da carga quanto com o tempo de repouso, estando seu cálculo associado

também a deformações viscoelásticas que são parcialmente contabilizadas como

deformações elásticas.

Segundo a norma DNIT 135/2010-ME, o valor de MR pode ser calculado para

corpos de prova de diâmetro aproximado de 10 cm pela seguinte equação:

𝑀𝑅 = (

𝑃

𝛥ℎ) ∗ (0,9976𝜇 + 0,2692)

(10)

34

Onde P é a carga aplicada repetidamente no corpo de prova; Δ a deformação

elástica ou resiliente registrada em microcomputador; h a altura do corpo de prova; e

μ o coeficiente de Poisson

Conforme regulamenta a norma brasileira, recomenda-se que μ possua um

valor de 0,3, embora de acordo com a metodologia proposta pela ASTM, o valor do

coeficiente de Poisson não seja atribuído, mas sim dado pela seguinte expressão:

𝜇 =−1,0695 − 0,2639 (

𝛿𝑣𝛿ℎ

)

0,3074 + 0,7801 (𝛿𝑣𝛿ℎ

)

(11)

Em que δv é a deformação vertical recuperável medida ao longo de um

comprimento de referência igual a três quartos do diâmetro do corpo de prova; e δh a

deformação horizontal recuperável sobre o diâmetro horizontal do corpo de prova.

Para que o cálculo do coeficiente 𝜇 possa ser efetuado através da Equação 11, é

necessário que o ensaio de MR seja executado com o uso de LVDT’s em formato de

cruz, de maneira que possamos obter os deslocamentos tanto na vertical quando na

horizontal.

O MR apresenta a problemática de ser um ensaio não homogêneo, requerendo

uma solução estrutural para o conhecimento do comportamento do material. Além

disso, como visto acima, as parcelas viscoelásticas provindas de diferentes

temperaturas e diferentes tempos de aplicação de carga são contabilizadas apenas

como deformações elásticas, não representando o comportamento reológico das

misturas asfálticas.

Frente a este problema a norma ABNT NBR 16018 propôs um novo

procedimento de cálculo de MR, que através da utilização de retas tangentes aos três

segmentos das curvas resultantes de ensaio, viria a separar a parcela elástica da

parcela viscosa do material, dando assim maior entendimento do comportamento das

misturas. Este novo processo de cálculo, acena com perda do extenso banco de

dados construídos ao longo dos anos, e não é visto com unanimidade entre os

pesquisadores, que entendem que a mudança do processo metodológico não faz do

MR um ensaio melhor, e apontam para a necessidade de introdução do ensaio de

módulo complexo no cenário nacional.

35

Embora, visto que os valores obtidos através do ensaio de MR estejam longe

de condizer com a real comportamento dos revestimentos asfálticos, estes continuam

sendo bastante empregados no cenário da pavimentação no Brasil. Motivos como um

extenso banco de dados para diferentes materiais, equipamentos menos sofisticados

e maior facilidade de ensaio, fazem com que o ensaio continue pertinente para

parametrização das misturas.

2.4.2 Módulo Complexo

Para materiais viscoelásticos lineares como as misturas asfálticas, a relação

tensão/deformação sobre aplicação de um carregamento senoidal contínuo pode ser

definida como módulo complexo (E*).

Como disserta Christensen (1982), o ensaio de módulo complexo pode ser

usado para determinar tanto as características elásticas quanto as propriedades

viscoelásticas lineares do material.

A importância de se considerar a influência da temperatura e de diferentes

frequências de carregamento faz com que o módulo complexo venha a ser o principal

ensaio para a melhor compreensão acerca da rigidez das misturas asfálticas.

Costuma-se entender o módulo complexo como um ensaio que apresenta resultados

mais próximos das reais propriedades do material.

Um estudo conduzido pelo programa NCHRP e relatado no Report 465 - Simple

Performance Test for Superpave Mix Design (WITCZAK et al., 2002), apresenta

algumas correlações entre ensaios de módulo complexo e dados coletados em pistas.

A avaliação e cruzamento destes dados permitiu concluir que o ensaio de módulo

complexo fornece bons parâmetros na avaliação do comportamento as deformações

permanentes.

No que diz respeito ao ensaio, ao aplicarmos um carregamento contínuo

senoidal com função de onda haversine de maneira a causar compressão axial ao

corpo de prova, desenvolvemos um plano no qual temos as variações de tensão e de

deformação sofridas pela amostra. Matematicamente o valor de (E*) pode ser

encontrado através da relação entre o valor do pico de amplitude de tensão e o valor

do pico de amplitude da deformação.

O ensaio é realizado em diferentes condições de frequência e de temperatura,

buscando compreender o comportamento viscoelástico do material. Pode ser

36

realizado seguindo as diretrizes de duas normas, sendo elas: AASHTO TP 62:2003 e

ASTM D 3497-79:2003.

Além do módulo complexo, podemos inferir também sobre outro valor,

conhecido por ângulo de fase (ϕ), conforme Figura 12. Este parâmetro está

diretamente ligado as parcelas viscoelásticas solicitadas, e pode ser verificado através

da defasagem entre o pico de tensão e o pico de deformação. Para um material

puramente elástico ϕ = 00, e a amostra não desenvolve atraso entre as ondas de

tensão e deformação. Já para materiais puramente viscosos ϕ = 900, e a defasagem

entre as duas ondas seria de pelo menos um período completo, não havendo a

completa recuperação da deformação do material no momento da aplicação da carga

subsequente. Materiais viscoelásticos apresentam ângulo de fase 00< ϕ < 900.

Figura 12 - Defasagem entre as ondas de tensão e de deformação durante aplicação do pulso de carregamento no ensaio de módulo complexo

Fonte: NCHRP - Report 465

O módulo complexo é defino matematicamente por:

𝐸∗(𝜔) =

𝜎∗(𝑡)

휀∗(𝑡)

(12)

Onde seu valor absoluto é dado pela expressão:

|𝐸∗| = 𝜎𝑜

휀𝑜 (13)

O ângulo de fase pode ser obtido através da seguinte relação:

37

𝜙 =

𝑡𝑖

𝑡𝑝 𝑥 360

(14)

Onde:

ti = fração de tempo entre os picos de tensão e deformação;

tp = tempo de um ciclo de carga.

Como E* é um número complexo, sua parte real e sua parte imaginária podem

ser isoladas, respectivamente como E1 e E2, como segue abaixo:

𝐸∗ = 𝐸1 + 𝐸2 = |𝐸∗|𝑐𝑜𝑠𝜙 + 𝑖|𝐸∗|𝑠𝑒𝑛𝜙 (15)

Os dados obtidos através do ensaio de módulo complexo podem ser

apresentados em diferentes tipos de gráficos, sendo os principais deles: o plano Cole-

Cole, o diagrama de Black, e as curvas mestras.

O plano Cole-Cole, é alcançado através da plotagem das variáveis E1 e E2 e

seu uso é indicado para analisar o comportamento do material asfáltico para baixas

temperaturas e/ou altas frequências.

No diagrama de Black temos a plotagem da relação do valor absoluto do

módulo complexo |E*| plotado em escala logarítmica pelo ângulo de fase (ϕ) plotado

em escala aritmética. O diagrama de Black é indicado para o estudo do

comportamento do material para altas temperaturas e/ou baixas frequências.

As curvas mestras permitem que comparações sejam feitas para uma mesma

faixa de frequências ou temperaturas, facilitando a leitura dos dados devido seu

formato contínuo e suave. Para cada temperatura de ensaio obtemos uma isoterma

no qual estão associadas todas as frequências ensaiadas nesta temperatura. De

maneira análoga, para uma frequência obtemos uma isócrona, na qual associamos

todas as temperaturas ensaiadas para esta dada frequência. As curvas mestras então

podem ser construídas através do princípio de superposição tempo-temperatura,

partindo da constatação da unicidade das curvas do plano Cole-Cole e do diagrama

de Black. Conforme Di Benedetto & Corté (2005), materiais que apresentam este

comportamento são conhecidos como materiais ‘termoreológicos simples”, e a

utilização do princípios de superposição tempo-temperatura passa a ser interessante

nestes materiais, visto que, para um ensaio realizado num intervalo limitado de

temperatura ou frequência, seus resultados possam ser expandido para domínios

inacessíveis em laboratório.

38

O ensaio de Módulo Complexo, é de acordo com Di Benedetto & Corté (2005),

um ensaio homogêneo, que não requer nenhuma solução estrutural, não demandando

assim nenhuma hipótese complementar, de modo que apresenta resultados mais

similares a real propriedade dos materiais testados.

2.5 ENSAIOS DE RESISTÊNCIA

Os ensaios mecânicos laboratoriais aplicados as misturas asfálticas

configuram-se neste trabalho, através do objetivo de caracterizar o comportamento

destas misturas no que diz respeito as deformações permanentes.

Optou-se por realizar os ensaios de resistência a tração por compressão

diametral e o ensaio uniaxial de cargas repetidas para avaliarmos a resistência das

misturas ao dano induzido, simulando a ação do tráfego incidente no revestimento.

2.5.1 Ensaio uniaxial de carga repetida – Flow Number

O ensaio uniaxial de carga repetida consiste no emprego de um carregamento

cíclico de compressão em que obtém-se a deformação permanente da amostra em

função no números de ciclos correspondentes. A forma de aplicação da carga deve

obedecer a função Haversine vista anteriormente e proposta pelo NCHRP-285,

enquanto o tempo de ação da carregamento é de 0,1 segundo, sendo seguido de 0,9

segundos de repouso, compondo assim a frequência de 1Hz.

O método de ensaio prevê que, além da aplicação da carga de 204kPa, as

amostras possuam dimensões de 10 centímetros de diâmetro por 15 centímetros de

altura, as leituras de deformação acumulada ao final de cada período de repouso

sejam feitas por no mínimo dois transdutores de medida de deslocamento fixados na

região central da superfície lateral das amostras, e a temperatura durante o ensaio

deve ser controlada em 60 ºC.

O resultado do ensaio mostra-se através da curva de deformação plástica

vertical uniaxial em um plano deformação permanente acumulada por número de

ciclos aplicados. Nesta curva a deformação permanente acumulada pode ser dividida

em três regiões distintas vistas na Figura 13 abaixo. Sendo elas: a zona primária, a

zona secundária, e a zona terciária.

39

Figura 13 - Curva de deformação permanente acumulada para o ensaio uniaxial de cargas repetidas

Fonte: Adaptado de Nascimento (2008)

Na zona primária temos a consolidação da amostra e a queda da taxa de

deformação plástica, nesta fase há grande variação do volume do corpo de prova. Ao

adentrarmos a zona secundária temos uma taxa de deformação quase constante, com

pequena variação no volume da amostra. Por fim temos a zona terciária que se

caracteriza pela ocorrência de cisalhamento a volume constante do material onde a

taxa de deformação plástica aumenta consideravelmente.

O ensaio uniaxial de carga repetida apresenta parâmetros interessantes no que

diz respeito o estudo de deformações permanentes, entre eles estão o valor de

deformação obtido ao se prolongar uma reta tangente a curva referente a zona

secundária para a zona primária, também conhecido como intercepto, e a inclinação

da curva na zona secundária.

Para altos valores de deformação no intercepto temos a indicação de uma

menor rigidez, com maior tendência a ocorrência de densificação, e com consequente

baixa resistência a deformação permanente. Também podemos influir que um alto

valor de inclinação na curva da zona secundaria leva a mistura a deformar a taxas

mais altas, acelerando o processo de deformação.

Entretanto, entre todas as análises que podem ser propostas através da curva

de deformação plástica vertical uniaxial, Witczak et. al. (2002) cita que o Flow Number

é o parâmetro oriundo deste ensaio que melhor se relaciona com a deformação

40

permanente, apresentando correlações entre valores ensaiados e valores obtidos em

pistas testes, no relatório NCHRP 465.

O Flow Number é definido como o número de ciclo em que inicia-se a zona

terciária. A passagem da zona secundária para a terciária é a evidência de que

ocorreu a ruptura do corpo de prova, sendo está caracterizada pelo início do

cisalhamento a volume constante.

O ensaio é finalizado em três situações: quando o FN é atingido; quando o ciclo

de número 10.000 é atingido; ou quando a amostra apresenta 5% de deformação

(DONGRE et al., 2009).

2.5.1.1 Modelo de Francken

Embora, como visto, o Flow Number seja um parâmetro que se relacione bem

com as deformações permanentes encontradas em pista, sua variabilidade

apresentada nos resultados experimentais em laboratório é alta, dificultando de certa

forma seu emprego. Conforme Ameri et. al. (2014), a utilização de um modelo

matemático para a determinação do FN, de modo a reduzir as variabilidades

encontradas, contribuiria profundamente para a utilização deste parâmetro em

modelos de deformação permanente. Biligiri et. al. (2007) estudando leis de potência

desenvolvidas para representar o comportamento de ensaios de carga repetida,

chegaram à conclusão de que o modelo de Francken desenvolvido em 1977 era o que

apresentava maior acurácia em comparação aos dados obtidos experimentalmente.

Choi (2013) relata que os modelos existentes não são capazes de explicar a região

primária adequadamente quando está é submetida a grandes variações de

deformação, geralmente causadas pela densificação da amostra. O mesmo também

conclui que o modelo de Francken é o melhor a ser aplicado ao ensaio de FN, embora

disserte que as leis de potência atuais são insuficientes, demonstrando a necessidade

de novos estudos neste sentido, buscando um modelo simples que harmonize-se com

os dados experimentais obtidos.

O modelo de Francken é formado pela soma entre uma função de potência e

uma função exponencial, conforme equação x abaixo. A parcela formada pela função

de potência e pelos coeficientes A e B, está relacionada as zonas primária e

secundária, já a função exponencial e os coeficientes C e D estão ligados ao

41

comportamento da zona terciária. O parâmetro N é definido como o número do ciclo

de carregamento.

휀𝑝(𝑁) = 𝐴𝑁𝐵 + 𝐶(ℯ𝐷𝑁 − 1) (16)

Para o modelo de Francken, a passagem da zona secundária para a terciária,

e por consequência a determinação do flow number, é dada quando ocorre a inversão

de valor negativo para positivo no resultado da derivada de segunda ordem da

equação x acima, de modo que ocorre a inflexão e a concavidade volta-se para cima

na curva de deformações permanentes.

2.5.2 Resistência a tração por compressão diametral

O ensaio de compressão diametral, também conhecido internacionalmente

como Brazilian Test, foi desenvolvido pelo Prof. Fernando Luiz Lobo Carneiro na

década de 50 com preposição inicial de determinação da resistência a tração de

corpos de prova de concreto de cimento Portland.

Conforme Medina e Motta (2015), o ensaio de compressão diametral estático

tem sido empregado no brasil para media a resistência indireta a tração das misturas

asfálticas desde 1980, aproveitando-se a própria prensa do ensaio de estabilidade

Marshall.

O ensaio consiste na aplicação de um carregamento em um corpo de prova

cilíndrico em que a carga é aplicada em planos paralelos, estando diametralmente

oposta. Desta forma, como mostra a figura 14 abaixo, na direção vertical a amostra

sofre compressão, e na direção horizontal sofre tração.

42

Figura 14 - Estado de tensões gerado no ensaio de RT

Fonte: Medina e Motta (2015)

Levando o corpo de prova até o carregamento de ruptura, a tensão de tração

horizontal que rompe o material nas proximidades de seu centro é dada pela

expressão:

𝜎𝑡 =

2. 𝐹

𝜋. 𝑑. ℎ

(9)

Onde F é a força aplicada; d, o diâmetro do corpo de prova; e h, sua altura.

Como disserta Balbo (2015), ao levar uma amostra a ruptura, o plano de ruptura

deve coincidir exatamente com o plano de aplicação do carregamento. Se isso não

vier a ocorrer, o ensaio não possuirá validade garantida.

43

3. METODOLOGIA

Buscando contribuir na melhor compreensão acerca da influência da adição de

areia natural nos revestimentos asfálticos, no que se refere os afundamentos de trilha

de roda e o comportamento viscoelástico das misturas, o referente estudo se propôs

a moldar em laboratório 60 corpos de prova, distribuídos em 4 faixas de composição

distintas. Nestas faixas, se alterou-se somente a parcela de agregados miúdos,

permutando nelas frações de agregado britado por areia natural. A rigor, foi avaliado

as seguintes condições: uma primeira mistura, onde 100% dos agregados miúdos

foram constituídos de agregados britados; a segunda condição, em que foi permutado

na fração fina 2% de agregados britados por areia natural, um terceira condição, em

que a troca correspondeu a 4%; e uma quarta e última combinação, onde trocou-se

6% de agregado britado por areia natural. Todas as trocas ocorreram respectivamente

na fração fina da mistura.

Para todas as faixas de composição granulométrica dosadas, foi utilizado o

mesmo ligante asfáltico, sendo o CAP 50/70 o escolhido. Além disso, a parcela graúda

do agregado permaneceu igual para todas as composições, de modo a mitigar

qualquer efeito que esta fração pudesse vir a influenciar.

Desta forma, todos os corpos de prova foram moldados de modo que fossem o

mais similares possíveis, alterando-se somente a parcela fina do material, de tal sorte

que emanamos na condição de conseguir isolar o efeito da textura do agregado fino

no comportamento referente as deformações permanentes das misturas asfálticas.

Em um primeiro momento, determinou-se a composição granulométrica dos

agregados utilizados e procedeu-se com a construção da composição da mistura

granulométrica, de tal forma que esta obedece-se alguns parâmetros pressupostos,

como: enquadrar-se dentro dos limites da Faixa C do DNIT, dentro da Faixa B do

DAER-RS, e não passar sobre a zona de restrição proposta pelo programa

SUPERPAVE.

Com a composição granulométrica da mistura ajustada, separou-se os

agregados em 10 frações distintas, além da areia natural. Posteriormente estes foram

lavados e secos, com exceção do material passante na peneira #200. Após o material

limpo procedeu-se com os ensaios de densidade dos agregados para em seguida

fazermos uso da metodologia Marshall para verificação do teor de ligante de projeto.

44

Devido a semelhança muito grande dos teores de ligante de projeto

encontrados para as quarto diferentes misturas, resolveu-se fixar o teor de ligante, de

modo que o volume de vazios então exibisse uma pequena variação.

Com o teor de ligante fixado, moldou-se os 12 corpos de prova para o ensaio

de flow number. Para os ensaios de módulo de resiliência e resistência a tração

viemos a utilizar as mesmas amostra moldadas para a dosagem Marshall.

Após todas as moldagem concluídas foram executados os ensaios propostos e

então obtidos os dados necessários para a análise dos resultados, que se apresentam

expostos no capítulo 4. Abaixo segue o processo metodológico com maiores detalhes

e esclarecimentos.

3.1 MATERIAIS UTILIZADOS

Os materiais utilizados na presente pesquisa são os de uso corrente no meio

de infraestrutura rodoviária, os quais estão geralmente próximos ao empreendimento

a ser executado. Fez-se uso de agregados minerais advindos de duas fontes distintas,

o agregado basáltico britado e a areia natural, e do ligante CAP 50-70.

3.1.1 Agregados Minerais

Os agregados minerais são constituintes essenciais em todos os revestimentos

asfálticos e devem apresentar durabilidade adequada além de propiciar o bom

desempenho dos pavimentos, atendendo as solicitações que lhes são impostas.

Os agregados escolhidos para este estudo dividem-se em dois grupos, distintos

em diversos fatores, entre eles a composição mineralógica e o modo de obtenção.

O primeiro deles, o qual representa a maior parcela dos agregados minerais

utilizados, foi obtido através do processo de britagem de rocha basáltica, encontrada

na região geomorfológica da depressão central (BOEIRA 2014), e coletado

diretamente na unidade de produção do mesmo, sendo este cedido pelo grupo

Triunfo-Concepa, com a pedreira localizada na Rodovia BR 290, Km 30, no município

de Santo Antônio da Patrulha - RS (Figura 15).

45

Figura 15 - Pedreira Concepa - As margens da BR 290 - Km 30 - Santo Antônio da Patrulha - RS

Fonte: Google Earth

O segundo grupo de agregados minerais diz respeito a areia utilizada no

estudo. A areia é obtida de forma natural através de um processo de intemperismo

físico e químico que incide sobre esta ao longo de milhares de anos, de tal forma que

suas partículas apresentam superfície mais arredondada que os agregados britados.

A areia foi adquirida junto a empresa Arenal Comercial de Areia, localizada na BR

392, Km 343, no município de Santa Maria - RS.

Foram utilizados para a composição das misturas, as frações de agregado 3/4’’,

3/8’’, e pó de pedra para o material britado, e a fração passante na peneira #4 do

material areia. Segue na Figura 16, sem a utilização de escala, a fração retida na

peneira #80, em que podemos observar as diferente texturas e angularidade de

ambos os agregados, fato pressuposto neste estudo.

46

Figura 16 - Agregados retidos na peneira #80 utilizados no estudo

3.1.2 Ligante Asfáltico

Para esta pesquisa, utilizou-se o ligante asfáltico CAP 50-70, comumente

encontrado nas misturas asfálticas brasileiras. Este, foi caracterizado através do

ensaio de Brookfield de maneira a obtermos as temperaturas de mistura e

compactação para este ligante, conforme mostrado abaixo na Tabela 1. Além deste,

segue também o laudo emitido pela refinaria Alberto Pasqualini (REFAP), responsável

pelo refino e distribuição deste ligante, com as especificações do CAP na Tabela 2.

Tabela 1 - Temperatura de mistura e de compactação para o CAP utilizado

Viscosidade Rotacional

(Pa.s) Temperatura

(°C) Temperatura Utilizada

(°C)

Mistura 0,15 - 0,19 146 - 152 149

Compactação 0,25 - 0,30 134 - 140 137

47

Tabela 2 - Especificação do CAP 50-70 utilizado no estudo

Especificação do CAP 50-70

Características Especificação Resultado

Penetração (mm) 50 a 70 53

Ponto de Amolecimento (°C) ≥ 46 49,2

Viscosidade Brookfield a 135°C, SP 21 (cP) ≥ 274 328

Viscosidade Brookfield a 150°C, SP 21 (cP) ≥ 112 157

Viscosidade Brookfield a 177°C, SP 21 (cP) 57 a 285 63

RTFOT Penetração Retida (%) ≥ 55 70

RTFOT Aumento do Ponto de Amolecimento (°C) ≤ 8 3,8

RTFOT Ductilidade a 25°C (cm) ≥ 20 147

RTFOT Variação em % Massa (%) -0,5 a 0,5 0,057

Ductilidade a 25°C (cm) ≥ 60 147

Solubilidade no Tricloroetileno (% massa) ≥ 99,5 100

Ponto de Fulgor (°C) ≥ 235 236

Índice de Suscetibilidade Térmica -1,5 a 0,7 -1,3

Fonte: REFAP - Refinaria Alberto Pasqualini - Canoas – RS

3.2 PROCEDIMENTOS LABORATORIAIS

Após a obtenção dos materiais a serem utilizados, deu-se início a fase de

execução das etapas em laboratório. Em um primeiro momento foi obtida as curvas

granulométricas dos agregados pétreos utilizados, vide Tabela 3 e Figura 17.

Tabela 3 - Porcentagem passante média dos agregados utilizados

Porcentagem passante média

Peneira mm Brita 3/4'' Brita 3/8'' Pó de Pedra

Areia Fina

1 1/2" 38,1 100 100,00 100,00 100,00

1" 25,4 100 100,00 100,00 100,00

3/4" 19,1 97,51 100,00 100,00 100,00

1/2" 12,7 46,05 100,00 100,00 100,00

3/8" 9,5 6,26 95,39 100,00 100,00

n 4 4,8 0,17 7,59 96,43 100,00

n 10 2 0,17 0,54 65,92 99,01

n 40 0,42 0,16 0,52 32,58 58,45

n 80 0,18 0,16 0,51 17,75 18,88

n 200 0,075 0,15 0,49 11,09 3,15

48

Figura 17 - Curvas Granulométricas dos agregados utilizados

Separou-se então os agregados de acordo com as peneiras do DNIT, e

posteriormente lavou-se estes até a malha #200, de maneira que passamos para a

análise da composição granulométrica das misturas.

3.2.1 Composição Granulométrica das Misturas

Buscando avaliar o efeito da granulometria nas deformações permanentes,

Kandhall e Mallick (1999), concluíram que a composição granulométrica da mistura

influencia significativamente no comportamento desta frente aos afundamentos de

trilho de roda.

Desta forma, sabendo da considerável interferência que diferentes

granulometrias emanariam nos resultados, buscou-se a construção de composições

que apresentassem a maior similaridade possível. A parcela graúda do agregado

permaneceu a mesma para todas as composições, de modo a mitigar qualquer efeito

que esta poderia vir a influenciar.

Deste modo, todos os corpos de prova foram moldados de modo que fossem o

mais similares possíveis, alterando-se somente a parcela fina do material, de tal sorte

0

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10

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0,01 0,1 1 10 100

Po

rce

nta

ge

m P

assan

te

Diâmetro dos Grãos (mm)

BRITA 3/4''

BRITA 3/8''

PÓ DE PEDRA

AREIA FINA

200 80 1 4Peneiras 3/4"3/8" 1/2"40200 80 1 4 3/4"3/8" 1/2"40200 80 10 4 3/4"3/8" 1/2"40

49

que viemos a isolar o efeito da superfície do agregado fino no comportamento

referente as deformações permanentes das misturas asfálticas.

Fixou-se primeiramente que a composição deveria atender os limites da Faixa

C do DNIT e da Faixa B do DAER-RS, atender os critérios do método de Bailey, e não

passar sobre a zona de restrição proposta pelo programa SUPERPAVE.

Conforme apresentava-se a granulometria dos agregados, determinou-se as

respectivas porcentagens para cada uma das frações, de modo que fossem satisfeitas

as condições impostas acima. Assim, apresentam-se abaixo as quatro misturas

granulométricas utilizadas para o estudo.

3.2.1.1 Mistura sem areia

A mistura dosada sem adição de areia foi constituída por um total de 27% de

brita 3/4’’, 15% de brita 3/8’’, e 58% de pó de pedra, conforme mostra a Tabela 4 e a

Figura 18. Para todas as outras misturas, o percentual de brita 3/4’’ e brita 3/8’’

utilizado foi o mesmo, de maneira que a possível influência destes não veio a ser

contabilizada em relação as deformações permanentes.

Tabela 4 - Porcentagem passante para as diferentes frações de agregados na composição da mistura com 0% de areia

Composição da mistura

% mistura 27% 15% 58% 0%

Peneira mm Brita 3/4'' Brita 3/8'' Pó de Pedra

Areia Fina

1 1/2" 38,1 27,00 15,00 58,00 0,00

1" 25,4 27,00 15,00 58,00 0,00

3/4" 19,1 27,00 15,00 58,00 0,00

1/2" 12,7 12,43 15,00 58,00 0,00

3/8" 9,5 1,69 14,31 58,00 0,00

n 4 4,8 0,05 1,14 55,93 0,00

n 10 2 0,05 0,08 38,23 0,00

n 40 0,42 0,04 0,08 18,90 0,00

n 80 0,18 0,04 0,08 10,30 0,00

n 200 0,075 0,04 0,07 6,43 0,00

50

Figura 18 - Curva granulométrica da mistura com 0% de areia

Como pode ser visto na Figura 17, a composição da mistura se enquadra dentro

da Faixa C do DNIT, dentro da Faixa B do DAER e passa acima da zona de restrição

do programa SUPERPAVE.

3.2.1.2 Mistura com 2% de areia

Para esta mistura, continuamos com as mesmas porcentagens das frações 3/4’’

e 3/8’’, e permutamos 2% de pó de pedra por areia fina, de modo que temos como

resultado 56% de pó de pedra e 2% de areia fina. Segue abaixo a composição da

mistura vide Tabela 5 e Figura 19.

0

10

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30

40

50

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90

1000

10

20

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40

50

60

70

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90

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0,01 0,1 1 10 100

Po

rce

nta

ge

m R

etida

(%

)

Po

rce

nta

ge

m P

assan

te (

%)


Limites DNIT C

SUPERPAVE - ZR

0% Areia

Limites DAER B

200 80 4 10 4Peneiras 3/4"3/8"

51


Composição da Mistura – Porcentagem Passante

% mistura 27% 15% 56% 2%

Peneira mm Brita 3/4'' Brita 3/8'' Pó de Pedra Areia Fina

1 1/2" 38,1 27,00 15,00 56,00 2,00

1" 25,4 27,00 15,00 56,00 2,00

3/4" 19,1 27,00 15,00 56,00 2,00

1/2" 12,7 12,43 15,00 56,00 2,00

3/8" 9,5 1,69 14,31 56,00 2,00

n 4 4,8 0,05 1,14 54,00 2,00

n 10 2 0,05 0,08 36,92 1,98

n 40 0,42 0,04 0,08 18,24 1,17

n 80 0,18 0,04 0,08 9,94 0,38

n 200 0,075 0,04 0,07 6,21 0,06


Assim podemos perceber que a mistura com 2% de areia também respeitou os

limites propostos para a Faixa C do DNIT e B do DAER, além de não passar sobre a

zona de restrição.

0

10

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90

1000

10

20

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90

100

0,01 0,1 1 10 100

Po

rcen

tag

em

Reti

da (

%)

Po

rcen

tag

em

Passan

te (

%)


Limites DNIT C

SUPERPAVE - ZR

2% Areia

Limites DAER B

200 80 4 10 4Peneiras 3/4"3/8"

52


Continuamos aqui com as frações 3/4’’ e 3/8’’ fixas em 27% e 15%

respectivamente e permutamos então 4% de material pó de pedra por areia fina, de

modo que obtemos as porcentagens de 54% de pó de pedra e 4% de areia fina,

conforme apresentado na Tabela 6 e na Figura 20 abaixo.


Composição da Mistura - Porcentagem Passante

% mistura 27% 15% 54% 4%


1 1/2" 38,1 27,00 15,00 54,00 4,00

1" 25,4 27,00 15,00 54,00 4,00

3/4" 19,1 27,00 15,00 54,00 4,00

1/2" 12,7 12,43 15,00 54,00 4,00

3/8" 9,5 1,69 14,31 54,00 4,00

n 4 4,8 0,05 1,14 52,07 4,00

n 10 2 0,05 0,08 35,60 3,96

n 40 0,42 0,04 0,08 17,59 2,34

n 80 0,18 0,04 0,08 9,59 0,76

n 200 0,075 0,04 0,07 5,99 0,13

53


Visto o que se apresenta na Tabela 6 e na Figura 20, podemos perceber que a

mistura com 4% de areia na fração miúda também enquadrou-se dentro das faixas de

trabalho adotadas e respeitou a zona de restrição do programa SUPERPAVE.


Para a mistura com 6% de areia, as parcelas de brita 3/4’’ e brita 3/8’’ se

mantiveram fixas em 27% e 15% respectivamente, enquanto através de permutação

dos materiais a fração pó de pedra representa 52% da mistura e a areia fina 6%, como

pode ser visto na Tabela 7 e na Figura 21.

0

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10

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0,01 0,1 1 10 100

Po

rce

nta

ge

m R

etida

(%

)

Po

rce

nta

ge

m P

assan

te (

%)


Limites DNIT C

SUPERPAVE - ZR

4% Areia

Limites DAER B

200 80 4 10 4Peneiras 3/4"3/8"

54


Composição da Mistura - Porcentagem Passante

% mistura 27% 15% 52% 6%


1 1/2" 38,1 27,00 15,00 52,00 6,00

1" 25,4 27,00 15,00 52,00 6,00

3/4" 19,1 27,00 15,00 52,00 6,00

1/2" 12,7 12,43 15,00 52,00 6,00

3/8" 9,5 1,69 14,31 52,00 6,00

n 4 4,8 0,05 1,14 50,14 6,00

n 10 2 0,05 0,08 34,28 5,94

n 40 0,42 0,04 0,08 16,94 3,51

n 80 0,18 0,04 0,08 9,23 1,13

n 200 0,075 0,04 0,07 5,77 0,19


Desta forma, a mistura com 6% de areia natural também se manteve dentro das

faixas de trabalho adotadas para esta pesquisa, além de não passar sobre a zona de

restrição proposta pelo programa SUPERPAVE.

0

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1000

10

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30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100

Po

rce

nta

ge

m R

etida

(%

)

Po

rce

nta

ge

m P

assan

te (

%)


Limites DNIT C

SUPERPAVE - ZR

6% Areia

Limites DAER B

200 80 4 10 4Peneiras 3/4"3/8"

55

3.2.1.5 Composições e Ajuste Bailey

Com as quatro misturas distintas construídas, plotamos as curvas de composição

granulométrica sobrepostas umas às outras, de maneira a melhor visualizar a

semelhança entre elas (Figura 22). Além disso, visando também uma melhor

resistência as deformações permanentes da mistura, enquadrou-se dentro do possível

todas as quatro misturas aos critérios propostos pelo método Bailey, conforme pode

ser visto na Tabela 8.

Figura 22 - Composição granulométrica das quatro misturas utilizadas durante o estudo

Tabela 8 - Parâmetros do método Bailey para cada uma das misturas

Mistura

Limites Proporção 0% 2% 4% 6%

0,6 - 0,75 AG 0,65 0,65 0,64 0,64

0,35 - 0,5 GAF 0,50 0,51 0,51 0,52

0,35 - 0,5 FAF 0,52 0,52 0,52 0,52

Conforme os dados do ajuste Bailey vistos acima, podemos perceber que as

quatro distintas misturas se assemelham fortemente no que se refere a granulometria

dos agregados empregados, podendo assim precaver-se de que a composição

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

1000

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,01 0,1 1 10 100

Po

rce

nta

ge

m R

etida

(%

)

Po

rce

nta

ge

m P

assan

te (

%)


Limites DNIT C

Limites DAER B

0% Areia

2% Areia

4% Areia

6% Areia

200 80 4 10 4Peneir 3/4"3/8"

56

granulométrica não veio a exercer influência sobre os resultados encontrados durante

a pesquisa.

3.2.2 Dosagem da Mistura Asfáltica

O projeto de dosagem das misturas seguiu os critérios propostos pela

metodologia Marshall, moldando-se 48 corpos de prova e realizando os ensaios de

Rice, de tal forma que encontramos o teor de ligante de projeto em função de uma

volume de vazios de 4%.

Em um segundo momento, com as densidades máximas medidas através dos

ensaios de Rice, fez-se uso do misturador infratest e do compactador Servopac e

moldou-se mais 12 amostras com dimensões 10x15 cm e volume de vazios fixado em

7±1% para o ensaio uniaxial de carga repetida, na busca pelo parâmetro conhecido

como Flow Number.

3.2.2.1 Dosagem Marshall e Moldagem dos Corpos de Prova

Neste estudo, fez-se uso da metodologia Marshall para a dosagem da mistura,

seguindo as diretrizes propostas na norma DNER - ME 043 (1995), que estabelece o

procedimento para tal. Através de conhecimento prévio acerca do teor de ligante para

os agregados utilizados, fixou-se que a dosagem para cada uma das quatro misturas

seria feita para três teores de ligante distintos, sendo eles: 4,5%, 5,0%, 5,5%, de

maneira que através do valor de vazios de 4% obteríamos o respectivo teor de ligante

ótimo de projeto.

Foram então moldados três corpos de prova, mais uma mistura não

compactada, para cada um dos teores, em cada uma das misturas. De tal forma, foram

moldados 36 corpos de prova de dimensões 100mm de diâmetro por 63,5mm de altura

(Figura 23), mais 12 misturas não compactadas para realização do ensaio de Rice.

57

Figura 23 - Corpos de prova e moldes utilizados na dosagem Marshall

Fonte: Autor

O processo de dosagem consistiu em separar a massa de 1200g de agregados

(Fig. 24), de acordo com as respectivas composições granulométricas, para cada uma

das amostras. Posteriormente com as devidas temperaturas determinadas a partir da

curva de viscosidade do ligante, misturou-se os agregados e o ligante, deixando-os

envelhecer em estufa por duas horas na temperatura de compactação.

Após a simulação de envelhecimento da mistura, três corpos de prova para

cada teor foram compactados utilizando o compactador Marshall (Figura 25),

aplicando 75 golpes em cada uma das faces da amostra.

Figura 24 - Massa de agregados separados utilizada para moldagem

58

Figura 25 - Compactador Marshall utilizado para moldagem

Foi separada então a mistura não compactada de cada teor para a

determinação da densidade máxima medida (DMM), através do ensaio de Rice.

Com a DMM calculada e os valores de massa específica aparente para cada

um dos teores obtidos através do processo de pesagem proposto pela NBR

15573/2008, foi possível determinar a média do volume de vazios em cada um dos

teores para cada mistura, conforme apresentado na Tabela 9.

Tabela 9 - Média de volume de vazios para cada teor em cada uma das misturas

Mistura Teor de Ligante (%) DMM (g/cm³) V.Vazios (%)

0% Areia

4,5 2,574 5,4

5 2,544 4,1

5,5 2,522 2,5

2% Areia

4,5 2,553 4,9

5 2,531 3

5,5 2,526 1,9

4% Areia

4,5 2,569 4,9

5 2,545 3,7

5,5 2,512 1,5

6% Areia

4,5 2,566 5,2

5 2,527 2,8

5,5 2,503 1,1

59

A partir da interpolação dos valores de teor de ligante e volume de vazios

verificou-se o teor de ligante ótimo para 4% de Vv em cada uma das misturas,

conforme Tabela 10.

Tabela 10 - Teor de ligante ótimo de projeto para cada mistura

Mistura Teor de Projeto (%) V.Vazios (%)

0% Areia 5,00 4%

2% Areia 4,74 4%

4% Areia 4,88 4%

6% Areia 4,74 4%

Percebeu-se então que devido à similaridade dos resultados e o padrão

aleatório tomado por estes, a influência das quantidades de areia utilizadas na mistura

eram ínfimas, de maneira que a heterogeneidade dos corpos de prova e os erros

acumulados nas leituras dos ensaios predominavam nos valores encontrados.

Desta forma, sabendo da suma importância do ligante asfáltico no

comportamento das misturas asfálticas, tomou-se a decisão de manter o mesmo teor

de ligante para todas as misturas, utilizando a média dos quatro teores encontrados,

de maneira que pudéssemos restringir o efeito que diferentes porcentagens de ligante

causariam nos ensaios.

Assim, assumimos a porcentagem de 4,85% para o teor de ligante, e por meio

de interpolação encontramos os valores de: volume de vazios (Vv), volume de vazios

nos agregados minerais (VAM), relação betume/vazios (RBV) e densidade máxima

medida (DMM). Para a determinação da Densidade máxima teórica (DMT) foram

realizados os ensaios de densidade dos agregados graúdos conforme a norma DNER-

ME 81/98, e densidade dos agregados miúdos, seguindo o procedimento da norma

DNER-ME 84/95. (Tabela 11).

Tabela 11 - Parâmetros de dosagem obtidos a partir do teor de ligante de 4,85%

Mistura Teor (%) V.Vazios (%) VAM (%) RBV (%) DMM DMT

0% Areia 4,85 4,49 15,26 70,64 2,553 2,549

2% Areia 4,85 3,57 14,97 76,28 2,538 2,528

4% Areia 4,85 4,06 15,10 73,01 2,552 2,523

6% Areia 4,85 3,52 15,12 76,01 2,539 2,510

60

A partir destes mesmos corpos de prova utilizados para a dosagem Marshall,

foram também realizados os ensaios de módulo de resiliência e resistência a tração

por compressão diametral. Para o ensaio de flow number foi empregado um segundo

processo, que permitiu a moldagem de amostras com maiores dimensões, estas

necessárias para a condução do respectivo ensaio.

Desta forma para o ensaio de FN foram moldados 12 corpos de prova, de

maneira que cada mistura possuísse três amostras. Utilizou-se o mesmo teor de

ligante e recalculou-se a massa de agregados, de modo que apresentassem amostras

com dimensões de 150mm de altura por 100mm de diâmetro, e possuíssem 7% de

volume de vazios. Para a confecção destes corpos de prova foi utilizado o misturador

da marca InfraTest testing systems, modelo Bituminous Laboratory Mixer 30 Liter

Special Version 380V 60 Hz 3Ph with neutral wire/conductor (Figura 26), e o

compactador giratório Superpave (IPC Servopac) (Figura 27).

Figura 26 - Misturador InfraTest no LMCC (UFSM)

61

Figura 27 - Compactador Servopac no LMCC (UFSM)

3.3 ENSAIOS LABORATORIAIS

Após a confecção dos corpos de prova, um total de 48 amostras além das 12 misturas

não compactadas para ensaio de Rice, passou-se para a fase de ensaios

laboratoriais. Estes foram todos realizados nas dependências do LMCC na

Universidade Federal de Santa Maria.

3.3.1 Módulo de resiliência

O ensaio de módulo de resiliência realizado para as quatro distintas misturas

deste trabalho seguiu o procedimento descriminado na norma do DNIT-M3 135/2010.

Foi utilizado para tal a máquina Universal Testing Machine (UTM) (figura 28).

62

Figura 28 - Prensa UTM-25 utilizada para o ensaio de MR

O ensaio consiste na aplicação de um pulso de carga que gera uma tensão de

tração transversal ao plano de aplicação da carga. Através da utilização de sensores

LVDTs (linear variable differential transformers) alinhados ortogonalmente ao sentido

de aplicação da carga, é medido o deslocamento diametral recuperável na direção

horizontal correspondente a tensão gerada (Figura 29). Os pulsos repetitivos de carga

são arquitetados a 1Hz, com tempo de aplicação de 0,1 segundo, seguindo de um

repouso de 0,9 segundos. Todo procedimento é realizado a temperatura controlada

de 25 °C ∓ 1°C, com as amostras sendo condicionadas 12 horas antes do ensaio.

63

Figura 29 - Amostra submetida ao ensaio de MR


Após concluído o ensaio de módulo de resiliência, realizou-se o ensaio de

resistência a tração por compressão diamentral, utilizando as mesmas amostras, visto

que o ensaio de MR não é um ensaio destrutivo.

Para este procedimento, seguiu-se as recomendações propostas na norma do

DNIT 136/2010, que estabelece as dimensões da amostra, neste caso 10±0,2 cm de

diâmetro e altura entre 3,5 e 6,5 cm. Os corpos de prova foram condicionados

previamente durante duas horas em uma temperatura de 25±0,1°C e por fim tiveram

sua superficie cilindrica colocada entre dois frisos metalicos de maneira a receber a

carga com uma velocidade de deformação de 0,8±0,1 mm/s até sua ruptura (Figura

30).

64

Figura 30 - Corpo de prova e prensa para ensaio de RT

3.3.3 Ensaio uniaxial de carga repetida - Flow Number

Como documentado pelo relatório NCHRP 465, o Flow Number é o parâmetro

que melhor se relaciona com a deformação permanente, apresentando boas

correlações entre valores ensaiados e valores obtidos em pistas testes.

Visto que este ensaio ainda não possui normatização no Brasil, embora exista

projeto de norma a ser estabelecida, utilizou-se para a execução deste ensaio as

diretrizes propostas pela norma americana AASHTO TP 79-15.

Foram moldados três corpos de prova para cada uma das misturas, com cada

um apresentando as dimensões de 10 centímetros de diâmetro e 16 centímetros de

altura, esta última fixada no compactador giratório IPC Servopac. Além disso, fixou-se

o volume de vazios dos corpos de prova em 7% ± 1% como determinado pela norma

e apresentados na Tabela 12. Abaixo na Figura 31 os corpos de prova após pesagem

e verificação do volume de vazios.

65

Tabela 12 - Corpos de prova moldados para ensaio de FN

MISTURA CP DMM

(g/cm³) P. AR (g) P. SUB (g)

D. APA. (g/cm³)

VV (%)

0% AREIA

1 2,553 2844,50 1654,80 2,39 6,35

2 2,553 2842,10 1653,80 2,39 6,32

3 2,553 2831,30 1651,40 2,40 6,01

2% AREIA

4 2,537 2812,30 1631,10 2,38 6,15

5 2,537 2807,80 1628,00 2,38 6,19

6 2,537 2814,80 1630,00 2,38 6,36

4% AREIA

7 2,552 2825,50 1637,00 2,38 6,84

8 2,552 2826,00 1645,00 2,39 6,23

9 2,552 2813,30 1639,50 2,40 6,08

6% AREIA

10 2,538 2818,80 1623,60 2,36 7,08

11 2,538 2816,20 1632,50 2,38 6,26

12 2,538 2812,20 1630,20 2,38 6,26

Figura 31 - Corpos de prova para ensaio de FN

Posteriormente, os mesmos corpos de prova passaram pelo processo de

retificação, de maneira a apresentarem superfície uniforme e exibirem os 15±0,2

centímetros de altura para execução do ensaio.

Aplicou-se então com auxílio da Universal Testing Machine (UTM), cargas

cíclicas de 204kPa com tempo de duração de 0,1s e tempo de repouso de 0,9s. Foram

tomadas leituras de deformação acumulada ao final de cada um destes períodos de

repouso por dois transdutores de medida de deslocamento fixados na região central

66

da superfície lateral das amostras. As amostras foram condicionadas por oito horas

antecedentes ao ensaio em temperatura de 60 ºC. O ensaio foi realizado nesta mesma

temperatura.

As amostras foram ensaiadas individualmente, de modo que os resultados

foram obtidos através da média de pelo menos dois corpos de prova que

apresentavam menor desvio padrão para cada uma das misturas. Todos os ensaios

foram encerrados momento em que a amostra atingiu 5% de deformação permanente

acumulada.

67

4. ANÁLISE DOS RESULTADOS

Busca-se neste capitulo, a partir da análise dos resultados obtidos para os

ensaios realizados durante a pesquisa, correlacionar a influência da adição de areia

nas distintas porcentagens com o comportamento das misturas asfálticas no que diz

respeito ao domínio viscoelástico e as deformações permanentes.

Em um primeiro momento, apresenta-se os parâmetros significantes obtidos

através do processo de dosagem Marshall, entre eles: o volume de vazios, o volume

de vazios dos agregados minerais (VAM), e a relação betume/vazios (RBV), todos

paras os três teores em cada uma das quatro misturas. Após partimos para a análise

dos ensaios mecânicos realizados, o ensaio de resistência a tração, o ensaio de

módulo de resiliência, e o ensaio de flow number.

4.1 DOSAGEM

Para a determinação do teor de ligante ótimo de projeto foram utilizados três

corpos de prova para cada um dos teores em cada uma das misturas. Os teores de

ligante definidos foram respectivamente de: 4,5%, 5% e 5,5%. Desta forma foi

verificado o teor de ligante para 4% de vazios, e notou-se que a influência das dadas

parcelas de areia permutada na parcela fina não eram significantes para os

parâmetros de dosagem, apresentando resultados similares e sem padrão especifico.

Posteriormente, realizou-se o ensaio de Rice para cada uma das misturas e obteve-

se os valores de VAM e RBV. Por fim, fixou-se o teor de ligante em 4,85%, observando

a média das quatro misturas e respeitando os valores mínimos exigidos para os

paramento VAM e RBV. Abaixo, segue na Tabela 13 e Figuras 32, 33, 34 os resultados

encontrados para as quarto misturas.

Tabela 13 - Parâmetros da Dosagem Marshall

Mistura V.Vazios (%) VAM (%) RBV (%) DMM DMT

0% Areia 4,49 15,26 70,64 2,553 2,549

2% Areia 3,57 14,97 76,28 2,538 2,528

4% Areia 4,06 15,10 73,01 2,552 2,523

6% Areia 3,52 15,12 76,01 2,539 2,510

Fonte: Autor

68

Figura 32 - Volume de vazios em função do teor de ligante

Figura 33 - VAM em função do teor de ligante

0

1

2

3

4

5

6

4,5 5 5,5

Vo

lum

e d

e V

azio

s (

%)

Teor de Ligante (%)

0% Areia

2% Areia

4% Areia

6% Areia

12,0

12,5

13,0

13,5

14,0

14,5

15,0

15,5

16,0

4,5 5 5,5

VA

M (

%)

Teor de Ligante (%)

0% Areia

2% Areia

4% Areia

6% Areia

69

Figura 34 - RBV em função do teor de ligante

Com os resultados encontrados para os parâmetros de volume de vazios, VAM,

e RBV, pode-se verificar que as quantidades de areia adicionas nas misturas pouco

influenciam nos resultados, sendo praticamente insignificantes frente a massa total de

agregados e a heterogeneidade dos corpos de prova, de modo que não estabelecem

um padrão bem definido de resultados para os critérios de dosagem.

Pode-se perceber que a mistura sem areia apresenta o maior volume de vazios,

o maior VAM e o menor RBV, entretanto não é possível assumir um comportamento

regular, visto que a mistura com 4% de areia apresenta maior volume de vazios, maior

VAM e menor RBV quando comparada mistura com 2% de areia na composição,

enquanto a mistura com 6% de areia apresenta o menor volume de vazios, o menor

VAM e o maior RBV, podendo indicar uma leve tendência de diminuição dos vazios

da mistura, provavelmente em função do formato arredondado das areias, mas um

tanto quanto inconclusiva, sendo necessários mais ensaios com maiores quantidades

de areia acrescidas as mistura, de modo a tentar estabelecer um modelo de

comportamento.

Entende-se desta forma, vistos os resultados, que o erro associado ao

processo de moldagem e a execução dos ensaios seja maior que a própria influência

de pequenas quantidades de areia quando observamos os parâmetros de dosagem,

de maneira que podemos assumir que para uma mesma granulometria, a areia natural

não exerce importante influência nos critérios de dosagem.

55

60

65

70

75

80

85

90

95

4,5 5 5,5

RB

V (

%)

Teor de Ligante (%)

0% Areia

2% Areia

4% Areia

6% Areia

70

4.2 RESULTADOS OBTIDOS ATRAVÉS DOS ENSAIOS MECÂNICOS

Visando compreender o impacto que diferentes quantidades de areia natural

acrescentada as misturas asfálticas causariam na rigidez e na resistência das

misturas, optou-se por realizar os ensaios de MR, RT e Uniaxial de cargas repetidas.

Com os dados obtidos após os ensaios realizados, partimos agora para análise

destes, como segue abaixo.

4.2.1 Módulo de Resiliência

A tabela 14 e a Figura 35 apresentam os valores de módulo de resiliência

encontrados para cada uma das misturas, com seus respectivos teores de ligante. Os

valores de MR foram obtidos através da média de três corpos de prova ensaiados

sobre as mesmas condições, sendo o valor de cada um deles formado por ensaios a

0° e 90°.

Tabela 14 - Resultados de MR para as quatro distintas misturas

Mistura Teor de Ligante (%) MR (MPa) Desvio Padrão CV (%)

0% Areia

4,5 6449,67 318,57 4,96

5,0 5771,00 279,62 4,75

5,5 4968,50 236,01 4,99

2% Areia

4,5 6189,00 382,93 7,12

5,0 5856,00 302,84 5,13

5,5 5066,17 298,96 5,65

4% Areia

4,5 6135,00 279,23 4,47

5,0 5755,67 301,31 5,19

5,5 4447,17 231,56 5,50

6% Areia

4,5 5511,67 230,08 4,27

5,0 5398,00 283,58 5,15

5,5 4430,50 273,44 5,95

71

Figura 35 - Resultados de MR em função do teor de ligante para cada uma das misturas

Através da interpolação dos valores, encontrou-se o valor do módulo de

resiliência para o teor de ligante ótimo de projeto, fixado em 4,85%, para cada uma

das misturas. Os valores se encontram na Tabela 15, e na Figura 36, vistas abaixo.

Tabela 15 - Módulo de resiliência para o teor de ligante ótimo de projeto

Mistura Teor de Ligante (%) MR (MPa)

0% Areia 4,85 5974,60

2% Areia 4,85 5955,90

4% Areia 4,85 5869,47

6% Areia 4,85 5432,10

4250

4500

4750

5000

5250

5500

5750

6000

6250

6500

6750

4,5 5 5,5

MR

@ 2

5°C

(M

Pa)

Teor de Ligante (%)

0% Areia

2% Areia

4% Areia

6% Areia

72

Figura 36 - Gráfico de resultados de MR em função da porcentagem de areia adicionada a mistura

Com os dados adquiridos no ensaio de MR, foi possível constatar a importância

da areia no comportamento dos revestimentos asfálticos quando avaliamos os

resultados de rigidez das misturas.

Foi possível perceber que a medida que acrescentamos areia as misturas,

estas apresentam queda nos valores de rigidez, sendo nítido uma alta taxa de

decréscimo nos resultados a partir de uma adição próxima de 3% de areia na massa

de agregados.

Pode-se constatar fazendo uso das Figuras 34 e 35, que os resultados para 0%

de areia e 2% de areia são muito próximos, levando-nos a inferir que dentro desta

faixa de trabalho, estas quantidades não comprometem os revestimentos em termos

de rigidez. Já para porcentagem maiores de areia, é conclusivo que estamos levando

as misturas a situações prejudiciais, visto a considerável queda da rigidez, da ordem

de 10% quando comparamos a mistura sem areia com a mistura com 6% de areia

adicionada.

Ficou claro então, através dos resultados experimentais, que teores de areia

maiores que 3% comprometem nitidamente a rigidez da mistura avaliada.

5000

5200

5400

5600

5800

6000

6200

6400

6600

0% 2% 4% 6%

MR

@ 2

5°C

(M

Pa)

Porcentagem de Areia

MR

73


Na tabela 16, são apresentados os resultados encontrados através do ensaio

de RT, realizados com os mesmos corpos de prova utilizados para o procedimento de

dosagem Marshall. Verificou-se os resultados de resistência a tração para cada uma

das misturas e seus respectivos teores de ligante. Na Figura 37 podemos ver estes

valores expressos graficamente.

Tabela 16 - Resultados de RT para cada uma das misturas e seus respectivos

teores de ligante

Mistura Teor (%) RT (MPa) DP CV (%)

0% Areia

4,5 1,25 0,01 0,46

5,0 1,31 0,01 1,09

5,5 1,28 0,04 3,29

2% Areia

4,5 1,22 0,03 2,15

5,0 1,36 0,08 5,59

5,5 1,20 0,08 6,63

4% Areia

4,5 1,34 0,05 3,94

5,0 1,37 0,05 3,40

5,5 1,27 0,02 1,73

6% Areia

4,5 1,32 0,04 3,01

5,0 1,41 0,07 4,88

5,5 1,38 0,06 4,10

Figura 37 - Resultados de RT para cada uma das misturas e seus teores de ligante

1,00

1,05

1,10

1,15

1,20

1,25

1,30

1,35

1,40

1,45

1,50

4,5 5 5,5

RT

(M

Pa)

Teor de Ligante (%)

0% Areia

2% Areia

4% Areia

6% Areia

74

Através da Figura 37, é possível notar uma leve tendência de melhora nos

resultados de RT à medida que temos o acréscimo de quantidades de areia nas

misturas, embora essa melhora no comportamento não apresente simetria, visto que

uma mesma mistura quando comparada a outra para diferentes teores de ligante, em

dadas porcentagem se apresenta com menor resistência a tração e em outras com

maiores valores de RT. Além disso a sensibilidade dos resultados para quantidades

tão pequenas de areia adicionada pode ficar mascarada devido as imperfeições de

cada corpo de prova, de modo que podemos observar fazendo uso das barras de erro

constituídas dos desvios padrão na Figura 36, que a magnitude destes desvios é

significativa na análise dos dados.

Assim, de posse destes resultados, interpolamos os valores de modo a

encontrar a resistência a tração para o teor de ligante ótimo de projeto fixado

anteriormente em 4,85%, conforme Tabela 17 e Figura 38.

Tabela 17 - Resistência a Tração das misturas para o teor de ligante ótimo de projeto

Mistura Teor de Ligante (%) RT (MPa)

0% 4,85 1,29

2% 4,85 1,32

4% 4,85 1,36

6% 4,85 1,38

75

Figura 38 - RT em função da porcentagem de areia adicionada

Por fim, foi possível observar uma leve melhora nos resultados de resistência

a tração das misturas com a adição de areia natural, para o teor de ligante ótimo de

projeto. Resultado esse que indica um possível aumento de resistência a fadiga da

mistura, outro defeito comumente encontrado nos revestimentos brasileiros, e não tão

esperado como consequência da adição de areia, sendo interessante mais estudos

referentes a avaliação da fadiga em misturas com areia.

4.2.3 Ensaio uniaxial de carga repetida – Flow Number

Através dos resultados obtidos a partir da média dos dois LVDTs, foi possível

gerar as curvas de deformação por número de ciclos para cada uma das misturas

estudadas. Estas curvas podem ser visualizadas no Apêndice A deste trabalho, onde

estão plotadas as deformações permanentes acumuladas para cada uma das

misturas, compostas pelas mesmas amostras utilizadas para encontrarmos o valor do

flow number.

A partir dos resultados de deformações, e fazendo uso do método de Francken,

ajustando os coeficiente A, B, C e D de modo a encontrar o ponto de inflexão da

derivada segunda da Equação 16, foi possível encontrar o ciclo de carga

correspondente ao flow number, apresentado na Tabela 18 para cada uma das

amostras ensaiadas.

1,2

1,3

1,3

1,4

1,4

1,5

1,5

0% 2% 4% 6%

RT

(M

Pa)


RT (MPa)

76

Tabela 18 - Resultados de FN para as amostras ensaiadas

Mistura CP FN Média DP CV (%)

0% Areia 1 55

51 5,66 11,09 2 47

2% Areia

1 52

51 2,65 5,19 2 48

3 53

4% Areia

1 38

43 4,58 10,66 2 44

3 47

6% 1 27

29 2,12 7,44 2 30

Fazendo uso destes dados foi possível então construir a curva com os

resultados de flow number em função dos teores de areia adicionados a parcela fina

da mistura (Figura 39), e certificar que os resultados de coeficiente de variação

atendem a norma AASTHO TP 79 que implica que o CV entre os valores de FN de

duas amostras ensaiadas não deve ser maior que 14,1%.

Figura 39 - Resultados de FN em função da porcentagem de areia adicionada na mistura

Assim, foi possível verificar que o flow number diminui à medida que há um

aumento da quantidade de areia natural na mistura. Percebe-se também que assim

10

20

30

40

50

60

0% 2% 4% 6%

Flo

w N

um

be

r (C

iclo

s)

-@

60

°C


77

como nos resultados de rigidez, o acréscimo de baixas quantidades de areia, em torno

de 2% da parcela fina da mistura, não influencia significativamente na resistência as

deformações permanentes, permanecendo o valor de FN muito próximo ao valor da

mistura sem areia. Nota-se também que no intervalo entre 2% e 4%, temos uma visível

queda na resistência ao ATR, de maneira que começamos a comprometer a

resistência da mistura, e que misturas com mais de 4% de areia na parcela fina

proporcionam piora significativa no resultado, exibindo FN nitidamente mais baixo que

a mistura de referência sem areia, apresentando alta taxa de decréscimo nos

resultados.

O decréscimo nos valores de FN, e consequente menor resistência as

deformações permanentes com maiores quantidades de areia natural na mistura,

mostram que, a altas temperaturas da massa asfáltica, com o aumento da viscosidade

do ligante, e com o esqueleto mineral tendo sua importância maximizada, a areia por

possuir textura superficial arredondada e com menor angularidade que os agregados

britados, não favorece o travamento dos agregados. Acaba permitindo assim, que o

esqueleto pétreo possua menor capacidade de resistir aos esforços impostos,

densificando e cisalhando a volume constante muito mais brevemente quando

comparado a misturas dosadas sem areia.

Fica assim visível, que porcentagens acima de 3% de areia comprometem

seriamente a resistência das misturas frente ao afundamento de trilha de roda.

78

5. CONSIDERAÇÕES FINAIS

Nesta seção, serão apresentadas as conclusões obtidas no transcorrer da

pesquisa e através dos ensaios realizados, provindo da análise destes.

Posteriormente serão elencados sugestões relevantes acerca de estudos futuros que

se mostraram pertinentes ao longo desta pesquisa.

5.1 CONCLUSÕES

Tivemos como principal objetivo no estudo realizado, a análise da influência da

areia nas deformações permanentes das misturas asfálticas, de maneira a contribuir

para o melhor entendimento acerca do tema e para o melhor desempenho de futuros

projetos a serem executados.

O referencial teórico estudado e aqui disposto, mostrou-nos um certo consenso

na literatura referente ao tema, dispondo que as propriedades referentes ao formato

e textura das areias naturais contribuíam para uma menor resistência as deformações

permanentes, fazendo com que o ATR surgisse significativamente mais cedo quando

comparado a misturas dosadas sem a adição de areia.

Visto que, este conhecimento se dá na maioria das vezes através de

constatações empíricas, sentiu-se a falta de resultados laboratoriais que pudessem

sustentar significativamente estas observações, provando cientificamente o efeito

danoso das areias nos projetos de misturas.

Assim, com os ensaios propostos realizados, foi possível observar que devido

a sensibilidade dos resultados em função das pequenas parcelas de areia adicionada

nos corpos de prova dosados, os parâmetros de dosagem não apresentaram

resultados significativamente diferentes, levando apenas a observação de uma leve

queda no volume de vazios das amostras, em função da textura arredondada das

areias, permitindo-a ocupar espaços menores do que agregados com muitas faces

fraturadas e angulosos.

Foi possível observar também a forte influência que um agregado de formato

arredondado exerce na rigidez de concretos asfálticos. Pequenas adições de areia

levaram a quedas significativas nos resultados de módulo de resiliência,

principalmente para porcentagens maiores que 3% permutadas entre agregados

britados e areia natural. Conforme os dados obtidos foi possível verificar uma queda

da ordem de 10% na rigidez das amostras quando comparada a mistura sem areia e

79

a mistura com adição de 6% de areia, mostrando-nos o quão prejudicial é adicionar

areia natural quando buscamos misturas de maior rigidez.

Para os ensaios de resistência a tração por compressão diametral constatou-

se uma pequena melhora nos resultados, com a mistura de 6% de areia apresentando

resultados com valores de 0,09 MPa superiores a mistura de referência sem areia. O

comportamento a fadiga merece maiores estudos no que diz respeito a importância

da areia natural nos resultados, visto que este é um dos problemas mais frequentes

nos revestimentos asfálticos.

Por fim, com a realização do ensaio uniaxial de carga repetida e a obtenção do

parâmetro flow number através da modelagem de Francken, mostrou-se evidente a

atuação da areia natural no comportamento das misturas asfalticas frente as

deformações permanentes e afundamento de trilha de roda. Assim como para os

resultados de rigidez, o acréscimo de 2% de areia não impactou expressivamente nos

resultados de flow number, entretanto porcentagens acima de 3% de areia mostram-

se significativas na redução da resistência a deformação permanente. Quando os

percentuais atingem 4% de adição, a taxa de decréscimo do número de ciclos para

atingir a zona terciária e a ruptura por cisalhamento a volume constante aumenta

rapidamente, levando as misturas com mais areia acrescida a deformarem-se

precocemente quando comparadas a misturas sem areia. Foi possível observar que

a partir de percentuais de areia acima de 4% a mistura é extremamente comprometida

frente ao afundamento de trilha de roda.

Considera-se por fim, frente aos resultados obtidos no transcorrer do estudo,

um teor de areia limitado ao máximo de 3%, embora a não utilização de areia se

mostre como a melhor opção frente as propriedades mecânicas e a resistência ao

afundamento de trilha de roda nos revestimentos

5.2 SUGESTÕES PARA ESTUDOS FUTUROS

Em função dos temas abordados durante o estudo e da análise dos resultados obtidos

através dos ensaios realizados, compreendeu-se a importância que novas pesquisas

podem trazer para a melhor compreensão acerca do tema proposto neste trabalho.

Sugere-se então linhas de abordagem futuras que o autor achou pertinente durante

este estudo, sendo elas:

80

1. A Realização do ensaio de módulo complexo, de tal modo que possa-se melhor

compreender a influência da areia nas propriedades viscoelásticas das misturas,

entendo o comportamento destas frente a diferentes temperaturas e diferentes

frequências de carregamento.

2. Investigar de modo detalhado, através de ensaios laboratoriais, o comportamento

a fadiga destas misturas, para assim, poder melhor compreender os resultados

obtidos nesta pesquisa

3. Dosar misturas com diferentes percentuais de adição de areia, formando assim um

maior grupo de amostras, de maneira a melhor compreender a significância da

influência da areia nos parâmetros de dosagem

4. Verificar e construir um banco de dados estadual sobre as deformações

permanentes em rodovias pavimentas com revestimento asfáltico contendo areia em

sua composição, para assim comparar em campo as possíveis diferenças de

desempenhos entre as misturas com e sem areia.

5. Compor a mesma granulometria e as mesmas misturas utilizadas neste estudo,

utilizando desta vez agregado de origem granítica, de modo a verificar o desempenho

destes no intertravamento do esqueleto mineral e sua resistência ao ATR.

6. Dosar misturas com adição de areia e com granulometrias diferentes, visando

verificar se o teor limite de areia se mantem próximo ao encontrado para esta

pesquisa.

81

6. REFERÊNCIAS

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86

APÊNDICE A

CURVAS DE DEFORMAÇÃO PERMANENTE ACUMULADA EM FUNÇÃO DO NÚMERO DE CICLOS NO ENSAIO UNIAXIAL DE CARGA REPETIDA

Figura 40 - Deformação permanente acumulada para CP 1 da mistura sem areia

Figura 41 - Deformação permanente acumulada para CP 2 da mistura sem areia

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Figura 42 - Deformação permanente acumulada para CP1 da mistura com 2% de areia


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