( PDF ) Contribuições ao estudo da inﬂuência de propriedades de agregados no comportamento de misturas asfálticas densas

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LILIAN TAÍS DE GOUVEIA

Contribuições ao estudo da inﬂuência de propriedades de

agregados no comportamento de misturas asfálticas densas

Tese apresentada ao Departamento de Transportes da

Escola de Engenharia de São Carlos - Universidade de São

Paulo, como parte dos requisitos para obtenção do título de

Doutora em Engenharia Civil - Área de Transportes

Orientador: Prof. Dr. José Leomar Fernandes Júnior

USP – EESC

Outubro de 2006

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À Antônio Joaquim de Gouveia

Agradecimentos

Sinto-me muito feliz em escrever estes agradecimentos àqueles que de alguma forma ajuda-

ram a tornar possível a realização deste trabalho.

Agradeço ao professor José Leomar Fernandes Júnior pela orientação e liberdade para o

desenvolvimento da pesquisa. Agradeço por sua bondade e por ter sido tão tranqüila e agradável

nossa convivência por tantos anos.

Agradeço aos bons companheiros de trabalho Alessandro Ito, Marcos Bottene Cunha, Elisa

Picchi, Vivian Silveira dos Santos Bardini, Patrícia Teodorovski Garbin e Ana Paula Furlan pela

disposição e dedicação.

Agradeço ao professor Glauco Tulio Pessa Fabbri pelas sugestões valiosas dadas no trans-

correr da pesquisa.

Agradeço aos técnicos do laboratório de estradas, do Departamento de Transportes da EESC,

João Domingos Filho, Paulo Toyama e Antônio Carlos Gigante pela colaboração direta ou

indireta na realização de alguns ensaios.

Agradeço aos técnicos do laboratório de química e de mecânica dos solos, do Departamento

de Geotecnia da EESC, Antônio Garcia e Décio Aparecido Lourenço pelo auxílio na realização

de alguns ensaios.

Agradeço ao professor José Eduardo Rodrigues por tão prontamente viabilizar a análise

petrográﬁca do agregado de gabro e por gentilmente disponibilizar a utilização dos laboratórios

do Departamento de Geotecnia da EESC, conﬁando-me as as chaves do Departamento.

Agradeço à Pedreira Santa Isabel e ao engenheiro Odair pela disposição e interesse em

fornecer as amostras do agregado de basalto.

Agradeço à Pedreira São Roque e a seu proprietário Sr. Abel, pela presteza em dispor das

amostras do agregado de gabro.

Agradeço à Mineradora Jundu e ao engenheiro Pedro pela simpatia e empenho no forneci-

mento das amostras de areia natural e também pelo interesse demonstrado pela pesquisa.

iii

Agradeço à Mineradora Areia Munhoz e ao Sr. Neto Munhoz pela notável satisfação em

disponibilizar as amostras de areia natural.

Agradeço à Fapesp pelo ﬁnanciamento desta pesquisa, na forma de bolsa de doutorado.

Agradeço aos amigos, Douglas Xavier Teodoro de Oliveira, Márcio Augusto de Souza,

Nadja Cristina Pena, Nazira Harb, Renato Porfírio Ishii, Caio Peres Sabo, Omar Andres Car-

mona Cortes, Elaine Carmona, Mário Meireles Teixeira, Rodrigo Fernandes de Mello e Cláudia

Mello, pela amizade verdadeira.

Agradeço à minha mãe, Selma Alves de Gouveia, pelo carinho e dedicação de uma vida

inteira. Agradeço ao meu pai, Antônio Joaquim de Gouveia, meu amigo, por tudo e por tanto,

que, com sua companhia agradável, seu senso de humor reﬁnado, sua sabedoria e inteligência,

impregnou nossas almas. Agradeço-o também imensamente por ter-me ensinado o prazer da

leitura.

Agradeço ao Luciano José Senger por seu amor e amizade, por ser sempre tão companheiro

e leal e, que, mais uma vez, teve o carinho e a paciência de ler e revisar esta dissertação.

Agradeço-o também por encaminhar-me ao mundo do software livre.

Quanto maior for o número de olhares, de olhares distintos

que saibamos empregar para ver uma mesma coisa,

tanto mais completo será nosso conceito sobre ela,

tanto mais completa será nossa objetividade...

Friedrich Wilhelm Nietzsche

Resumo

O objetivo principal desta pesquisa é avaliar a inﬂuência que as propriedades estudadas

dos agregados exercem sobre propriedades volumétricas e mecânicas de misturas asfálticas

densas. Para tanto, foram avaliadas as propriedades de consenso e de origem, especiﬁcadas

pelo Superpave, de um conjunto de agregados, além de suas densidades, porosidade, absorção

e adesividade. Foram estudados agregados de gabro, basalto e areia natural e três tipos de

granulometrias, uma denominada AZR, passando acima da zona de restrição da especiﬁcação

Superpave, e outras duas, obtidas através do sistema de seleção granulométrica Bailey. Também

três níveis de energia de compactação foram aplicados às misturas, 75, 110 e 155 golpes por face

do corpo-de-prova Marshall. Avaliou-se o comportamento mecânico das misturas através dos

ensaios de estabilidade e ﬂuência Marshall, ﬂuência por compressão uniaxial uniforme, ﬂuência

por compressão uniaxial dinâmica, resistência à tração, módulo de resiliência e fadiga. Os

resultados mostraram que, de uma maneira geral, o agregado de gabro apresentou superioridade

em relação ao agregado de basalto e de areia natural, tanto quando analisado isoladamente

como quando analisado nas misturas asfálticas. Suas características de forma, angularidade

e textura superﬁcial permitiram arranjos entre partículas adequados, formando esqueletos es-

truturais resistentes à deformação permanente e também à fadiga. As análises das misturas

à luz da granulometria mostram que, de uma maneira geral, a granulometria AZR produziu

misturas mais estáveis, mais resistentes à deformação permanente e à fadiga. Pôde-se constatar,

também, que as propriedades volumétricas são sensíveis às densidades dos agregados e à taxa

de absorção destes, além de serem inﬂuenciadas diretamente pelas características de superfície

dos agregados e pela energia de compactação. Com o aumento da energia de compactação

aplicada, as partículas angulosas e rugosas dos agregados de gabro e de basalto arranjaram-se

de maneira mais próxima e, por conseqüência, houve a diminuição dos vazios do agregado

mineral e elevação da estabilidade e rigidez das misturas, sem, contudo, causar prejuízos à vida

de fadiga. Os estudos sobre a absorção de asfalto pelos agregados revelaram que os agregados

absorvem mais asfalto quanto mais ﬁna a espessura da película de asfalto que os envolve e,

também, que misturas com um mesmo teor de asfalto absorvem quantidades semelhantes de

asfalto, sendo o tempo necessário para que a absorção se complete diretamente proporcional à

viscosidade (temperatura) do asfalto. As propriedades de consenso e de origem dos agregados,

utilizadas pelas especiﬁcações Superpave, mostraram-se inadequadas, ora por não avaliarem

satisfatoriamente determinada propriedade, ora por apresentarem metodologia imprópria para o

objetivo aos quais se propõem.

Palavras-chave: propriedades dos agregados; granulometria; energia de compactação; mis-

turas asfálticas; propriedades volumétricas, propriedades mecânicas.

vii

Abstract

The main objective of this research is to evaluate the inﬂuence that the studied properties

of aggregates have on volumetric and mechanical characteristics of dense asphalt mixtures. It

was evaluated origin and consensus properties, speciﬁed by the Superpave, for a set of aggre-

gates, besides their densities, porosity, absorption and adhesiveness. Aggregates of gabbro,

basalt and natural sand were studied and three types of aggregate gradations, one called AZR,

passing above the zone of restriction of the Superpave speciﬁcation, and two others, obtained

through the Bailey method. Three levels of compaction energy were applied, corresponding

respectively to 75, 110 and 155 blows of the Marshall hammer per face of the specimen. The

mechanical behavior of the hot mix asphalt (HMA) was evaluated through the Marshall stability

and ﬂow, static and dynamic creep, indirect tensile strength, resilient modulus and fatigue tests.

The results showed that, in general terms, the gabbro aggregate presented a superior behavior

compared to the natural sand and the basalt aggregates, based on both aggregate and asphalt

mixture evaluation tests. Its characteristics of form, angularity and surface texture resulted

in an adequate arrangement between particles, building a resistant structural skeleton to both

permanent deformation and fatigue cracking. Analyses of the HMA mixtures as a function

of gradation showed that, in general terms, AZR mixtures were more stable, more resistant to

permanent deformation and to fatigue cracking than Bailey mixtures. It could be evidenced

that the volumetric properties depends on the speciﬁc gravity and the absorption rate of the

aggregates, being also directly inﬂuenced by aggregate surface characteristics and compaction

energy. Increasing the energy applied for specimen compaction resulted, for the angular and

rough particles of gabbro and basalt aggregates, in a closer arrangement, with reduction of the

voids in mineral aggregate and increase of the stability and stiffness of the mixtures, without,

however, causing damages that could conducted to a shorter fatigue life. The studies about

absorption of asphalt by aggregates showed that the smaller the asphalt ﬁlm thickness the

greater the asphalt absorption. The results also showed that HMA mixtures with the same

asphalt content absorb similar amounts of asphalt, although the necessary time to complete

the absorption is directly proportional to the asphalt viscosity (temperature). This research

showed evidences that consensus and origin properties of aggregates, used for the Superpave

speciﬁcations, are inadequate since they do not evaluate some properties satisfactorily and do

not represent an adequate methodology for the achievement of certain objectives.

Keywords: properties of aggregates; aggregate gradation; level of compaction energy; hot

mix asphalt (HMA); volumetric properties; mechanical properties.

Sumário

1 Introdução 1

2 Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave 11

2.1 Considerações Iniciais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.2 Propriedades de Consenso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

2.2.1 Angularidade do Agregado Grosso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

2.2.2 Angularidade do Agregado Fino . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

2.2.3 Partículas Planas e Alongadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

2.2.4 Finos Plásticos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

2.3 Propriedades de Origem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

2.3.1 Resistência à Abrasão . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

2.3.2 Sanidade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

2.3.3 Materiais Deletérios . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

2.4 Experimentos Laboratoriais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

2.4.1 Agregados Estudados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

2.4.2 Ensaio de Partículas Fraturadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

2.4.3 Ensaio de Angularidade do Agregado Fino . . . . . . . . . . . . . . . 27

2.4.4 Ensaio de Partículas planas e alongadas . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

2.4.5 Ensaio do Equivalente de Areia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

2.4.6 Abrasão Los Angeles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

2.4.7 Sanidade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

2.4.8 Torrões de Argila e Partículas Friáveis . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

2.5 Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados . . . . . . . . . . . . . 41

2.5.1 Porcentagem de Partículas Fraturadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

2.5.2 Angularidade do Agregado Fino . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

2.5.3 Forma do Agregado Grosso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

2.5.4 Equivalente de Areia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

2.5.5 Abrasão Los Angeles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

2.5.6 Sanidade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

2.5.7 Torrões de Argila e Partículas Friáveis . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

2.6 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

2.7 Considerações Finais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

3 Absorção de Asfalto 59

3.1 Considerações Iniciais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

3.2 Características da Absorção . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

3.3 Efeito das Propriedades do Agregado na Absorção . . . . . . . . . . . . . . . . 61

3.3.1 Porosidade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

3.3.2 Distribuição e Tamanhos dos Poros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

3.3.3 Composição Química e Mineralógica do Agregado . . . . . . . . . . . 62

3.4 Efeito das Propriedades do Asfalto na Absorção . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

3.5 Absorção seletiva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

3.6 Métodos de Determinação da Absorção . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66

3.7 Experimentos Laboratoriais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

3.7.1 Asfalto Utilizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

3.7.2 Método Rice de Determinação da Densidade Máxima Medida . . . . . 68

3.7.3 Densidade aparente do Agregado Grosso . . . . . . . . . . . . . . . . 73

3.7.4 Densidade aparente do Agregado Fino . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

3.8 Resultados da Absorção de Asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81

3.8.1 Comportamento da Absorção de Asfalto pelo Agregado de Gabro em

Relação ao Tempo e ao Teor de Asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

3.8.2 Comportamento da Absorção de Longo Prazo após 2 Horas de Cura . . 88

3.9 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90

3.10 Considerações Finais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

4 Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto 93

4.1 Considerações Iniciais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

4.2 Parâmetros Volumétricos Primários . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

4.3 Parâmetros Volumétricos Secundários . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95

4.4 Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto . 95

4.4.1 Entendimento Conceitual das Densidades dos Agregados . . . . . . . . 96

4.4.2 Exemplo Prático . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97

4.5 Método Seguro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

4.5.1 Vazios do Agregado Mineral . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

4.5.2 Volume de Vazios . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103

4.5.3 Relação Betume-Vazios . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104

4.5.4 Densidade Efetiva do Agregado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104

4.5.5 DMM para Diferentes Teores de Asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

4.5.6 Absorção de Asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

4.5.7 Exemplo de Utilização do Método Seguro . . . . . . . . . . . . . . . . 107

4.6 Diagrama de Componentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

4.6.1 Dados de Entrada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

4.6.2 Composição do Diagrama de Componentes . . . . . . . . . . . . . . . 110

4.7 Considerações Finais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

5 Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas 119

5.1 Considerações Iniciais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119

5.2 Granulometria . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

5.2.1 Linha de Densidade Máxima . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

5.2.2 Método Bailey . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129

5.2.3 Método Superpave . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139

5.3 Experimentos Laboratoriais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 144

5.3.1 Seleções Granulométricas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 144

xii

5.3.2 Massas Especíﬁcas dos Agregados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148

5.3.3 Execução dos Corpos-de-Prova Marshall . . . . . . . . . . . . . . . . 149

5.4 Resultados e Análises dos Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152

5.4.1 Dosagens das Misturas Asfálticas AZR . . . . . . . . . . . . . . . . . 152

5.4.2 Dosagens das Misturas Asfálticas Bailey . . . . . . . . . . . . . . . . 159

5.4.3 Comparando Misturas AZR e Bailey . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164

5.5 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 168

5.6 Considerações Finais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170

6 Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação 173

6.1 Considerações Iniciais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173

6.2 Vazios do Agregado Mineral . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 175

6.3 Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação . . . . . . . . . . . . . 176

6.4 Experimentos Laboratoriais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 177

6.5 Resultados e Análises dos Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 180

6.5.1 Análise de Quebra de Partículas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 180

6.5.2 Propriedades Volumétricas das Misturas AZR versus Energia de Com-

pactação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181

6.5.3 Asfalto Efetivo e Espessura do Filme de Asfalto versus Energia de

Compactação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183

6.5.4 RBV sob Nova Óptica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184

6.6 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 186

6.7 Considerações Finais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187

7 Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas 191

7.1 Considerações Iniciais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 191

7.2 Deformação Permanente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192

7.3 Trincas por Fadiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 195

7.4 Desgaste . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 197

7.5 Experimentos Laboratoriais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 199

7.5.1 Estabilidade e Fluência Marshall . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 199

7.5.2 Ensaio de Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme . . . . . . . . . 199

7.5.3 Ensaio de Fluência por Compressão Uniaxial Dinâmica . . . . . . . . . 203

7.5.4 Ensaios de Compressão Diametral . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 204

7.5.5 Adesividade entre o Asfalto e o Agregado . . . . . . . . . . . . . . . . 215

7.6 Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas . . . . . . . . . . . . . . 219

7.6.1 Estabilidade e Fluência Marshall . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 219

7.6.2 Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme . . . . . . . . . . . . . . 222

7.6.3 Fluência por Compressão Uniaxial Dinâmica . . . . . . . . . . . . . . 228

7.6.4 Ensaios de Resistência à Tração e de Módulo de Resiliência . . . . . . 237

7.6.5 Estimativa da Vida de Fadiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 245

7.7 Resultados de Adesividade das Misturas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 260

7.7.1 Adesividade entre o Asfalto e o Agregado - Análise Visual . . . . . . . 260

7.7.2 Sensibilidade à Umidade das Misturas Asfálticas . . . . . . . . . . . . 262

7.7.3 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 267

8 Conclusões e Sugestões para Estudos Futuros 269

Referências Bibliográﬁcas 277

Apêndices

xiii

A Análises Estatísticas 287

A.1 Ensaios de Estabilidade e Fluência Marshall . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 287

A.2 Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme . . . . . . . . . . . . 291

A.3 Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial Dinâmica . . . . . . . . . . . . 294

A.4 Ensaios de Resistência à Tração e de Módulo de Resiliência . . . . . . . . . . 297

B Análise Petrográﬁca 301

xiv

Lista de Figuras

2.1 Ensaio de determinação de partículas fraturadas . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

2.2 Ensaio de angularidade do agregado ﬁno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

2.3 Paquímetro dimensional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

2.4 Ensaio do equivalente de areia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

2.5 Máquina los angeles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

2.6 Aparência do agregado antes e depois de submetido a ciclos de sanidade . . . . 25

2.7 Ensaio de porcentagem de faces fraturadas do agregado grosso . . . . . . . . . 27

2.8 Ensaio de avaliação da forma da partícula . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

2.9 Dimensões da partícula do agregado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

2.10 Amostra utilizada no ensaio do equivalente de areia . . . . . . . . . . . . . . . 32

2.11 Agitação da proveta . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

2.12 Leitura do nível superior da areia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

2.13 Equipamento necessário para a realização do ensaio do equivalente de areia . . 34

2.14 Preparo da solução de sulfato de sódio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

2.15 Determinação da densidade da solução . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

2.16 Cristais retirados da solução de sulfato de sódio durante o ensaio de sanidade . 37

2.17 Cestos contendo as amostras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

2.18 Imersão das amostras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

2.19 Controle da temperatura da solução . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

2.20 Ensaio de detecção de torrões de argila e partículas friáveis . . . . . . . . . . . 40

2.21 Deﬁnições de forma, angularidade e textura superﬁcial das partículas . . . . . . 45

3.1 Procedimento de resfriamento da amostra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

3.2 Determinação da massa seca da amostra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

3.3 Dispositivo de nivelamento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

3.4 Kitassato modiﬁcado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

3.5 Extração de ar da amostra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

3.6 Determinação da massa do conjunto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

3.7 Determinação da temperatura da água . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

3.8 Amostra úmida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

3.9 Procedimento para atingir a condição de secura superﬁcial da amostra . . . . . 74

3.10 Determinação da massa da amostra ao ar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

3.11 Determinação da massa da amostra submersa na água . . . . . . . . . . . . . . 75

3.12 Amostra úmida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77

3.13 Procedimento para atingir a condição de secura superﬁcial da amostra . . . . . 77

3.14 Colocação da amostra no cone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77

3.15 Procedimento para a veriﬁcar a condição de secura superﬁcial da amostra . . . 78

3.16 Veriﬁcação da condição de secura superﬁcial da amostra . . . . . . . . . . . . 78

3.17 Ponto de secura superﬁcial da amostra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

3.18 Determinação da massa com superfície seca da amostra . . . . . . . . . . . . . 79

3.19 Extração de bolhas de ar da amostra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80

3.20 Variação da absorção de curto prazo para os diferentes teores de asfalto . . . . 84

3.21 Variação da absorção de longo prazo para os diferentes teores de asfalto . . . . 84

3.22 Absorção de curto prazo versus tempo e modelo hiperbólico . . . . . . . . . . 86

3.23 Absorção de longo prazo versus tempo e modelo hiperbólico . . . . . . . . . . 86

3.24 Absorção versus DMM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

3.25 Absorção versus tempo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88

3.26 Comparação entre a absorção de longo prazo e a absorção de longo prazo após

2 horas de cura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

4.1 Volumes do agregado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

4.2 Vazios do agregado mineral, considerando-se a densidade aparente do agregado 98

4.3 Vazios do agregado mineral, considerando-se a densidade efetiva do agregado . 99

4.4 Vazios do agregado mineral, considerando-se a densidade real do agregado . . 99

4.5 Volume de vazios, considerando-se a densidade efetiva do agregado . . . . . . 100

4.6 Volume de vazios, considerando-se a densidade aparente do agregado . . . . . 101

4.7 Volume de vazios, considerando a densidade real do agregado . . . . . . . . . 101

4.8 Diagrama de componentes da mistura asfáltica compactada . . . . . . . . . . . 109

4.9 Composição do diagrama de componentes - 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111

4.10 Composição do diagrama de componentes - 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111

4.11 Composição do diagrama de componentes - 3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112

4.12 Composição do diagrama de componentes - 4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

4.13 Composição do diagrama de componentes - 5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

4.14 Composição do diagrama de componentes - 6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114

4.15 Diagrama de componentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116

5.1 Granulometrias utilizadas para avaliar o arranjo entre as partículas de agregados

(Nijboer (1948) apud Huber & Shuler (1992)) . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

5.2 VAM da mistura versus inclinação das curvas granulométricas (Nijboer (1948)

apud Huber & Shuler (1992)) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125

5.3 Granulometrias estudadas por Goode & Lufsey (1962) . . . . . . . . . . . . . 126

5.4 Granulometrias do tipo "S" estudadas por Goode & Lufsey (1962) . . . . . . . 127

5.5 Peneiras de controle - Primeira Peneira de Controle (PPC) . . . . . . . . . . . 132

5.6 Combinação entre formas de partículas e vazios resultantes (Vavrik et al., 2001) 132

5.7 Peneiras de controle - Peneira Média (PM) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133

5.8 Peneiras de controle - Segunda Peneira de Controle (SPC) . . . . . . . . . . . 135

5.9 Peneiras de controle - Terceira Peneira de Controle (TPC) . . . . . . . . . . . . 136

5.10 Seleção da massa especíﬁca solta dos agregados grossos para misturas densas . 138

5.11 Representação gráﬁca da especiﬁcação granulométrica Superpave, para o diâ-

metro máximo nominal de 12,5 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140

5.12 Curva granulométrica AZR utilizada na composição de misturas asfálticas com

agregados de gabro (AZRg), basalto (AZRb) e areia natural (AZRa) . . . . . . 146

5.13 Curva granulométrica Bailey para agregado de basalto (Bb) . . . . . . . . . . . 146

5.14 Curva granulométrica Bailey para agregado de gabro (Bg) . . . . . . . . . . . 147

5.15 Curvas granulométricas utilizadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 147

5.16 Curva de viscosidade Saybolt-Furol versus temperatura do asfalto . . . . . . . 150

5.17 Controle da temperatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151

5.18 Compactador Marshall . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151

xvi

5.19 Propriedades volumétricas obtidas na dosagem das misturas AZRg, AZRb e

AZRa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 154

5.20 Espessura do ﬁlme de asfalto obtidas na dosagem das misturas AZRg, AZRb e

AZRa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 157

5.21 Estabilidade e Fluência Marshall obtidas na dosagem das misturas AZRg, AZRb

e AZRa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158

5.22 Propriedades volumétricas obtidas nas dosagens das misturas Bg e Bb . . . . . 161

5.23 Estabilidade e Fluência Marshall obtidas na dosagem das misturas Bg e Bb . . 163

5.24 VAM das misturas AZRg, AZRb, AZRa, Bg e Bb . . . . . . . . . . . . . . . . 164

5.25 Comparação entre a estabilidade e ﬂuência Marshall das misturas AZR e Bailey 165

5.26 Comparação entre o asfalto efetivo, espessura do ﬁlme de asfalto e relação

betume-vazios das misturas AZR e Bailey . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 166

6.1 Procedimento para escolha das energias de compactação correspondentes a 110

e 155 golpes por face do corpo-de-prova Marshall . . . . . . . . . . . . . . . . 177

6.2 Equipamento utilizado para extração de asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . 178

6.3 Processo de extração de asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179

6.4 Curvas granulométricas AZRg e AZRb obtidas após compactação e curva gra-

nulométrica AZR de projeto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181

6.5 Variação dos vazios do agregado mineral das misturas AZRg e AZRb, conforme

a energia de compactação aplicada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182

6.6 Variação da relação betume-vazios das misturas AZRg e AZRb conforme a

energia de compactação aplicada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183

6.7 Variação do asfalto efetivo e espessura do ﬁlme de asfalto das misturas AZRg e

AZRb, conforme a energia de compactação aplicada . . . . . . . . . . . . . . . 185

7.1 Deformação permanente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192

7.2 Trincas por fadiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 195

7.3 Perda de adesividade entre o asfalto e o agregado na presença de água . . . . . 198

7.4 Prensa empregada na realização dos ensaios Marshall . . . . . . . . . . . . . . 200

7.5 Equipamento usado nos ensaios de ﬂuência por compressão uniaxial . . . . . . 200

7.6 Ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme . . . . . . . . . . . . . . 202

7.7 Cálculo do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme . . . . . . . . 203

7.8 Telas de um ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica . . . . . . . . 204

7.9 Ensaio de resistência à tração por Compressão diametral uniforme . . . . . . . 205

7.10 Ruptura do corpo-de-prova . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 206

7.11 Equipamento do ensaio de compressão diametral . . . . . . . . . . . . . . . . 208

7.12 Frisos e suporte do LVDT . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209

7.13 Ensaio de módulo de resiliência . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209

7.14 Telas obtidas após um ensaio de módulo de resiliência . . . . . . . . . . . . . 210

7.15 Curva de deformação versus tempo, para um ciclo de carregamento . . . . . . . 211

7.16 Ensaio realizado para a estimativa da vida de fadiga das misturas . . . . . . . . 214

7.17 Descolamento da película de asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 216

7.18 Deslocamento da película de asfalto do agregado ﬁno . . . . . . . . . . . . . . 217

7.19 Variação da estabilidade em função da energia de compactação aplicada . . . . 220

7.20 Variação da estabilidade Marshall em função do VAM das misturas . . . . . . . 221

7.21 Variação da estabilidade das misturas AZRg e AZRb em função da energia de

compactação aplicada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 221

7.22 Variações das deformações total, elástica e plástica das misturas AZRb e Bb . . 223

xvii

7.23 Variações da recuperação elástica, módulo de ﬂuência e inclinação, obtidas

através do ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme, das misturas AZRg, Bg, AZRb

e Bb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 224

7.24 Variação das deformações das misturas produzidas com gabro, obtidas através

do ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme, conforme o aumento da energia de

compactação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 226

7.25 Variações da recuperação e do módulo de ﬂuência, obtidos através do ensaio de

ﬂuência uniaxial uniforme, das misturas produzidas com agregado de gabro e

de basalto, em função da energia de compactação aplicada . . . . . . . . . . . 227

7.26 Variação das deformações das misturas produzidas com basalto, obtidas através

do ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme, conforme o aumento da energia de

compactação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 228

7.27 Parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica para misturas com granulo-

metrias AZR e Bailey, produzidas com agregados de gabro e de basalto . . . . 230

7.28 Parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica das misturas produzidas

com agregados de gabro e de basalto com energias de compactação de 75, 110

e 155 golpes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 232

7.29 Parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica das misturas AZRg e AZRb

ao variar a energia de compactação aplicada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 234

7.30 Resistência à tração, módulos de resiliência e módulos de resiliência instantâ-

neo das misturas produzidas com agregados de gabro e de basalto compactadas

com 75 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 239

7.31 Relação MR/RT das misturas AZRg, AZRb, Bg e Bb . . . . . . . . . . . . . 240

7.32 Relação MR/RT das misturas AZR produzidas com agregados de gabro (AZRg)

e com agregado de basalto (AZRb), compactadas com 110 e 155 golpes por face 241

7.33 Resistência à tração, módulos de resiliência e módulos de resiliência instantâ-

neo das misturas AZR produzidas com gabro e com basalto, compactadas com

110 e 155 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 242

7.34 Variação de resistência à tração das misturas AZR, produzidas com agregados

de gabro e de basalto, com a elevação da energia de compactação aplicada . . . 243

7.35 Variação do módulo de resiliência das misturas AZR, produzidas com agrega-

dos de gabro e de basalto, com a elevação da energia de compactação aplicada . 244

7.36 Variação da relação MR/RT das misturas AZR, produzidas com agregados de

gabro e de basalto, com a elevação da energia de compactação aplicada . . . . 245

7.37 Curvas de fadiga das misturas AZR e Bailey produzidas com agregado de gabro

e energia de compactação de 75 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . 249

7.38 Curvas de fadiga das misturas AZR e Bailey produzidas com agregado de ba-

salto e energia de compactação de 75 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . 249

7.39 Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro e de

basalto com energia de compactação de 75 golpes por face . . . . . . . . . . . 250

7.40 Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro e de

basalto com energia de compactação de 110 golpes por face . . . . . . . . . . . 251

7.41 Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro e de

basalto com energia de compactação de 155 golpes por face . . . . . . . . . . . 251

7.42 Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro com

energias de compactação de 75, 110 e 155 golpes por face . . . . . . . . . . . . 252

7.43 Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de basalto com

energias de compactação de 75, 110 e 155 golpes por face . . . . . . . . . . . . 252

7.44 Perﬁs utilizados, características e localização do carregamento e pontos de afe-

rição das tensões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 255

xviii

7.45 Variação da vida de fadiga das misturas AZR produzidas com agregado de

gabro, em função da energia de compactação aplicada . . . . . . . . . . . . . . 257

7.46 Variação da vida de fadiga das misturas AZR produzidas com agregado de

basalto, em função da energia de compactação aplicada . . . . . . . . . . . . . 257

7.47 Comparação entre as vidas de fadiga das misturas produzidas com agregado de

gabro e agregado de basalto, em função da energia de compactação aplicada . . 258

7.48 Modo de análise visual da adesividade entre o asfalto e o agregado grosso . . . 260

7.49 Detalhamento da análise visual da adesividade entre o asfalto e o agregado grosso260

7.50 Análise visual da adesividade entre o asfalto e os agregados ﬁnos . . . . . . . . 261

7.51 Misturas avaliadas pelo método da ASTM D 4867 . . . . . . . . . . . . . . . . 265

7.52 Misturas avaliadas pelo método da AASHTO T 283 . . . . . . . . . . . . . . . 266

xix

Lista de Tabelas

2.1 Especiﬁcação Superpave para valores mínimos de partículas fraturadas . . . . . 15

2.2 Frações granulométricas usadas nos métodos A e B . . . . . . . . . . . . . . . 17

2.3 Especiﬁcação Superpave para valores mínimos da AAF (método A) . . . . . . 18

2.4 Especiﬁcação Superpave para partículas planas/alongadas . . . . . . . . . . . . 19

2.5 Especiﬁcação do California Division of Highways para equivalente de areia . . 21

2.6 Especiﬁcação Superpave para o equivalente de areia . . . . . . . . . . . . . . . 22

2.7 Peneiras de controle usadas no ensio de sanidade . . . . . . . . . . . . . . . . 39

2.8 Composição das amostras usadas no ensaio de partículas friáveis . . . . . . . . 40

2.9 Peneiras de controle usadas no ensaio de partículas friáveis . . . . . . . . . . . 41

2.10 Resultados do ensaio de porcentagem de partículas fraturadas . . . . . . . . . . 41

2.11 Resultados da análise visual comparativa da angularidade e da textura superﬁcial 43

2.12 Resultados do ensaio de angularidade do agregado ﬁno . . . . . . . . . . . . . 44

2.13 Resultados da análise visual comparativa quanto à angularidade, à forma e à

textura superﬁcial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

2.14 Porcentagem de partículas planas, alongadas e lamelares - 5 : 1 . . . . . . . . . 47

2.15 Porcentagem de partículas planas, alongadas e lamelares - 3 : 1 . . . . . . . . . 47

2.16 Resultados do ensaio do equivalente de areia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

2.17 Relação entre valores de azul de metileno e previsão de desempenho de pavi-

mentos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

2.18 Resultados do ensaio de abrasão los angeles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

2.19 Resultados do ensaio de sanidade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

2.20 Resultados do ensaio de partículas friáveis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

2.21 Resultados do ensaio de partículas friáveis modiﬁcado . . . . . . . . . . . . . 53

3.1 Características físicas do CAP 20 utilizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

3.2 Absorção de curto prazo para teores de asfalto de 5, 7%, 6, 2% e 6, 7% . . . . . 83

3.3 Absorção de longo prazo para teores de asfalto de 5, 7%, 6, 2% e 6, 7% . . . . . 83

3.4 Propriedades dos agregados relacionadas à absorção . . . . . . . . . . . . . . . 91

4.1 Exemplo 1 - Dados dos materiais constituintes da mistura AZRg . . . . . . . . 98

4.2 Propriedades volumétricas da mistura AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98

4.3 Dados de entrada da mistura AZRg - método seguro . . . . . . . . . . . . . . . 107

4.4 Dados de entrada da mistura AZRg - diagrama de componentes . . . . . . . . . 110

4.5 Resumo da composição do diagrama de componentes . . . . . . . . . . . . . . 116

4.6 Comparação entre métodos de determinação das propriedades volumétricas da

mistura asfáltica AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

xxi

5.1 Especiﬁcação Marshall para Vv e RBV . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120

5.2 Especiﬁcação Marshall para VAM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

5.3 Especiﬁcação Superpave para VAM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

5.4 Especiﬁcação Superpave para RBV . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

5.5 Valores recomendados para as proporções de AG, GAF e FAF em misturas densas137

5.6 Resumo classiﬁcatório das notas dadas pelos especialistas do SHRP para os

métodos de controle da granulometria . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139

5.7 Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 37, 5 mm . . 141

5.8 Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 25 mm . . . 141

5.9 Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 19 mm . . . 141

5.10 Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 12, 5 mm . . 142

5.11 Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 9, 5 mm . . 142

5.12 Curva granulométrica AZR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 145

5.13 Curvas granulométricas Bailey . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148

5.14 Dosagem Marshall - mistura AZR - gabro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152

5.15 Dosagem Marshall - mistura AZR - basalto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152

5.16 Dosagem Marshall - mistura AZR - areia natural . . . . . . . . . . . . . . . . 153

5.17 Propriedades das misturas AZR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153

5.18 Dosagem Marshall - mistura Bailey - gabro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159

5.19 Dosagem Marshall - mistura Bailey - basalto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159

5.20 Propriedades das misturas Bailey . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 160

5.21 Comparação entre as distâncias da linha de densidade máxima e VAM . . . . . 167

6.1 Resultados, em porcentagem, referentes à quebra de partículas . . . . . . . . . 180

6.2 Resultados das propriedades volumétricas das misturas AZR para energias de

compactação de 75, 110 e 155 golpes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182

6.3 Resultados do asfalto efetivo e da espessura do ﬁlme de asfalto, para energias

de compactação de 75, 110 e 155 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . 184

6.4 Resumo classiﬁcatório das notas dadas pelos especialistas do SHRP para as

características das misturas asfálticas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 188

7.1 Resumo dos procedimentos de ensaio da ASTM D 4867 e da AASHTO T 283 . 219

7.2 Resultados da estabilidade (E) e ﬂuência (F) Marshall das misturas AZR com-

pactadas com energias de 75, 110 e 155 golpes por face . . . . . . . . . . . . . 219

7.3 Resultados do VAM e do asfalto efetivo, para energias de compactação de 75,

110 e 155 golpes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 220

7.4 Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme para

misturas produzidas com 75 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 222

7.5 Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme para

misturas produzidas com 110 e 155 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . 225

7.6 Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica para

misturas produzidas com 75 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 228

7.7 Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica para

misturas produzidas com 110 e 155 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . 231

7.8 Valores médios de resistência à tração, módulo de resiliência, módulo de resi-

liência instantâneo e da relação MR/RT , para misturas compactadas com 75

golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 237

7.9 Valores médios de resistência à tração, módulo de resiliência, módulo de resili-

ência instantâneo e da relação MR/RT , para misturas compactadas com 110 e

155 golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 237

7.10 Relações MR/RT encontradas em estudos realizados a 25

C . . . . . . . . . 240

xxii

7.11 Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria

AZR utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 75 golpes por

face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 246

7.12 Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria

Bailey gabro utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 75

golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 246

7.13 Resultados do ensaio fadiga das misturas produzidas com granulometria AZR

utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 75 golpes por face 246

7.14 Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria

Bailey basalto utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 75

golpes por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 247

7.15 Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria

AZR utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 110 golpes

por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 247

7.16 Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria

AZR utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 110 golpes

por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 247

7.17 Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria

AZR utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 155 golpes

por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 248

7.18 Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria

AZR utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 155 golpes

por face . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 248

7.19 Características mecânicas e de fadiga das misturas - Análise 1 - Perﬁl 1 . . . . 254

7.20 Características mecânicas e de fadiga das misturas - Análise 2 - Perﬁl 2 . . . . 254

7.21 Variação da absorção de asfalto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 262

7.22 Resultados de suscetibilidade aos danos por umidade ao avaliar a propriedade

de resistência à tração . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 263

7.23 Resultados de suscetibilidade aos danos por umidade ao avaliar a propriedade

módulo de resiliência . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264

A.1 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas AZRg e Bg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 287

A.2 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas AZRb e Bb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 288

A.3 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas AZRg e AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 288

A.4 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas 110AZRg e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 288

A.5 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas 155AZRg e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 288

A.6 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas AZRg e 110AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 289

A.7 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 289

A.8 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas 110AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 289

A.9 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas AZRb e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 289

xxiii

A.10 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas AZRb e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 290

A.11 Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das mis-

turas 110AZRb e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 290

A.12 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e Bg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 291

A.13 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRb e Bb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 291

A.14 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 291

A.15 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 110AZRg e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 292

A.16 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 155AZRg e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 292

A.17 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e 110AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 292

A.18 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 292

A.19 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 110AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 293

A.20 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRb e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 293

A.21 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRb e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 293

A.22 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 110AZRb e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 293

A.23 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e Bg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294

A.24 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRb e Bb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294

A.25 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294

A.26 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 110AZRg e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 295

A.27 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 155AZRg e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 295

A.28 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e 110AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 295

A.29 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 295

A.30 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 110AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 296

A.31 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRb e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 296

A.32 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 296

A.33 Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 110AZRb e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 296

A.34 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas AZRg e Bg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 297

xxiv

A.35 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas AZRb e Bg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 297

A.36 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas AZRg e AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 297

A.37 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas 110AZRg e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 298

A.38 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas 155AZRg e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 298

A.39 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas AZRg e 110AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 298

A.40 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 298

A.41 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas 110AZRg e 155AZRg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299

A.42 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas AZRb e 110AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299

A.43 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas AZRb e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299

A.44 Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resili-

ência das misturas 110AZRb e 155AZRb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 299

xxv

Lista de Abreviaturas e Siglas

%Ab

Porcentagem de água absorvida

Densidade do asfalto

Densidade real do agregado

Densidade aparente do agregado

Densidade efetiva do agregado

abs

Porcentagem de asfalto absorvido, por massa de agregado

AbsLp

Absorção de Longo prazo após 2 horas de cura

d Densidade aparente da mistura compactada

Espessura do ﬁlme de asfalto

Ma Massa do agregado

Mb Massa total do asfalto na mistura

abs

Massa do asfalto absorvido

Mt Massa total da mistura compactada

P b Porcentagem de asfalto na mistura

P b

Porcentagem de asfalto efetivo

Volume aparente do agregado

Volume de ar na mistura

Volume efetivo do agregado

T M

Volume total da mistura asfáltica solta (sem vazios)

V b Volume do asfalto na mistura

V b

abs

Volume do asfalto absorvido

V b

Volume do asfalto efetivo na mistura

xxvii

V t Volume total da mistura compactada

V v Volume de vazios na mistura compactada

AASHTO American Association of State Highway and Transportation Ofﬁcials

AbsCp Absorção de Curto prazo

AbsLp Absorção de Longo prazo

ASTM American Society for Testing and Materials

AZRa Mistura AZR produzida com agregado de areia natural

AZRb Mistura AZR produzida com agregado de basalto

AZRg Mistura AZR produzida com agregado de gabro

AZR Curva granulométrica que passa Acima da Zona de Restrição

Bb Mistura Bailey - Basalto

Bg Mistura Bailey - Gabro

CP Corpo-de-Prova

DER-PR Departamento de Estradas e Rodagens do Paraná

DMM Densidade máxima medida

DMN Diâmetro Máximo Nominal

DMT Densidade máxima teórica

DM Diâmetro Máximo

DNER Departamento Nacional de Estradas e Rodagens

E Estabilidade Marshall

F Fluência Marshall

HRB Highway Research Board

LVDT Linear Variable Differential Transducers

PT Porosidade total

RBV Relação Betume Vazios

SHRP Strategic Highway Research Program

Superpave Superior Performing Asphalt Pavements

VAM Vazios do agregado mineral

xxviii

CAPÍTULO

Introdução

Desde muito tempo a humanidade procura aprimorar suas técnicas de construção de estradas

buscando mais conforto e segurança, considerando que a superfície terrestre em seu estado

natural raramente proporciona condições adequadas de tráfego.

A primeira estrada que se tem notícia fora construída no Antigo Egito, há aproximadamente

4.500 anos, destinada a facilitar o transporte de blocos rochosos utilizados na construção da

pirâmide do faraó Keops, uma das 7 maravilhas do mundo antigo que ainda permanece em pé.

Há relatos de que essa estrada fora pavimentada com grandes fragmentos de rochas alinhados

lado a lado, cujas faces superiores, caprichosamente lapidadas, facilitavam o transporte de

blocos gigantescos de rochas (Costa & Figueiredo, 2001).

Pesquisas arqueológicas revelaram a existência de outras estradas primitivas, construídas a

partir de trilhas usadas por povos pré-históricos, localizadas no sudoeste da Ásia, numa ampla

área delimitada pelo mares Negro, Cáspio, Mediterrâneo e pelo golfo Pérsico. Provavelmente, o

início das construções de estradas coincidiu com o surgimento dos primeiros veículos de rodas.

Arqueólogos encontraram na Anatólia (parte asiática da Turquia) restos de veículos de duas

rodas que datam de 3000 a.C., feitos pelos sumérios com madeira das ﬂorestas do Cáucaso. A

carroça ou carruagem suméria, à qual atavam onagros (burros selvagens), era constituída por

cestas entretecidas apoiadas a um sólido sistema composto por quatro-rodas (CEPA, 2006).

Após longo período sem relatos históricos sobre construções de estradas, há registros da

utilização de quatro grandes estradas, que partiam da Babilônia e ligavam pontos distantes do

Império, trafegadas por veículos com rodas tracionados por animais.

2 1. Introdução

Com a queda da Babilônia, as civilizações hegemônicas que lhe sucederam, a persa e a

grega, tiveram um desempenho modesto quanto à evolução dos transportes terrestres. Uma

das mais expressivas contribuições foi a construção da Estrada Real Persa, construída pelo rei

Dario I no século V a.C.. Essa estrada proporcionava comunicação rápida dentro do grande

Império Persa, permitindo que seus mensageiros percorressem 2.699 Km em apenas sete dias.

O historiador grego Heródoto escreveu: "Não há nada no mundo que viaje mais rápido que

esses mensageiros persas". E ainda: "Nem a neve, nem a chuva, nem o calor e nem a escuridão

da noite impedem que realizem a tarefa proposta a eles com a máxima velocidade (Herodoto,

424a).

Com o surgimento do Império Romano, em 27 a.C., a engenharia rodoviária atingiu seu

ponto máximo de eﬁciência e aprimoramento tecnológico da antiguidade. Os romanos, como

bons estrategistas, sabiam da importância das estradas para governar e manter a unidade de tão

vasto Império. As estradas tinham a função dupla de conquistar territórios e preservá-los. O

sistema de transporte criado permitia deslocamento rápido para qualquer ponto onde a presença

das Legiões Romanas fosse necessária. Irradiavam de Roma 29 grandes estradas militares, das

quais a mais conhecida é a via Ápia, que se estendia por 660 km entre Roma e o sul da Itália (em

dias atuais). A construção da via Ápia iniciou-se em 312 a.C., durante o período republicano, e

fora assim chamada em homenagem a Appius Claudius Caecus, conselheiro romano e principal

responsável por sua construção (Kaszynski, 2000).

A largura de uma estrada romana variava entre 2, 5 e 4 m, no entanto, a via Ápia chegava

a ter, em certos trechos, 10 m de largura. Geralmente a espessura do revestimento variava

em torno de 1 a 1, 5 m, com agregados (fragmentos de rochas) dispostos em camadas, onde a

camada imediatamente superior era composta de agregados de menor diâmetro que a inferior,

conferindo intertravamento adequado entre as partículas, através do preenchimento de vazios.

Pedras largas e chatas eram empregadas na camada inferior do revestimento e outras cada vez

menores eram usadas nas camadas subseqüentes. A camada ﬁnal apresentava superfície regular

e lisa, proporcionando tráfego seguro e confortável das carruagens e carretas.

As estradas romanas caracterizavam-se pela solidez de sua construção e pelo traçado reto,

independentemente do obstáculo que tivessem que superar, sendo construídas sobre pântanos,

lagos, vales e montanhas e, para tanto, engenhavam pontes e túneis magníﬁcos. Por sua

concepção audaciosa, ainda hoje as técnicas de engenharia empregadas na época despertam

a admiração dos engenheiros.

Com o declínio do Império Romano, a partir do século IV da era cristã, as estradas tornaram-se

caminhos de invasão, e passaram a sofrer um processo de decadência. O período de decadência

do sistema rodoviário das antigas civilizações mediterrâneas coincidiu com o surgimento e o

auge, em outro continente, de outro império de notáveis construtores de estradas: o Império

Inca. Muito antes da chegada do europeu ao continente americano, os incas já haviam cons-

truído um extraordinário sistema de estradas que ligava Quito, no Equador, a diversos pontos

ao sul de Cuzco, no Peru. Esse sistema de estradas era composto por duas estradas paralelas,

uma ao longo do litoral, com aproximadamente 3.600 km de extensão e outra que acompanhava

os Andes por cerca de 2.640 km, cada uma delas com diversos cruzamentos e conexões. No

começo do século XVI, período coincidente com a chegada dos espanhóis na América do Sul,

o sistema rodoviário atendia a uma área de quase dois milhões de quilômetros quadrados, onde

viviam perto de dez milhões de pessoas. Parte do sistema original inca é usada até hoje (CEPA,

2006).

A rota dos Andes tinha características notáveis. Estradas com larguras de 7, 5 m, que

cruzavam os mais altos pontos com cortes e rampas suaves, continham galerias cortadas na

rocha compacta e muros de contenção de dezenas de metros. Com superfície de pedra em sua

maior parte, essas estradas contavam com trechos em que materiais asfálticos foram usados

com abundância. Trafegadas apenas por animais de carga (lhamas) ou por pessoas a pé, essas

estradas venciam as subidas mais íngremes através de escadas esculpidas na rocha. Acredita-se

que os incas não tinham conhecimento sobre o uso da roda.

Os incas eram mestres em cortar e unir grandes blocos de pedra; a cidade-fortaleza de

Machu Picchu é o exemplo mais espetacular dessa arte. Entre suas realizações está a arquitetura,

a construção de estradas, pontes, engenhosos sistemas de irrigação e um importante sistema

agrícola. A chave do sucesso da agricultura inca era a existência de estradas e trilhas que

possibilitavam uma boa distribuição de suas colheitas numa vasta região, desde a Colômbia até

o Chile. Além disso, os incas tinham um exército muito bem treinado e sabiam da importância

das estradas para manter e expandir seu Império. Todo o Império era unido por excelentes es-

tradas e pontes, que possibilitava o intercâmbio rápido de informações através de mensageiros,

chamados de chasquis. Com construções sólidas em pedra, as estradas transpunham abismos

e desﬁladeiros e atravessavam os mais largos rios entre montanhas, através de pontes pênseis

feitas com cabos de madeira ou ﬁbra (Kaszynski, 2000).

Também é importante citar a existência do sistema rodoviário da China imperial, contem-

porâneo ao da Estrada Real da Pérsia, que se destacava pela importância comercial e extensão

de suas estradas. Esse sistema rodoviário representou para o sudeste da Ásia papel semelhante

4 1. Introdução

ao que tiveram as estradas romanas na Europa e na Anatólia (Ásia Menor). A estrada comercial

entre China, Anatólia e Índia era conhecida como a Rota da Seda. Interligada ao sistema

rodoviário romano, a Rota da Seda se estendia por 12.800 km, ligando Xangai, na China, a

Cádiz, na Espanha, espalhando-se por toda a Europa (CEPA, 2006). Muitas estradas chinesas

eram largas, bem construídas e pavimentadas com pedras. Rios eram atravessados por pontes

ou barcas e os trechos mais íngremes das montanhas eram alcançados através de degraus largos.

O declínio dessas estradas ocorreu com a queda do Império Romano e os constantes ataques de

mongóis e outros povos nômades, fazendo com que seu uso se tornasse muito perigoso.

Após a queda do Império Romano do Ocidente, em 476, teve início a Idade Média, milênio

no qual o ocidente se dividiu em pequenas comunidades denominadas feudos. Nesse período

da história, caracterizado pela economia ruralizada, enfraquecimento comercial, supremacia

da Igreja Católica, sistema de produção feudal e sociedade hierarquizada, poucas pessoas se

arriscavam a viajar, pois haviam muitos assaltantes de estradas. Nesse fase, as estradas que

durante toda a história desempenharam papel tão importante, entraram no período das trevas.

Com a busca européia pela conquista de territórios no Oriente, por meio das Cruzadas, suas

antigas cidades começam a renascer e a desenvolver novamente o comércio. No século XIV, a

vida das populações européias sofreu modiﬁcações que alteraram o equilíbrio do sistema feudal

vigente na maior parte da Europa, fazendo surgir uma uma nova classe social, a burguesia, que

com o auxílio da monarquia, ajudou a destruir a base do sistema feudal. Como conseqüência,

novos reinados e reinantes se estabeleceram, passando mais uma vez a preocupar-se com a

unidade de seus domínios e, portanto, com os meios de transporte. As estradas saíram da

obscuridade e voltaram a reinar soberanas.

Na França, durante o reinado de Luiz XIV - o Rei Sol, houve grande desenvolvimento

econômico e militar, com atenções especiais à construção e manutenção de estradas. Em 1716,

com o início do reinado de Luiz XV, foi criado em Paris o Corpo de Engenheiros de Ponts et

Chaussées. Na Inglaterra, os engenheiros de origem escocesa, Thomas Telford e John Loudon

MacAdam, criam processos de pavimentação de rodovias ainda hoje utilizados, como a base de

Telford e os diversos tipos de macadame. Contudo, apesar de seu desenvolvimento, as estradas

continuavam a ser transitadas exclusivamente por veículos de tração animal, embora já bastante

aperfeiçoados, assim como, os serviços de transportes.

Então, no ﬁnal do século XIX, surgiram novos veículos, as bicicletas. As primeiras bi-

cicletas produzidas em série percorriam silenciosamente as ruas de Paris, com seus pneus de

borracha em vez das barulhentas rodas de madeira. A bicicleta possibilitou uma maior liberdade

de movimento e contribuiu para uma revolução sexual, quando as mulheres, desejando a mesma

liberdade de movimento dos homens, insistiram em ter suas próprias bicicletas e, para andar

nelas, usaram calças (culotes) pela primeira vez (Hoffman, 2004).

Os primeiros carros a motor surgiram logo em seguida, no mesmo século, com velocidades

inferiores a 16 km/h. O aperfeiçoamento do automóvel foi, a princípio, lento. Apenas no início

da década do século XX, é que o automóvel passou a ser usado em escala comercial, devido

ao barateamento dos custos de produção através das linhas de montagem idealizadas por Henry

Ford.

No Brasil, durante o período da colonização e grande parte do Império, os transportes de

mercadorias eram feitos por burros de carga e por carros de boi. Os passageiros viajavam

a cavalo e, muito raramente, em carruagem de tração animal, pois havia um número muito

reduzido de estradas apropriadas a esses veículos. A maioria das estradas existentes eram

caminhos de tropas, trafegadas também por carros de boi, por serem um veículos rústicos e

adaptáveis a condições adversas.

Nos primórdios do período colonial, o governo português estabelecera, nos contratos de

doação de sesmarias, uma cláusula que tornava obrigatória para os sesmeiros a construção

de estradas dentro dos limites de suas propriedades. Nos séculos seguintes, Portugal ﬁzera

constantes apelos às autoridades coloniais no Brasil para a construção de uma estrada que

interligasse o Sul ao Norte do país, como estratégia alternativa de comunicação entre as várias

províncias brasileiras, em caso de bloqueio marítimo por alguma potência estrangeira (Galvão,

2006).

Algumas estradas foram construídas no período imperial, entre as quais destacam-se a Via

Anchieta, ligando São Paulo a Santos; a União Indústria, de Petrópolis a Juiz de Fora; a Estrela,

de Magé a Petrópolis e a Graciosa, de Paranaguá a Curitiba. Porém, o desenvolvimento rodoviá-

rio no Brasil foi estimulado, a partir da década de 40 do século XX, com o Decreto-Lei 8.463 de

27 de dezembro de 1945, conhecido como Lei Joppert, que criou o Fundo Rodoviário Nacional,

reorganizou o Departamento Nacional de Estradas de Rodagens e possibilitou a criação dos

Departamentos de Estradas de Rodagens estaduais (Costa & Figueiredo, 2001). Nesse período,

houve um crescimento extraordinário da malha rodoviária. Porém, durante o Regime Militar,

implantado no Brasil a partir de 1964, o Fundo Rodoviário foi sendo pulverizado para atender

ﬁnalidades distintas daquelas para o qual foi criado, de tal forma que tornou-se insuﬁciente, até

mesmo, para a conservação da rede existente.

6 1. Introdução

A história da utilização do asfalto também é muito antiga. Segundo a Bíblia, Noé calafetou

sua barcaça com asfalto, material usado na Antiguidade para essa e outras ﬁnalidades em várias

regiões do Oriente. No Egito, o asfalto era usado para embalsamar os mortos e calafetar

pirâmides (Keller, 2002).

Mais recentemente, no século XIX, o asfalto obtido de forma natural, que ocorre ainda hoje

em "lagos" na Ásia, fora inicialmente usado como medicamento nos EUA. Mas o advogado e

empreendedor George Bissel, suspeitando das potencialidades do material, ﬁnanciou pesquisas

para a análise do petróleo, donde obteve-se, através da destilação, querosene e graxa. O próximo

passo foi contratar um furador de poços artesianos para perfurar uma área em Titusville, onde o

chão exsudava petróleo. Em agosto de 1859, ao perfurar apenas 20 metros, o ouro negro jorrou,

dando início a uma nova etapa da história (Scientiﬁc American, 2004).

No Brasil, a história do asfalto começou em 1858, quando D. Pedro II assinou duas con-

cessões de lavra, autorizando a exploração do carvão, turfa e betume. O belga Auguste Colon,

pioneiro das pesquisas no Brasil, indicou Bofete, no estado de São Paulo, como uma região

promissora para a exploração do petróleo. No entanto, em 1892, um cafeicultor furou um poço

de 488 metros de profundidade em sua propriedade, mas só dois barris foram extraídos. Petróleo

em quantidade só foi obtido a partir de 1939, num poço do campo de Lobato, no Recôncavo

Baiano (Scientiﬁc American, 2004). Atualmente, o Brasil encontra-se auto-suﬁciente na pro-

dução do petróleo e a Petrobrás destaca-se como referência mundial em exploração de petróleo

em altas profundidades marítimas.

O petróleo pode ser encontrado na natureza sob forma gasosa (gás natural), sólida (asfalto)

e líquida (óleo crú). Esse material, produto de milhões e milhões de anos de decomposição

de sedimentos orgânicos armazenados no subsolo terrestre, possui em sua complexa estrutura

química uma enorme ﬂexibilidade. Em estado bruto, todo petróleo é uma mistura complexa

de hidrocarbonetos, ou seja, as mais variadas moléculas formadas basicamente por átomos

de hidrogênio e carbono. Devido às suas propriedades químicas fundamentais, o carbono

propicia várias possibilidades de combinações com outros elementos químicos, dando origem

a substâncias de grande variedade estrutural.

Antes da introdução do asfalto como material de pavimentação, as estradas eram construídas

basicamente com partículas rochosas de vários diâmetros, que proporcionavam travamento à

estrutura. No entanto, a idéia primeira de usar o asfalto como material de pavimentação tem

causado controvérsias históricas. Alguns historiadores aﬁrmam que o asfalto fora usado pela

primeira vez como material de pavimentação durante a construção da avenida Champs-Élysées,

1824, quando blocos de rochas asfálticas serviram de revestimento. Outros contestam, aﬁr-

mando que a primeira mistura asfáltica a quente fora desenvolvida alguns anos antes, em

1820, na Inglaterra, produzida com um tipo de alcatrão para dar coesão entre as partículas dos

agregados (Bellis, 2004b). Também muito se fala que a primeira mistura asfáltica idealizada

foi a usada no projeto de pavimentação da Pennsylvania Avenue, em Washington, em 1876.

Avenida essa, também chamada de Avenida dos Presidentes, cujo revestimento fora produzido

com asfalto natural e agregado mineral, permanecendo em excelentes condições por 11 anos,

apesar do tráfego intenso para a Casa Branca (Bellis, 2004a). Apesar dessas controvérsias

históricas, uma das mais antigas citações sobre o uso do asfalto em pavimentação data de

700 a.C., indicando que habitantes da região da Mesopotâmia pavimentavam suas estradas, que

ligavam templos e palácios das antigas cidades de Assur e Babilônia, com pedras e ladrilhos

unidos com argamassa betuminosa (CEPA, 2006).

Acompanhando o crescimento da indústria de veículos automotores e da necessidade de

pavimentação das vias de tráfego, aperfeiçoaram-se os meios e os recursos de exploração e

processamento do petróleo. A soﬁsticação progressiva do processo de reﬁno é um subproduto

do desenvolvimento industrial e, da indústria petroquímica, uma resposta às necessidades ge-

radas pelas duas guerras mundiais do século XX. Na Primeira Guerra (1914 − 18), as grandes

potências investiram em pesquisas de substitutos da borracha natural, produzida a partir do

látex. A borracha sintética desenvolvida foi usada inicialmente na fabricação de pneus, isolantes

e condutores elétricos. Na Segunda Guerra (1939−45), desenvolveu-se nova série de substitutos

sintéticos, devido à carência de matérias primas tradicionais, a exemplo o asfalto.

Durante a Segunda Guerra, o comando militar estadunidense teve necessidade de produzir

asfalto em grande escala, para a construção de pistas de pouso para aviões de grande porte.

Para que o asfalto tivesse as características necessárias para a construção das pistas, os militares

padronizaram uma receita de sua composição, equilibrando componentes mais leves (maltenos)

e mais duros (asfaltenos), para que o produto ﬁnal tivesse consistência, resistência e durabili-

dade necessárias. Esse padrão, deﬁnido em meados do século XX, mantém-se até hoje como

referência industrial no mundo todo (Scientiﬁc American, 2004).

A história mostra que desde a antiguidade são estratégias de governo construir e manter seu

sistema viário para garantir a soberania nacional e estimular o comércio e o desenvolvimento

da nação. Conseqüentemente, também deve ser de interesse nacional o desenvolvimento de

pesquisas que fomentem técnicas de construção de estradas, de maneira a avançar tecnicamente

e otimizar a utilização dos materiais usados na pavimentação. Muitos são os exemplos de

trabalhos desenvolvidos para promover avanços nesse sentido, dentre eles, as recentes pesquisas

8 1. Introdução

desenvolvidas pelo SHRP (Strategic Highway Research Program), com o objetivo de melhorar

o desempenho, durabilidade e segurança das rodovias estadunidenses.

As tentativas incessantes de produzir pavimentos de qualidade superior e duráveis deparam-se

com a falta de conhecimento profundo sobre os materiais usados na pavimentação, princi-

palmente quando se trata de agregados. A importância dos agregados para a produção de

misturas asfálticas de qualidade superior tem sido demonstrada através de fatos, como a Via

Ápia, construída há mais de 2.000 anos, e de vários trabalhos de pesquisa, nos quais muitos

pesquisadores relatam a inﬂuência predominante dos agregados para a produção de misturas

mais rígidas e resistentes ao cisalhamento, além de ser também aos agregados atribuída a

responsabilidade principal de fornecer ligações adesivas eﬁcientes com o asfalto. Até mesmo no

estudo da resistência à fadiga das misturas, onde o asfalto merece destaque, o agregado exerce

parcela de inﬂuência considerável.

Com vistas na importância indiscutível do agregado para a produção de misturas asfálticas

de qualidade, neste trabalho, agregados minerais foram pesquisados e avaliados em seus aspec-

tos qualitativos e quantitativos quanto à sua inﬂuência sobre o produto ﬁnal, a mistura asfáltica.

Deﬁniu-se como etapa inicial de desenvolvimento a identiﬁcação dos parâmetros de desempe-

nho das misturas que podem ser afetados pelas propriedades dos agregados e, posteriormente, a

identiﬁcação das propriedades dos agregados que inﬂuenciam esses parâmetros de desempenho.

Absorvidas essas informações, deu-se início às etapas laboratoriais do trabalho.

O objetivo maior deste trabalho é avaliar a inﬂuência das propriedades dos agregados es-

tudados sobre as propriedades volumétricas e mecânicas das misturas asfálticas densas. Com

base nisso, as pesquisas desenvolvidas envolveram:

• Análise das propriedades dos agregados:

– propriedades de consenso e de origem;

– densidades;

– porosidade;

– absorção;

– adesividade.

• Análise do comportamento da absorção de asfalto pelo agregado em função:

– do tempo;

– do teor de asfalto;

– da porosidade do agregado.

• Análise das relações entre as propriedades volumétricas das misturas, as densidades dos

agregados e a absorção de asfalto pelo agregado;

• Análise das propriedades volumétricas e granulométricas das misturas asfálticas;

• Análise do comportamento das propriedades volumétricas e mecânicas das misturas em

função:

– da granulometria;

– do agregado;

– da energia de compactação aplicada.

Esta pesquisa está apresentada em 8 capítulos. Cada capítulo foi estruturado com considera-

ções iniciais, desenvolvimento do assunto abordado, experimentos laboratoriais pertinentes ao

assunto que versa cada capítulo, resultados, conclusões parciais e considerações ﬁnais.

O Capítulo 2 trata da caracterização dos agregados através das propriedades de consenso e

de origem especiﬁcadas pelo Superpave, objetivando, além da obtenção de resultados experi-

mentais, uma análise crítica sobre os critérios estabelecidos pelo SHRP para selecionar, avaliar

e estabelecer limites para essas propriedades.

O Capítulo 3 apresenta uma discussão sobre o fenômeno da absorção de asfalto pelos

agregados com base em seus princípios fundamentais, assim como, apresenta uma investigação

laboratorial sobre a absorção em função do tempo e do teor de asfalto presente na mistura, com

o objetivo de prever seu comportamento durante os processos de mistura e ao longo da vida em

serviço do pavimento.

O Capítulo 4 traz uma visão global das relações entre densidades dos agregados, absorção e

propriedades volumétricas das misturas. São apresentados métodos adequados de determinação

das propriedades volumétricas, além de exemplos reais da dimensão dos erros cometidos no

cálculo dos parâmetros volumétricos ao se negligenciar a absorção de asfalto.

O Capítulo 5 trata das relações granulométricas e de superfície dos agregados com as

propriedades volumétricas das misturas, bem como esclarece a evolução, ao longo dos anos,

dos métodos de projeto e de determinações granulométricas estabelecidos com base em cri-

térios volumétricos. Além de uma conceituação histórica sobre a evolução dos métodos de

determinação da granulometria, esse capítulo traz uma discussão sobre os métodos Bailey e

10 1. Introdução

Superpave de especiﬁcação e controle granulométrico. Os resultados laboratoriais apresenta-

dos são referentes à dosagens de misturas produzidas ora com um mesmo tipo de agregado,

porém com granulometrias diferentes, ora com uma mesma granulometria, porém com tipos

de agregados diferentes, com o objetivo de avaliar a inﬂuência desses fatores na variação das

propriedades volumétricas.

No Capítulo 6 é apresentada a pesquisa desenvolvida sobre os vazios do agregado mineral

(VAM) em função da energia de compactação aplicada e sua implicação nas propriedades

volumétricas das misturas. Já o Capítulo 7 trata das alterações mecânicas sofridas pelas misturas

em função da energia de compactação aplicada, assim como, traz as avaliações quanto às

propriedades adesivas das misturas.

No Capítulo 8 apresentam-se as conclusões ﬁnais do trabalho, com especial atenção às

propostas de desenvolvimento de estudos futuros. Nos apêndices A e B encontram-se, respecti-

vamente, a análise petrográﬁca do agregado de gabro estudado e as tabelas referentes às análises

estatísticas efetuadas.

Algumas observações antecipadas, ao início da leitura desta tese, são agora citadas, com o

objetivo de elucidar possíveis equívocos. Dentre elas, a que nesta pesquisa o termo agregado é

utilizado referindo-se a materiais não coesivos de fragmentos de rochas. O termo areia natural

empregado nesta tese não se refere à fração granulométrica, mas ao tipo de agregado utilizado.

O termo agregado ﬁno refere-se às partículas de agregados passantes na peneira de abertura de

2, 36 mm e retidas na peneira de 0, 075 mm, enquanto o termo agregado grosso diz respeito

às frações do agregado retidas na peneira de 2, 36 mm e fíler mineral refere-se às partículas

passantes na peneira de 0, 075 mm.

Vale mencionar, também, que a redação desta dissertação foi desenvolvida utilizando o

sistema de tipograﬁa e compilação eletrônica de textos L

X, juntamente com a ferramenta

de gerenciamento de referências BIBT

X, de maneira a facilitar o tratamento das referências,

imagens e tabelas e pela qualidade de impressão observada na versão ﬁnal deste documento.

Além desse sistema de tipograﬁa, optou-se pela utilização do sistema operacional GNU/Linux

através da distribuição Slackware

, por ser um sistema altamente estável e produtivo, quando

comparado ao demais sistemas operacionais disponíveis atualmente. Em resumo, optou-se pela

utilização de software livre em todas as etapas da editoração eletrônica desta dissertação.

http://www.linux.org

http://www.slackware.org

CAPÍTULO

Propriedades dos Agregados

Especiﬁcadas pelo Superpave

2.1 Considerações Iniciais

Os estudos do SHRP (Strategic Highway Research Program), agrupados e patenteados sob a

denominação Superpave (Superior Performing Asphalt Pavements), desenvolveram métodos de

análise de ligantes asfálticos e de misturas asfálticas com base em propriedades fundamentais,

diretamente destinados à redução e ao controle da deformação permanente, das trincas por

fadiga e das trincas devido a temperaturas baixas. Muito do SHRP focou o desenvolvimento de

ensaios e especiﬁcações para os ligantes asfálticos, assim como ensaios e especiﬁcações para as

misturas asfálticas, não havendo, de início, esforços de pesquisa especíﬁcos para os agregados.

Devido à importância fundamental dos agregados para o estudo das misturas asfálticas,

os pesquisadores do SHRP perceberam que teria de ser tomada alguma providência. Para

conseguir informações relevantes, em um curto espaço de tempo e com um mínimo de pesquisa

bibliográﬁca e experimental, decidiram por realizar uma abordagem consensual entre um grupo

de 14 especialistas, mediante utilização do método de Delfos modiﬁcado.

12 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

O método de Delfos, desenvolvido na década de 50 e 60 por Brown

; Dalkey

; Dal-

key & Helmer

apud Cominsky et al. (1994), tem como principal aspecto o anonimato dos

participantes, para evitar o efeito negativo que pode resultar de um grupo dinâmico, em tomadas

de decisões conjuntas.

O método de Delfos é geralmente aplicado através do uso de questionários, os quais são

administrados por um coordenador. Os especialistas interagem somente com o coordenador

e não com os outros membros do grupo. O processo é evolutivo, ocorrendo através de uma

série de etapas (tipicamente de quatro a seis), as quais começam com um assunto geral e

convergem para um assunto especíﬁco. Ao ﬁnal de cada etapa, o coordenador coleta os ques-

tionários e, através de análises estatísticas, faz um resumo classiﬁcatório das respostas, que

é disponibilizado aos participantes junto com o questionário seguinte. Após, os participantes

são questionados quanto à possibilidade de reconsiderar suas respostas prévias em vista das

respostas dos outros membros e, só então, passam para o próximo questionário. Esse processo

tende a estreitar as divergências entre as respostas, contudo não garante um consenso (Cominsky

et al., 1994).

O SHRP utilizou um método de Delfos modiﬁcado, que permite o encontro face-a-face entre

os membros do grupo durante todo o processo. Essa modiﬁcação foi implantada na tentativa

de obtenção de um maior número de informações possíveis, em um menor espaço de tempo,

para o estabelecimento das especiﬁcações dos agregados (Smith, 1992). O procedimento de

Delfos modiﬁcado foi aplicado em cinco etapas, onde a primeira, a quarta e a quinta etapas

foram conduzidas via correio. A segunda e a terceira etapas foram conduzidas em Washington,

durante um encontro de todos os especialistas.

Com base nos resultados obtidos através do método de Delfos modiﬁcado, as propriedades

dos agregados que devem ser controladas para a obtenção de materiais adequados ao propósito

da pavimentação são:

• Controle da granulometria, deﬁnida por pontos de controle e uma zona de restrição;

• Angularidade do agregado grosso, deﬁnida como a porcentagem em massa das partículas

dos agregados maiores que 4, 75 mm com uma ou mais faces fraturadas;

Brown, B. B. (1968). Delphi Process: A methodology used for the elicitation of opinions of experts. Relatório

Técnico P–3925, RAND Corporation, Washington.

Dalkey N. C. (1967). Delphi. Relatório Técnico P–3704, RAND Corporation, Washington.

Dalkey N. C.; Helmer, O. (1951). The use of experts for the estimation of bombing requirements - A project

Delphi experiment. Relatório Técnico RM–727, RAND Corporation, Washington.

2.1. Considerações Iniciais 13

• Angularidade do agregado ﬁno, deﬁnida como a porcentagem de vazios de uma amostra

de agregados não compactados, como determinada no National Aggregates Association

Test Method A;

• Resistência à abrasão, deﬁnida como a porcentagem de perda de material quando a amos-

tra de agregados é submetida ao ensaio de abrasão los angeles;

• Sanidade, deﬁnida como a porcentagem de degradação da amostra, ao ser submetida ao

ensaio de sanidade do agregado com uso de sulfato de sódio ou sulfato de magnésio;

• Materiais deletérios, deﬁnida como uma porcentagem em massa de contaminantes inde-

sejáveis;

• Finos Plásticos, deﬁnida como a proporção relativa de ﬁnos plásticos contidos nos agre-

gados, quando submetidos ao ensaio do equivalente de areia;

• Partículas planas e alongadas ou lamelaridade das partículas, deﬁnida como a porcen-

tagem, em massa, das partículas do agregado grosso que têm razão, entre a máxima

dimensão (comprimento) e a mínima dimensão (espessura), maior que 5.

Os resultados também demonstram que, na opinião dos especialistas, as propriedades das

misturas asfálticas que devem ser controladas são:

• Volume de vazios, deﬁnido pelo volume dos vazios de ar contidos entre as partículas do

agregado cobertas pelo ﬁlme de asfalto, em uma mistura asfáltica compactada;

• Vazios do agregado mineral, deﬁnidos como a soma do volume de vazios e o volume de

asfalto efetivo, expresso como uma porcentagem do volume total da mistura compactada;

• Vazios preenchidos por asfalto ou relação betume-vazios, deﬁnidos como a porcentagem

dos vazios do agregado mineral que são preenchidos por asfalto;

• Teor de fíler (dust to asphalt ratio), deﬁnido como a razão entre a porcentagem, em massa,

do material passante na peneira de abertura de 0, 075 mm (# n. 200) pelo teor efetivo de

asfalto, expresso como porcentagem da massa total da mistura.

Detalhes sobre as propriedades das misturas asfálticas, selecionadas pelos especialistas do

SHRP e incorporadas pelo Superpave, são apresentados no Capítulo 5.

As propriedades dos agregados, consideradas pelo Superpave como de fundamental impor-

tância para a seleção de agregados adequados à pavimentação, foram classiﬁcadas dentro de

duas categorias: propriedades de consenso e propriedades de origem, a seguir apresentadas.

14 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

2.2 Propriedades de Consenso

O consenso do grupo de especialistas é que as propriedades de angularidade do agregado

grosso, angularidade do agregado ﬁno, partículas planas e alongadas e ﬁnos plásticos são

críticas e devem ser avaliadas, em todos os casos, a ﬁm de demonstrar a adequabilidade ou

não dos agregados para gerar misturas com desempenho satisfatório.

2.2.1 Angularidade do Agregado Grosso

Há muitos anos tem-se notado que a angularidade das partículas dos agregados inﬂuenciam

diretamente a estabilidade e a trabalhabilidade das misturas asfálticas. A angularidade ou

arredondamento são características atribuídas segundo o grau de amaciamento dos cantos ou

arestas das partículas. Agregados angulares, ou seja, com cantos agudos, proporcionam maior

intertravamento e atrito interno entre suas partículas, formando uma estrutura granular mais

rígida e proporcionando maior estabilidade às misturas. Já as partículas dos agregados com

cantos arredondados, ao invés de intertravarem-se, tendem a deslizar umas sobre as outras,

resultando em uma estrutura granular mais fraca e, portanto, em misturas menos estáveis.

Por outro lado, as misturas que contêm partículas com cantos arredondados, como os seixos,

possuem melhor trabalhabilidade e requerem menor esforço de compactação para se atingir

a densidade necessária. Porém, essa facilidade de compactação não é necessariamente uma

vantagem, pois quando a mistura possui fácil compactação durante a construção pode continuar

a se densiﬁcar sob a ação do tráfego, causando deformação permanente.

O Superpave especiﬁca o ensaio de Porcentagem de Partículas Fraturadas para Agregados

Grossos (ASTM D 5821) para a avaliação da angularidade do agregado grosso. Esse ensaio

consiste na avaliação visual de partículas de agregados grossos (maiores que 4, 75 mm ou

# n. 4) selecionando as partículas que apresentem ou não faces fraturadas (Figura 2.1).

O Superpave especiﬁca valores mínimos maiores de porcentagens de partículas fraturadas

com o aumento do tráfego ou com a proximidade da camada em relação à superfície do pavi-

mento, como se pode veriﬁcar na Tabela 2.1.

2.2. Propriedades de Consenso 15

Figura 2.1: Ensaio de determinação de partículas fraturadas

Tabela 2.1: Especiﬁcação Superpave para valores mínimos de partículas fraturadas

Tráfego Profundidade da camada em relação

N = 10

à superfície do pavimento

<100 mm >100 mm

< 0, 3 55/− −/−

< 1 65/− −/−

< 3 75/− 50/−

< 10 85/80 60/−

< 30 95/90 80/75

< 100 100/100 95/90

≥ 100 100/100 100/100

Obs.: "85/80" signiﬁca que 85% do agregado grosso têm pelo menos uma face fraturada e 80% têm pelo menos

duas faces fraturadas (Cominsky et al., 1998).

2.2.2 Angularidade do Agregado Fino

Devido à diﬁculdade de avaliação visual das partículas de agregados ﬁnos e ao grande tempo

consumido nesses processos de avaliação, o Superpave adota o ensaio do National Aggregates

Association Test Method A para a determinação indireta da forma, da angularidade e da textura

superﬁcial das partículas. Esse ensaio é comumente encontrado na literatura inglesa sob a

denominação FAA (Fine Aggregate Angularity), em português, AAF (angularidade do agregado

ﬁno). Através do ensaio AAF, normalizado pela ASTM C 1252, pode-se determinar a porcen-

tagem dos vazios não compactados contidos entre as partículas de agregados, quando estas

são vertidas de uma altura de queda estabelecida, dentro de um cilindro de volume conhecido

(100 cm

), conforme ilustra a Figura 2.2.

16 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

Figura 2.2: Ensaio de angularidade do agregado ﬁno

Valores mais elevados de AAF serão encontrados quanto maior a angularidade e rugosidade

das partículas, pois quando estas caem livremente umas sobre as outras, sem sofrer acomodação

por compactação, suas arestas e cantos agudos fazem com que ﬁquem mais distantes umas

das outras, aumentando o volume de vazios entre partículas. Já as partículas menos angulares

(com cantos arredondados) e com textura superﬁcial lisa, ao caírem livremente umas sobre as

outras, acomodam-se com mais facilidade, diminuindo assim o volume de vazios existentes

entre partículas, proporcionando valores de AAF menores.

Estudos de avaliação do ensaio de angularidade do agregado ﬁno, desenvolvidos por Gou-

veia (2002), indicam que esse ensaio não é sensível aos efeitos da forma da partícula. Partículas

cúbicas, que são mais desejáveis para o propósito da pavimentação, com angularidade e textura

superﬁcial adequadas, podem apresentar valores menores de AAF que partículas com formas

lamelares.

Métodos do Ensaio AAF

O ensaio AAF pode ser realizado de acordo com três métodos distintos (A, B ou C).

No método A, a granulometria da amostra é controlada através das frações utilizadas e das

porcentagens retidas de material em cada fração, como apresentado na Tabela 2.2. No Método

B, a granulometria da amostra também é controlada, sendo usada, para cada fração, uma

quantidade de 190 g de material (Tabela 2.2). Porém, nesse método, o ensaio é realizado para

cada fração do agregado separadamente, onde o valor de AAF corresponderá à média das três

determinações feitas para cada fração. Já no Método C, não há controle da granulometria. A

2.2. Propriedades de Consenso 17

amostra ensaiada será composta por 190 g de agregado ﬁno passante na peneira de 4, 75 mm

(# n.4).

Tabela 2.2: Frações granulométricas usadas nos métodos A e B

Peneiras Método A Método B

(mm) massa (g) massa (g)

2, 36 − 1, 18 44 190

1, 18 − 0, 60 57 190

0, 60 − 0, 30 72 190

0, 30 − 0, 15 17 −

Total 190 −

(ASTM C 1252)

Os estudos realizados por Fernandes et al. (2000) demonstram que a granulometria utilizada

em cada método do ensaio afeta o volume de vazios não compactados entre as partículas (AAF).

Os resultados apresentados pelos pesquisadores mostram que agregados melhor graduados,

como ocorre no método A, apresentam menor volume de vazios não compactados do que

agregados contendo partículas mais uniformemente graduadas, como no método B. No entanto,

apesar dos métodos apresentarem valores de AAF de magnitudes diferentes, os métodos A e

B resultam em uma mesma hierarquização, indicando que ambos os métodos são sensíveis às

mesmas características dos agregados e que, para o propósito de classiﬁcação, são equivalentes.

Limites de AAF Especiﬁcados pelo Superpave

O Superpave especiﬁca valores mínimos maiores de AAF com o aumento do nível de tráfego

ou com a proximidade da camada em relação à superfície do pavimento, como se pode veriﬁcar

na Tabela 2.3. Os especialistas do SHRP acreditavam que quanto maior o nível de solicitação

do pavimento, mais resistentes ao cisalhamento deveriam ser as misturas e, portanto, partículas

mais angulares e rugosas deveriam ser usadas. A especiﬁcação Superpave estabelece o valor de

AAF igual a 45% como o mínimo admissível para rodovias com volume de tráfego alto. Para

volume de tráfego médio, especiﬁca valores entre 40% e 45% e, para volume de tráfego baixo,

não atribui valor para AAF, pois as areias naturais com AAF menores que 40% são consideradas

aceitáveis.

18 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

Tabela 2.3: Especiﬁcação Superpave para valores mínimos da AAF (método A)

Tráfego Profundidade da camada em relação

n = 10

à superfície do pavimento

< 100 mm > 100 mm

< 0, 3 − −

< 1 40 −

< 3 40 40

< 30 45 40

< 100 45 45

≥ 100 45 45

(Cominsky et al., 1998)

2.2.3 Partículas Planas e Alongadas

A forma ideal dos agregados, para uso em misturas asfálticas, é a arredondada, porém,

ao considerar que a partícula deve ser também angulosa, pode-se entender como forma ideal a

cúbica. As características de forma e de angularidade das partículas não devem ser confundidas,

pois, independentemente de sua forma, as partículas podem possuir angularidades distintas, ou

seja, ter seus cantos e arestas agudos ou desgastados.

A utilização de partículas com formas planas e/ou alongadas em misturas asfálticas pode

causar vários problemas, dentre eles, a quebra de partículas durante a compactação e a diminui-

ção da trabalhabilidade da mistura. Quebras, além de alterar a granulometria da mistura, fazem

com que o ﬁlme de asfalto que cobre o agregado se rompa, facilitando a entrada de umidade

dentro do agregado e podendo ocasionar problemas de adesividade entre o asfalto e o agregado.

Além disso, o uso excessivo de partículas planas e/ou alongadas diminui a trabalhabilidade

da mistura, diﬁcultando a compactação e promovendo um consumo maior de asfalto, pois,

partículas planas e/ou alongadas possuem superfície especíﬁca maior que partículas de forma

cúbica. Assim, na tentativa de minimizar os problemas causados pelo uso excessivo dessas

partículas, o ensaio de Partículas Planas e Alongadas em Agregados Grossos (ASTM D 4791),

adaptado do ensaio U.S. Army Corps of Engineers Method CRD-C 119, foi adotado pelo

Superpave.

Esse ensaio consiste na utilização de um paquímetro para medir a razão dimensional das

partículas dos agregados grossos, possibilitando a determinação das porcentagens de partículas

planas, alongadas e planas/alongadas (lamelares) contidas na amostra. O paquímetro dimensi-

onal possibilita a avaliação de razões de 2 : 1, 3 : 1 e 5 : 1 (Figura 2.3).

2.2. Propriedades de Consenso 19

Figura 2.3: Paquímetro dimensional

A determinação Superpave é para que se use no máximo 10% de partículas planas/alongadas

(lamelares) na produção de misturas asfálticas utilizadas em pavimentos com volume de tráfego

médio a alto (Tabela 2.4).

Tabela 2.4: Especiﬁcação Superpave para partículas planas/alongadas

Tráfego Porcentagem máxima de partículas com razão dimensional

N = 10

comprimento/espessura maiores que 5 : 1

< 0, 3 −

< 1 −

< 3 10

< 10 10

< 30 10

< 100 10

≥ 100 10

(Cominsky et al., 1994)

2.2.4 Finos Plásticos

Como última propriedade, dentre as classiﬁcadas no grupo de propriedades de consenso,

tem-se a dos ﬁnos plásticos contidos nos agregados. Considera-se como ﬁnos plásticos os

argilominerais ou partículas muito ﬁnas (frações argilosas) que possam, mesmo em pequenas

quantidades, ser prejudiciais ao desempenho das misturas asfálticas, especialmente quando se

encontrem como uma camada de pó sobre a superfície da partícula. Nesse caso, o asfalto

pode aderir na camada argilosa (pó) ﬁxada sobre a partícula ao invés de aderir na superfície do

agregado, ocasionando vários tipos de problemas, dentre eles, a desagregação do agregado da

mistura em decorrência do descolamento da película de asfalto.

A quantiﬁcação dos ﬁnos plásticos ou da fração argilosa contidos no agregado pode ser feita

através do ensaio do equivalente de areia, desenvolvido na Divisão de Estradas da Califórnia

20 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

(California Division of Highways), sob a orientação de Francis N. Hveem. A transcrição, na

íntegra, do resumo do trabalho Sand Equivalent Test for Control of Materials During Construc-

tion de autoria de Hveem e publicado em 1953 nos anais do Highway Research Board (HRB),

vol. 32, está a seguir apresentado, para que se possa encontrar as origens do ensaio e o seu

signiﬁcado.

"O ensaio do equivalente de areia para o controle da qualidade de agregados de

misturas betuminosas e de bases não tratadas está sendo proposto para ser incluído

nas Standard Speciﬁcations of the California Division of Highways e apresenta-se

correntemente em cláusulas especiais de muitos contratos.

A rapidez das construções tem aumentado incessantemente há vários anos. As

dimensões das empreiteiras e a quantidade de equipamentos de transporte utilizados

nas obras demonstram que os materiais para bases, sub-bases e revestimentos be-

tuminosos estão sendo produzidos e transportados em enormes proporções compa-

rativamente ao que se via anos atrás. Muitas cascalheiras ou pedreiras apresentam

quantidades variáveis de materiais ﬁnos, os quais podem também variar desde areia

ﬁna a argila e, freqüentemente, essas frações não são distribuídas uniformemente.

O excesso de argila é, em geral, prejudicial ao desempenho de qualquer agregado,

quer nas bases de cascalho, nas misturas betuminosas ou no concreto de cimento

portland. É importante que o engenheiro de campo possa veriﬁcar com rapidez a

presença de quantidades nocivas de materiais argilosos.

O termo "equivalente de areia" expressa a idéia de que a maioria dos solos,

bases de cascalhos etc. são misturas de partículas graúdas, areia e, geralmente,

indesejáveis partículas ﬁnas ou argila. O ensaio do equivalente de areia constitui

um meio rápido para separar as partículas mais ﬁnas, como as argilas, dos grãos

mais graúdos ou das areias, sendo as proporções relativas comparadas em uma base

arbitrária de volumes por um processo simples, que tende a realçar ou expandir o

volume de argila proporcionalmente aos efeitos prejudiciais ou indesejáveis dessa

fração. O ensaio é aplicado em uma fração de material granular passante na peneira

n. 4, requer aparelhagem relativamente simples e pode ser realizado em cerca de

40 minutos. Maior atenção deve ser direcionada para o signiﬁcado fundamental

das relações volumétricas em contraposição às porcentagens em massa comumente

adotadas para descrever a composição dos solos e agregados."

O ensaio do equivalente de areia, como idealizado por Hveem, consiste em agitar energi-

camente a amostra de agregados ﬁnos numa proveta graduada contendo solução ﬂoculante, de

2.2. Propriedades de Consenso 21

modo a soltar as partículas de argilominerais ou da fração argilosa do próprio agregado, aderidas

na superfície do agregado. A solução ﬂoculante força o material argiloso ou a fração argilosa

a formar uma suspensão sobre o material granular, para, após um período de sedimentação,

ser medida a altura da argila suspensa e da areia parcialmente sedimentada, determinando-se,

assim, a relação entre volumes de areia e de argila (Figura 2.4). O valor do equivalente de areia

é calculado como uma relação entre a leitura da altura da areia pela leitura da altura da argila,

expresso em termos percentuais.

Figura 2.4: Ensaio do equivalente de areia

Na década de 1950, os valores mínimos do EA, especiﬁcados pelo California Division of

Highways, variavam em relação ao tipo de camada na qual o agregado era utilizado, como

mostra a Tabela 2.5.

Tabela 2.5: Especiﬁcação do California Division of Highways para equivalente de areia

Tipo de camada Equivalente de areia mínimo (%)

Base de agregado mineral britado ou natural 30

Tratamentos betuminosos 35

Concreto asfáltico 55

Misturas de areia e asfalto 80

(Hveem, 1953)

Atualmente, o método Superpave estabelece alguns valores mínimos do EA conforme o

aumento do volume de tráfego, sendo indiferente quanto à camada do pavimento na qual o

agregado será utilizado. Como pode ser visto na Tabela 2.6, um valor do EA igual a 50% é

especiﬁcado como o mínimo admissível para rodovias com volume de tráfego alto. Já para

as rodovias com volumes de tráfego médio e baixo são especiﬁcados valores mínimos do EA

igual a 45% e 40%, respectivamente. No Brasil, o valor mínimo do EA é de 55% para qualquer

volume de tráfego (Bukowski et al., 1994).

22 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

Tabela 2.6: Especiﬁcação Superpave para o equivalente de areia

Tráfego Equivalente de areia mínimo

n = 10

< 0, 3 40

< 30 45

≥ 30 50

(Cominsky et al., 1998)

2.3 Propriedades de Origem

O grupo de especialistas, selecionados pelo SHRP, também concordou que outras propri-

edades dos agregados eram críticas para o propósito da pavimentação. Entretanto, não houve

consenso para os valores limites que deveriam ser estabelecidos para essas propriedades por

serem muito dependentes da origem dos materiais. Assim, foi proposto que as propriedades de

resistência à abrasão, sanidade e materiais deletérios, classiﬁcadas como de origem, tivessem

seus valores limites estabelecidos pelos departamentos rodoviários de cada estado, por estes

estarem familiarizados com os materiais próprios da região.

2.3.1 Resistência à Abrasão

Os agregados utilizados com o propósito de pavimentação são submetidos a vários processos

de manipulação rigorosos, dentre eles a britagem, o armazenamento, a manipulação abrasiva

durante a produção da mistura, o lançamento e espalhamento, seguido da compactação e, após o

pavimento ser aberto ao tráfego, passam a resistir e a transmitir as cargas do tráfego às camadas

subjacentes do pavimento. Para tanto, esses agregados devem ser resistentes o suﬁciente para

que possam passar por esses processos sem sofrerem degradação ou polimento, que podem

gerar graves problemas durante a construção e ao longo da vida em serviço do pavimento.

Existem alguns ensaios que procuram estabelecer a qualidade dos agregados em função de

sua utilização. Dentre os mais conhecidos destaca-se o ensaio de abrasão los angeles, que,

segundo Wu et al. (1998), é o ensaio utilizado por cerca de 94% das agências rodoviárias dos

Estados Unidos. Esse ensaio foi desenvolvido mais ou menos na metade da década de 1920

pelo Municipal Testing Laboratory da cidade de Los Angeles, Califórnia (Kandhal & Parker

Jr., 1998), para a avaliação da resistência à degradação ou ao desgaste por abrasão e impacto,

através da máquina los angeles.

2.3. Propriedades de Origem 23

O ensaio consiste na colocação da amostra de agregado graúdo e esferas de ferro fundido

no tambor da máquina los angeles, submetendo-as a movimentos rotatórios do tambor. O

equipamento utilizado para a realização do ensaio de abrasão los angeles pode ser visto na

Figura 2.5. As rotações do tambor reproduzem o impacto sofrido pelo agregado durante a

usinagem da mistura, através da queda das esferas de ferro fundido sobre os agregados e da

queda dos próprios agregados, uns sobre os outros, e simula o desgaste por meio do atrito dos

agregados entre si e com as paredes do tambor.

Terminado o período de rotações, o material é retirado do tambor, peneirado e determinada

a massa remanescente do material. O resultado do ensaio é a porcentagem de perda do material

em decorrência da degradação mecânica sofrida, ou seja, a porcentagem de massa do material

grosso perdido durante as rotações do tambor. Os valores máximos aceitáveis pelo DNER são

de 50% de perda e pelo DER-PR de 45% (Bukowski et al., 1994).

Figura 2.5: Máquina los angeles

2.3.2 Sanidade

Adicionalmente à resistência à degradação por abrasão e impacto, o agregado deve ter

resistência à ação das intempéries, referentes a ciclos de molhagem e secagem e, no caso

de regiões com invernos rigorosos, a ciclos de congelamento e descongelamento, sem sofrer

quebras ou deterioração.

Pesquisadores como Wu et al. (1998) e Roberts et al. (1991) acreditam que os ciclos de

molhagem e secagem, congelamento e descongelamento, não têm grande efeito nas misturas

asfálticas se, durante a usinagem da mistura, for promovida a secagem total do agregado antes

de ser envolvido pelo asfalto. Portanto, se o ﬁlme de asfalto que envolve a partícula do agregado

permanecer intacto, impedindo assim que o agregado absorva quantidades signiﬁcativas de

umidade, os ciclos de molhagem e secagem e de congelamento e descongelamento não devem

24 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

ocasionar problemas. Entretanto, se ocorrerem problemas de quebra de partículas (planas e

alongadas) durante a construção ou causados pelo tráfego, ou ainda, problemas de perda de

adesividade entre o asfalto e o agregado, a água pode penetrar nas partículas e, nesse caso,

os ciclos de molhagem e secagem podem comprometer a integridade do pavimento, caso o

agregado utilizado não apresente sanidade adequada.

Dentre os ensaios mais utilizados para avaliar sanidade dos agregados destacam-se o ensaio

de sanidade com uso de soluções de sulfato de sódio, empregado por 53% das agências rodo-

viárias dos Estados Unidos, e o ensaio de sanidade com uso de sulfato de magnésio, empregado

por 19% das agências. As outras agências rodoviárias usam métodos de avaliação de perdas

através de ciclos de congelamento e descongelamento e 16% não empregam nenhum método

de determinação de sanidade (Wu et al., 1998).

Desenvolvido para detectar a presença de argilominerais contidos nas partículas de agrega-

dos de natureza basáltica que, quando expostos à ação das intempéries, prejudicam a durabi-

lidade do agregado (Kandhal & Parker Jr., 1998), o ensaio de sanidade é hoje utilizado para

fornecer uma indicação da durabilidade, diante da ação do tempo, de agregados de diversas

composições mineralógicas, tal qual um índice da qualidade geral.

O ensaio de sanidade consiste em submeter as amostras de agregados a ciclos de imersão

em solução de sulfato de sódio ou sulfato de magnésio e, em seguida, promover a secagem do

material em estufa. Uma imersão/secagem é chamada de ciclo de sanidade. Essa forma cíclica

de desenvolvimento do ensaio se faz necessária para que, na etapa de imersão do primeiro ciclo,

a solução salina penetre nos interstícios das partículas e, na etapa de secagem do primeiro ciclo,

os sais da solução se cristalizem no interior das partículas. Quando iniciado o segundo ciclo,

na etapa de imersão, os cristais de sal se hidratam e crescem nos interstícios das partículas,

exercendo forças de expansão interna que causam a degradação das partículas não sãs.

O resultado do ensaio fornece a porcentagem de perda de material, devido à degradação,

para um dado número de ciclos de sanidade. As Figuras 2.6(a) e 2.6(b) são ilustrativas da

aparência do agregado antes e após serem submetidos aos ciclos de sanidade. Os valores

máximos de perda admitidos pelo DER-PR é de 12% para 5 ciclos de sanidade (Bukowski

et al., 1994).

2.4. Experimentos Laboratoriais 25

(a) Antes (b) Depois

Figura 2.6: Aparência do agregado antes e depois de submetido a ciclos de sanidade

2.3.3 Materiais Deletérios

Geralmente são chamados de materiais deletérios partículas individuais constituídas de

materiais fracos, reativos ou deteriorados, que inibam a cobertura dos agregados pelo asfalto,

que reajam com o meio ambiente ou que não sejam constituídas de material rochoso. Alguns

exemplos de materiais considerados deletérios são: torrões de argila, xisto, carvão, partículas

vítreas, mica livre e vegetação.

O ensaio de Torrões de Argila e Partículas Friáveis (ASTM C 142), adotado pelo Superpave

para avaliar a presença de materiais deletérios tanto nas frações grossas como nas frações ﬁnas

dos agregados, consiste no espalhamento de uma ﬁna camada de partículas no fundo de um

recipiente, cobrindo-as com água destilada e deixando-as submersas por um período de 24

horas. Após esse período, cada partícula é rolada e apertada entre os dedos polegar e indicador

na tentativa de quebrá-la em partes menores. Qualquer partícula que se quebre é classiﬁcada

como uma partícula friável. A quantidade máxima aceitável de materiais deletérios na amostra

é bastante ampla, variando de 0, 2% até 10%, dependendo da composição dos contaminantes

(Bukowski et al., 1994).

2.4 Experimentos Laboratoriais

2.4.1 Agregados Estudados

Três tipos de agregados minerais, representativos de agregados utilizados em obras de pavi-

mentação asfáltica, foram selecionados: agregados de basalto, de gabro e de areia natural.

26 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

O agregado de basalto é proveniente da Pedreira Santa Isabel, localizada na cidade de

Ribeirão Preto - SP. Para o agregado de areia natural foram selecionados dois materiais, devido

à impossibilidade de usar apenas um tipo de areia natural que contivesse frações grossa e ﬁna

adequadas ao estudo. A areia natural do Rio Moji-Guaçú (Rincão - SP) foi escolhida para a

composição da fração grossa da mistura e, para a composição da fração ﬁna, foi selecionada a

areia natural de cava, proveniente da Mineradora Jundu, localizada em Analândia - SP.

O agregado de gabro selecionado, procedente da Pedreira São Roque localizada em Li-

meira - SP, foi inicialmente denominado granito, com base nas informações dos especialistas

da pedreira. Dúvidas quanto à origem e classiﬁcação do material foram levantadas, surgindo a

necessidade de uma análise petrográﬁca da rocha. O material foi então analisado e classiﬁcado,

no Departamento de Petrologia e Metalogenia, do Instituto de Geociências e Ciências Exatas, da

Universidade Estadual Paulista em Rio Claro, como Leucodiabásio ou Leucogabro. O relatório

completo da análise do material encontra-se no Apêndice B.

2.4.2 Ensaio de Partículas Fraturadas

O ensaio de determinação da porcentagem de partículas fraturadas contidas na amostra,

normalizado pela (ASTM D 5821), consiste em espalhar as partículas de agregados em uma

superfície plana, limpa e grande o suﬁciente para proporcionar um exame visual cuidadoso de

cada partícula. Cada partícula é classiﬁcada de acordo com o seu número de faces fraturadas,

por exemplo, uma face fraturada (Figura 2.7(a)), duas ou mais faces fraturadas (Figura 2.7(b)),

ou ainda, sem faces fraturadas (Figura 2.7(c)).

Considera-se como face fraturada do agregado a face que contém forma e bordas bem

deﬁnidas e que expõem o interior da partícula através de uma área não inferior a 1/4 da área

máxima da partícula. A face fraturada apresenta-se como uma parte quebrada, rugosa e/ou

angular, criada através de processos de britagem ou pela da ação da natureza.

A determinação da porcentagem de partículas fraturadas é realizada através da contagem

ou pesagem das partículas, com um determinado número de faces fraturadas, em relação ao

número total de partículas ou da massa total da amostra, como mostra a Equação 2.1.

P F

F +

F + Q + N

× 100 (2.1)

onde:

P F

= Porcentagem de partículas com o número especiﬁcado de faces fraturadas;

2.4. Experimentos Laboratoriais 27

(a) Uma face fraturada (b) Duas ou mais faces fraturadas

Figura 2.7: Ensaio de porcentagem de faces fraturadas do agregado grosso

F = massa ou número de partículas com pelo menos o número especiﬁcado de faces fraturadas;

Q = massa ou número de partículas que se encontram na categoria de fronteira;

N = massa ou número de partículas que não possuem faces fraturadas.

A classiﬁcação visual das partículas quanto ao número de faces fraturadas é passível de

variações quando diferentes examinadores avaliam uma mesma amostra. Mas, embora as

avaliações visuais para partículas individuais possam variar de modo signiﬁcativo, estudos

feitos por Rosenfeld e Grifﬁths

apud Suguio (1973) demonstram que valores médios baseados

em cinqüenta ou mais partículas tendem a ser representativos, pois os erros são compensados.

Nesta pesquisa, o número total de partículas ensaiadas para cada amostra variou entre 175 a 220

partículas.

2.4.3 Ensaio de Angularidade do Agregado Fino

A angularidade do agregado ﬁno é avaliada indiretamente através da determinação dos

vazios formados entre as partículas do agregado, na condição não compactada, ou seja, quando

Rodenfeld, M. A.; Grifﬁths, J. C. (1953). An experimental test of visual technique in estimating two

dimensional sphericity of quartz grains. Amer. Journal of Sci., n. 251, p. 553-585.

28 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

a amostra é vertida de uma altura de queda de aproximadamente 115 mm, dentro de um cilindro

de volume de 100 cm

, como estabelece a norma da ASTM C 1252. O ensaio consiste em deixar

a amostra cair livremente no interior do cilindro, retirar o excesso de material que se acumula

sobre o topo do cilindro com o auxílio de uma espátula, tomando cuidado para não causar

nenhum tipo de vibração no cilindro, para que não ocorra acomodações entre as partículas.

Após esse processo, faz-se a determinação da massa do agregado contida dentro do cilindro

e, sendo conhecida a densidade aparente do agregado ﬁno (ASTM C 128), pode-se calcular a

porcentagem de vazios não compactados através da diferença entre o volume do cilindro e o

volume de agregado contido no cilindro, como mostra a Equação 2.2.

AAF =

V −

× 100 (2.2)

onde:

AAF = vazios não compactados (%);

= massa do agregado contida no cilindro (g);

= densidade aparente do agregado ﬁno;

V = volume do cilindro (cm

Nesta pesquisa, o ensaio de AAF foi realizado utilizando-se o método A, que tem como

característica o controle da granulometria da amostra (Tabela 2.2). O equipamento usado para a

realização do ensaio teve seu projeto adaptado da norma ASTM C 1252 no setor de projetos do

Departamento de Transportes, sendo posteriormente construído na oﬁcina mecânica da Escola

de Engenharia de São Carlos da Universidade de São Paulo.

2.4.4 Ensaio de Partículas planas e alongadas

O ensaio de análise de determinação das porcentagens de partículas planas, alongadas e

planas/alongadas contidas nos agregados grossos, normalizado pela ASTM D 4791, consiste

na utilização de um paquímetro dimensional (Figura 2.3) para medir a razão dimensional entre

largura e espessura (planiﬁcação), largura e comprimento (alongamento) e entre o comprimento

e a espessura (lamelaridade) de uma amostra representativa dos agregados grossos.

O paquímetro dimensional usado para a realização do ensaio teve seu projeto adaptado da

norma ASTM D 4791 no setor de projetos do Departamento de Transportes, sendo posterior-

2.4. Experimentos Laboratoriais 29

mente construído na oﬁcina mecânica da Escola de Engenharia de São Carlos da Universidade

de São Paulo.

Ao analisar as partículas utilizando o paquímetro dimensional, estas podem ser classiﬁcadas

como:

• partículas planas, se tiverem razão dimensional entre largura e espessura maior que pro-

porções especíﬁcas, que no caso desta pesquisa são de 3 : 1 e 5 : 1;

• partículas alongadas, se tiverem razão dimensional entre comprimento e largura maior

que 3 : 1 e 5 : 1;

• partículas planas/alongadas (lamelares), se tiverem razão dimensional entre comprimento

e espessura maior que 3 : 1 e 5 : 1.

Um exemplo do procedimento básico de análise das partículas consiste em posicionar a

abertura maior do paquímetro igual ao comprimento da partícula (Figura 2.8(a)) e tentar passar

a espessura da partícula pela abertura menor do paquímetro (Figura 2.8(b)). Se a partícula

passar pela abertura, ela é classiﬁcada como plana/alongada (lamelar), para a razão dimensional

de 3 : 1.

(a) Comprimento da partícula (b) Espessura da partícula

Figura 2.8: Ensaio de avaliação da forma da partícula

Neste estudo, é considerado como comprimento a maior dimensão da partícula, como lar-

gura a maior dimensão da partícula em um plano perpendicular ao comprimento e como es-

pessura a maior dimensão da partícula em um plano perpendicular ao comprimento e à largura

(Figura 2.9).

O Superpave especiﬁca a avaliação da forma da partícula somente quanto à sua lamelari-

dade, com razão dimensional de 5 : 1, estabelecendo um limite máximo de 10%. Porém, uma

30 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

Figura 2.9: Dimensões da partícula do agregado

avaliação mais rigorosa da lamelaridade utilizando a proporção de 3 : 1 foi sugerida em 1998

pela Federal Highway Administration (FHWA), com base numa revisão feita pelo seu grupo de

pesquisa (Cominsky et al., 1998). Atualmente, vários grupos de pesquisa estadunidenses como

The Stone Matrix Asphalt Technical Working Group utilizam um limite mais rigoroso do que o

especiﬁcado pelo Superpave, limite máximo de 5% para razão dimensional de 5 : 1 e também

estabelecem análises para razão dimensional de 3 : 1 limitando a lamelaridade em 20% (Prowell

et al., 2005).

Independentemente da razão dimensional da partícula, uma discussão pode ser levantada

quanto a análise de suas formas, ou seja, planicidade, alongamento e lamelaridade. O Superpave

estabelece que seja feito um levantamento apenas da porcentagem de partículas lamelares do

agregado estudado, ou seja, a porcentagem de partículas que têm o comprimento cinco vezes

maior que sua espessura. No entanto, ao se tomar conhecimento da porcentagem de partículas

lamelares, por exemplo de 30%, o que isso signiﬁca? Signiﬁca que se tem 30% de partículas

alongadas, que podem quebrar durante a compactação, ou então que se tem 30% de partículas

planas, que causam vários problemas, dentre eles, a diminuição da durabilidade das misturas,

em função da diminuição dos vazios do agregado mineral? A determinação da lamelaridade da

partícula é questionável, pois não representa o quanto as partículas são planas nem o quanto são

alongadas.

Em vista disso, nesta pesquisa, as partículas foram analisadas não somente quanto a quanto à

sua lamelaridade (comprimento/espessura), mas também quanto à sua planicidade (largura/espessura)

e quanto ao seu alongamento (comprimento/largura), utilizando razões dimensionais de 5 : 1

e também de 3 : 1, impondo, dessa forma, uma avaliação mais rigorosa. Nesta pesquisa, o

número mínimo de partículas ensaiadas para cada amostra foi de 100 partículas.

2.4. Experimentos Laboratoriais 31

A porcentagem de partículas, de determinada classiﬁcação, pode ser calculada da seguinte

maneira:

× 100 (2.3)

onde:

= porcentagem de partículas de determinada classiﬁcação (plana, alongada ou lamelar);

C = massa ou número de partículas de determinada classiﬁcação;

N = massa ou número total de partículas da amostra.

2.4.5 Ensaio do Equivalente de Areia

O equivalente de areia é uma relação volumétrica que corresponde à razão entre a altura do

nível superior da areia e a altura do nível superior da suspensão argilosa de uma determinada

quantidade de solo ou agregado ﬁno, numa proveta, em condições estabelecidas no método. O

método consiste em agitar energicamente a amostra de agregados ﬁnos, composta do material

passante na peneira de abertura 4, 75 mm (# n. 4), numa proveta graduada contendo solução

ﬂoculante, de modo a soltar as partículas de argilominerais ou da fração argilosa, aderidas

ao agregado. Esse método, aqui apresentado, está baseado nas normas DNER ME 054 e

ASTM D 2419.

Procedimento para a obtenção da solução ﬂoculante

O primeiro passo é obter a solução concentrada, composta por:

• 557 g de cloreto de cálcio anidro técnico;

• 2510 g ou 2010 ml de glicerina U.S.P.;

• 57, 5 g de solução de formaldeído a 40% em volume.

O procedimento de preparo consiste em dissolver o cloreto de cálcio em 2 litros de água

destilada, agitando-se energicamente a solução. A solução de cloreto de cálcio funciona como

agente ﬂoculante, acelerando a velocidade de sedimentação dos argilominerais ou da fração

argilosa da amostra. Hveem (1953) justiﬁca a escolha desse agente ﬂoculante por ser de

relativamente baixo custo, estável e inofensivo à saúde.

32 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

Após a obtenção da solução, esta é ﬁltrada utilizando um papel de ﬁltro apropriado e, em

seguida, a glicerina, a solução de formaldeído e os 5 litros de água destilada são adicionados

à solução ﬁltrada. A intenção de Hveem, ao adicionar uma pequena quantidade de glicerina à

solução, foi produzir um efeito estabilizador aumentando assim a reprodutibilidade do ensaio.

Hveem (1953) também relata que o formaldeído só foi adicionado à solução para servir de

agente destruidor dos fungos que tendem a formar-se na solução, de modo a torná-la estéril.

A solução ﬂoculante ou solução de trabalho é então obtida após diluir 125 ml da solução

concentrada em água destilada, até completar 5 litros, misturando-as cuidadosamente.

Descrição do ensaio

A solução de trabalho é transferida para uma proveta, até atingir o traço de referência a

10 cm da base. A seguir, o conteúdo do recipiente de medida, preenchido com a amostra

preparada (Figura 2.10), é transferido para a proveta com o auxílio de um funil.

Figura 2.10: Amostra utilizada no ensaio do equivalente de areia

Em seguida, bate-se várias vezes com a mão no fundo da proveta, para deslocar as bolhas de

ar e ajudar a molhar a amostra. Então, a proveta é deixada em repouso durante 10 minutos. Pas-

sados os 10 minutos, a proveta é tapada com uma rolha de borracha e agitada horizontalmente,

num movimento alternado, como ilustra a Figura 2.11.

Figura 2.11: Agitação da proveta

2.4. Experimentos Laboratoriais 33

Após a retirada da rolha, as paredes da proveta são lavadas, com o auxílio do tubo lavador,

para desprender as partículas de agregados aderidas. Então, o tubo lavador é posicionado

no fundo da proveta, permitindo que a solução ﬂoculante ﬂua para o interior da proveta, até

atingir o traço de referência superior, suspendendo-se o tubo lavador lentamente sem parar o

escoamento, de tal modo que aquele nível se mantenha constante. Então, a proveta é deixada

em repouso, sem perturbação, durante 20 minutos. Qualquer vibração ou movimento da proveta

durante esse período poderá interferir na velocidade normal de sedimentação da argila em

suspensão, alterando os resultados.

Após o período de 20 minutos, é feita a leitura da altura do nível superior da argila em

suspensão, para em seguida, ser introduzido o pistão na proveta, até assentá-lo sobre a amostra,

promovendo um pequeno giro em sua haste, até que um de seus parafusos de ajustagem, torne-se

visível. O nível do centro do parafuso de ajustagem é adotado como leitura correspondente ao

nível superior da amostra (Figura 2.12). O equipamento completo necessário para a realização

do ensaio pode ser visto na Figura 2.13.

Figura 2.12: Leitura do nível superior da areia

O equivalente de areia pode ser então calculado através da razão entre a leitura no topo da

areia (amostra) e a leitura no topo da argila, através da Equação 2.4:

EA =

areia

argila

× 100 (2.4)

34 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

Figura 2.13: Equipamento necessário para a realização do ensaio do equivalente de areia

onde:

areia

= Leitura no topo da areia, em mm;

argila

= Leitura no topo da argila, em mm.

Durante a realização do ensaio, é usual anotar, além da leitura da altura da areia com o

pistão, a leitura correspondente à altura da areia visível, com o intuito de colher dados para

uma melhor interpretação do ensaio. As proporções relativas às frações granulométricas de

agregados passantes na peneira de abertura 4, 75 mm podem variar muito, dependendo do

agregado. Amostras mais grossas ou mais ﬁnas, com quantidades apreciáveis de partículas

angulares, tendem a apresentar leituras muito próximas de altura da areia visível e de altura da

areia realizada com o pistão. Porém, se a amostra for muito ﬁna, no momento em que o pistão

de 1 kg assenta sobre seu topo, este pode afundar consideravelmente. Esse fato indica que uma

amostra contendo partículas muito ﬁnas, pode ter, ainda que desprovida de argilominerais, um

valor do equivalente de areia bastante inferior a 100, desde que o pistão nela afunde. Nesse

caso, o equivalente de areia não está relacionado com a plasticidade do material, mas com a

ﬁnura do material. A escolha de Hveem por um pistão de peso relativamente elevado pode ter

sido proposital, para tentar limitar o emprego de agregados com quantidades grandes de ﬁnos e

com partículas arredondadas, em obras de pavimentação (Medina, 1962).

2.4. Experimentos Laboratoriais 35

2.4.6 Abrasão Los Angeles

O ensaio consiste em colocar a amostra do agregado e as esferas de ferro fundido, com

massa de aproximadamente 440 g cada, dentro do tambor da máquina los angeles que passa a

girar à velocidade de 30 a 33 rpm até que sejam completadas 500 rotações. A rotação do tambor

permite que as abas internas deste apanhem as partículas do agregado e as esferas metálicas,

girando-as até serem tombadas para o lado oposto do tambor e, através da queda das esferas

sobre os agregados e da queda dos próprios agregados, uns sobre os outros, é criada a condição

de britagem da amostra por impacto. As partículas do agregado e as esferas, ao rolarem dentro

do tambor, atritam-se entre si e com as paredes do tambor, promovendo abrasão entre as partes.

O número de esferas metálicas colocadas dentro do tambor está condicionado à faixa gra-

nulométrica da amostra. A escolha da granulometria da amostra é uma etapa importante do

ensaio. A norma DNER ME 035 e ASTM C 131 determinam várias faixas granulométricas

possíveis, devendo ser escolhida a granulometria mais próxima da que será utilizada na mistura

estudada ou na obra. Nesta pesquisa, foi utilizada a granulometria C, cujas frações controladas

encontram-se entre as peneiras de abertura de 9, 5 mm e 6, 3 mm e entre 6, 3 mm e 4, 8 mm.

Terminada as rotações, o conteúdo do tambor é removido e o material granular é peneirado,

lavado na peneira de abertura de 1, 7 mm e, então, seco em estufa. Após, é determinada a

porcentagem perdida ou degradada mecanicamente, através da diferença entre a massa inicial e

a massa ﬁnal da amostra, como mostra a Equação 2.5:

− m

× 100 (2.5)

onde:

= abrasão Los Angeles;

= massa inicial da amostra colocada na máquina;

= massa ﬁnal da amostra lavada e seca, após o ensaio.

Esse ensaio avalia a degradação do agregado mineral, resultante das ações combinadas do

atrito e do impacto, devendo ser utilizado como indicador da qualidade relativa ou competência

de agregados com composição mineral similar. Como alertado na norma ASTM C 131, os re-

sultados desse ensaio não permitem que comparações automáticas sejam feitas entre agregados

de diferentes origens, estruturas e composições mineralógicas.

36 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

2.4.7 Sanidade

Esse ensaio avalia a sanidade ou a resistência à desintegração dos agregados sujeitos à ação

do tempo. Para tanto, o agregado é submetido ciclos de imersão em solução de sulfato de sódio

ou sulfato de magnésio e, em seguida, levado para secagem em estufa. O objetivo desses ciclos

de imersão é exercer, através da hidratação dos cristais contidos nas microﬁssuras do agregado,

forças de expansão interna que causem a degradação das partículas não sãs.

Preparação da solução de sulfato de sódio

O procedimento de preparo da solução consiste em dissolver, aos poucos, aproximadamente

350 g de sulfato de sódio anidro (Na

) em 1 litro de água destilada, agitando-se energica-

mente a solução, como ilustra a Figura 2.14. A temperatura da água deve estar próxima aos

C para facilitar a dissolução do sal na água e diminuir a cristalização.

Figura 2.14: Preparo da solução de sulfato de sódio

Após a dissolução completa do sal na água, deve-se continuar a agitar a solução até resfriá-la,

para que não se inicie a formação de cristais. Em seguida, a solução é levada à incubadora,

que mantém a temperatura da solução em 21

C por um período mínimo de 48 horas, antes

da realização do ensaio. No momento da utilização, a solução deve ser novamente agitada e

determinada a sua densidade, que deve estar entre 1, 151 e 1, 174 (Figura 2.15).

Ao longo do ensaio pode ocorrer a formação de cristais na solução, que devem ser retirados.

A Figura 2.16 ilustra alguns cristais retirados da solução durante o ensaio. A cada novo ciclo,

antes da imersão das amostras na solução, a densidade da solução deve ser novamente avaliada,

2.4. Experimentos Laboratoriais 37

Figura 2.15: Determinação da densidade da solução

cuidando-se para que permaneça dentro do limite de 1, 151 a 1, 174, especiﬁcado pelas normas

DNER ME 089 e ASTM C 88 .

Figura 2.16: Cristais retirados da solução de sulfato de sódio durante o ensaio de sanidade

Descrição do ensaio

As amostras, após serem lavadas e secas em estufa, são separadas por peneiramento em

frações entre as peneiras de abertura 19, 0 mm a 12, 5 mm, com aproximadamente 670 g de

material, 12, 5 mm a 9, 5 mm, com aproximadamente 330 g e 9, 5 mm a 4, 75 mm, com cerca

38 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

de 300 g de material. Após determinada a massa exata de cada uma das frações que compõem

a amostra, elas são remisturadas e colocadas dentro de cestos (Figura 2.17).

Figura 2.17: Cestos contendo as amostras

Cada cesto, revestido internamente com papel de ﬁltro para impedir a perda de partículas

ﬁnas, deve ser identiﬁcado, para, em seguida, ser submerso em solução de sulfato de sódio, por

um período de 16 a 18 horas (Figura 2.18). O nível da solução deve permanecer com 1 cm

acima do topo da amostra durante todos os cinco ciclos de imersão/secagem.

Figura 2.18: Imersão das amostras

No período de imersão, o recipiente contendo as amostras submersas em solução de sulfato

de sódio é colocado dentro de uma incubadora, para que a temperatura da solução seja mantida

em 21

C (Figuras 2.19(a) e 2.19(b)).

Após o período de imersão, as amostras são retiradas da solução e drenadas por 15 minutos,

sendo então colocadas na estufa para secar. Após a secagem, as amostras são resfriadas até que

atinjam a temperatura ambiente. O ﬁnal dessa etapa corresponde ao término de um ciclo de

imersão/secagem.

2.4. Experimentos Laboratoriais 39

(a) Amostras dentro da incubadora (b) Incubadora

Figura 2.19: Controle da temperatura da solução

Terminado o quinto ciclo de imersão/secagem, as amostras são lavadas com solução de

cloreto de bário a 10% e, em seguida, com água corrente para retirar o excesso de sulfato de

sódio contido nas partículas. Na seqüência, as amostras são levadas à estufa para secagem

completa, com posterior determinação de suas massas.

Para determinação da porcentagem de perda de material durante o ensaio, as amostras são

peneiradas na mesma série de peneiras anteriormente controladas e adicionalmente nas peneiras

de 8 mm e 4 mm, conforme mostra a Tabela 2.7.

Tabela 2.7: Peneiras de controle usadas no ensio de sanidade

Fração da amostra Peneira de controle

(mm) (mm)

19, 0 a 9, 5 8, 0

9, 5 a 4, 75 4, 0

O resultado é expresso como uma porcentagem de perda de material, cujo valor representa

a média ponderada calculada em função da porcentagem de perda de cada fração e com base na

granulometria da mistura. Além da determinação da porcentagem de perda de material, deve-se

analisar cada partícula visualmente, observando se houve fendilhamento excessivo, ou ainda,

outra forma de deterioração como desintegração, esmagamento, quebra ou laminagem.

40 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

2.4.8 Torrões de Argila e Partículas Friáveis

Pode-se entender como torrões uma porção de terra endurecida e como partículas friáveis

aquelas que se partem ou se esboroam com facilidade (Ferreira, 1999). O procedimento para

a determinação da porcentagem de partículas friáveis consiste, inicialmente, em separar o

agregado por peneiramento nas seguintes frações:

Tabela 2.8: Composição das amostras usadas no ensaio de partículas friáveis

Fração da amostra Massa mínima

(mm) (g)

19, 0 a 9, 5 2.000

9, 5 a 4, 75 1.000

4, 75 a 1, 18 25

Em seguida, é realizado o espalhamento da amostra no fundo de uma bandeja, para que

forme uma ﬁna camada. Após, a amostra é coberta com água destilada, permanecendo submersa

por 24 horas (Figura 2.20(a)).

O próximo passo é drenar a amostra e em seguida analisar cada partícula rolando-a e

apertando-a entre os dedos polegar e indicador, tentando quebrá-la em partículas menores (Fi-

gura 2.20(b)). Ao rolar a partícula entre os dedos deve-se tomar o cuidado para não quebrá-las

com a unha, nem esfregá-las entre si.

(a) Amostra submersa (b) Análise da partícula

Figura 2.20: Ensaio de detecção de torrões de argila e partículas friáveis

Qualquer partícula que se quebre é classiﬁcada como torrão de argila ou partícula friável,

dependendo de sua composição. Após proceder a análise de quebra em todas as partículas, as

frações da amostra são lavadas nas peneiras de controle apresentadas na Tabela 2.9.

Em seguida, a amostra é colocada na estufa para a secagem até atingir constância de massa.

A determinação da porcentagem de torrões de argila ou partículas friáveis na amostra pode ser

2.5. Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados 41

Tabela 2.9: Peneiras de controle usadas no ensaio de partículas friáveis

Fração da amostra Peneira de controle

(mm) (mm)

19, 0 a 9, 5 4, 75

9, 5 a 4, 75 2, 36

4, 75 a 1, 18 0, 85

calculada através da Equação 2.6.

P F =

W − R

× 100 (2.6)

onde:

P F = Porcentagem de partículas friáveis na amostra;

W = massa da amostra;

R = massa das partículas retidas na peneira de controle (Tabela 2.9).

O resultado é expresso como uma porcentagem de perda de material, cujo valor representa

a média ponderada calculada em função da porcentagem de perda de cada fração e com base na

granulometria da mistura.

2.5 Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados

2.5.1 Porcentagem de Partículas Fraturadas

Na Tabela 2.10, encontram-se as porcentagens de faces fraturadas das partículas dos agre-

gados grossos de gabro, de basalto e de areia natural estudados.

Tabela 2.10: Resultados do ensaio de porcentagem de partículas fraturadas

Tipo de Agregado Faces Fraturadas

Gabro 100/100

Basalto 100/100

Areia Natural 50/35

O agregado de gabro e o agregado de basalto possuem todas as suas partículas com duas

ou mais faces fraturadas. O número de partículas fraturadas apresentadas por ambos os agre-

gados são adequadas, considerando a Tabela 2.1 da especiﬁcação Superpave. Portanto, tanto o

42 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

agregado de gabro como o agregado de basalto poderiam ser utilizados em todas as camadas do

pavimento, inclusive na capa asfáltica de rodovias com volume de tráfego alto.

Já o agregado de areia natural possui 50% de suas partículas com uma face fraturada e

apenas 35% de suas partículas com duas ou mais faces fraturadas. Essas porcentagens de faces

fraturadas não são suﬁcientes, segundo a Tabela 2.1 da especiﬁcação Superpave, para garantir

que as partículas apresentem intertravamento e atrito interno adequados. Portanto, o agregado

de areia natural não deve ser utilizado como parte integrante de misturas asfálticas, mesmo em

rodovias com volume de tráfego baixo.

A realização desse ensaio, conforme estabelece a norma ASTM D 5821, não permite a

avaliação real da angularidade dos agregados grossos, mas apenas do número de faces fraturadas

desses agregados, que são dados insuﬁcientes para ter-se conhecimento do grau de angularidade

(agudeza) dos cantos e arestas das fraturas. Sendo assim, pode-se assumir que o ensaio de

avaliação da porcentagem de faces fraturadas da partícula, adotado pelo Superpave, não atende

ao propósito de avaliação da angularidade do agregado grosso.

Há modos mais eﬁcientes de avaliação da angularidade do agregado grosso, um deles é a

análise visual comparativa das partículas. Nesta pesquisa, utilizou-se para a avaliação visual a

tabela de comparação de angularidade de agregados ﬁnos, desenvolvida por Russel & Taylor

apud Suguio (1973), que permite classiﬁcar as partículas com cinco diferentes graus de angu-

laridade: angular, subangular, subarredondado, arredondado e altamente arredondado. Maiores

detalhes quanto à utilização dessa tabela, assim como a forma de avaliação visual comparativa

dos agregados, podem ser vistos em Gouveia (2002).

A avaliação visual da angularidade do agregado grosso (agudeza de seus cantos) foi reali-

zada concomitantemente à avaliação da porcentagem de faces fraturadas do agregado grosso.

Poder-se-ia incorrer como ponto negativo da avaliação visual da angularidade o longo tempo

consumido, no entanto, normalmente para a realização do ensaio de determinação do número

de faces fraturadas, as partículas já são avaliadas uma a uma, portanto, não foi despendido muito

mais do que já é necessário para a realização do ensaio adotado pelo Superpave.

Outra característica bastante importante dos agregados não avaliada pelo ensaio especiﬁcado

pelo Superpave é a rugosidade ou textura superﬁcial. Essa característica também poderia

ser facilmente determinada durante o processo de avaliação do número de faces fraturadas,

Russel, R. D; Taylor, R. E. (1937). Roundness and and shape of Mississipi River sands. Journal of Geology,

n. 45, p. 225-267.

2.5. Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados 43

pois, rapidamente, poder-se-ia constatar aspereza superﬁcial ou não das partículas através da

visualização e do toque.

Então, nesta pesquisa, durante a análise do número de faces fraturadas das partículas, como

estabelece o Superpave, procedeu-se, também, as análises de angularidade dos agregados (agu-

deza dos cantos das partículas), utilizando a tabela de Russel & Taylor, assim como da tex-

tura superﬁcial das partículas, cujos resultados estão apresentados na Tabela 2.11. A textura

superﬁcial foi classiﬁcada como lisa ou rugosa, em função da presença de sulcos, estrias,

microcrateras, projeções e desigualdades observadas na superfície das partículas.

Tabela 2.11: Resultados da análise visual comparativa da angularidade e da textura superﬁcial

Tipo de Agregado Grau de Arredondamento Textura superﬁcial

Angularidade

Gabro subangular rugosa

Basalto angular rugosa

Areia Natural altamente arredondada lisa

Após essas análises visuais, têm-se dados mais esclarecedores quanto à angularidade dos

agregados grossos e sua textura superﬁcial. Agora, pode-se dizer que o agregado de gabro

possui todas as suas partículas com duas ou mais faces fraturadas (Tabela 2.10), com cantos e

arestas apresentando desgaste incipiente (partículas subangulares) e textura superﬁcial rugosa

(Tabela 2.11). O agregado de basalto possui todas as suas partículas com duas ou mais faces

fraturadas (Tabela 2.10), porém, com cantos e arestas agudos e não apresentando sinais de

desgaste (partículas angulares) e textura superﬁcial rugosa (Tabela 2.11). Vale notar que esse

processo de avaliação mais completo permite que se faça distinção entre a angularidade das

partículas do agregado de gabro e basalto, o que não é possível somente informando o número

de faces fraturadas desses agregados.

Também, com vistas nesse processo de análise da angularidade do agregado grosso, pode-se

dizer que o agregado de areia natural possui 50% de suas partículas com uma face fraturada e

35% com duas ou mais faces fraturadas (Tabela 2.10), com cantos e arestas bem desgastados e

textura superﬁcial lisa (Tabela 2.11).

Através desse processo de avaliação proposto é possível obter dados sobre a angularidade

e textura superﬁcial das partículas. Esse conhecimento se faz necessário devido à importância

dessas características no comportamento mecânico das misturas, que afetam diretamente o grau

de intertravamento e atrito interno entre as partículas, inﬂuenciando o desempenho quanto à

deformação permanente e à fadiga.

44 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

2.5.2 Angularidade do Agregado Fino

Na Tabela 2.12, estão apresentados os valores médios dos resultados de angularidade do

agregado ﬁno (AAF) realizados utilizando o método A. Todos os resultados obtidos de AAF

correspondem a média aritmética entre três determinações feitas com diferentes amostras de

um mesmo agregado. A diferença entre dois resultados do ensaio, corretamente executado por

um mesmo operador em amostras similares, não diferiu mais que 0, 37%, como estabelece a

norma ASTM C 1252.

Tabela 2.12: Resultados do ensaio de angularidade do agregado ﬁno

Tipo de Agregado ρ

AAF (%)

Gabro 2, 830 48, 3

Basalto 2, 742 51, 1

Areia Natural 2, 591 40, 7

Análises visuais comparativas da forma, angularidade e textura superﬁcial das partículas

foram realizadas nesta pesquisa com o objetivo de estabelecer comparações com o ensaio

AAF. A angularidade foi determinada com base na tabela de comparação de graus de arredon-

damento de Russel & Taylor, como angulares, subangulares, subarredondadas, arredondadas

e altamente arredondadas, como descrito no item 2.5.1. Para a determinação da forma da

partícula utilizou-se a tabela de comparação de graus de esfericidade de Rittenhouse

apud

Suguio (1973). A textura superﬁcial das partículas foi classiﬁcada como lisa ou rugosa. Maiores

detalhes quanto à utilização da tabela de Rittenhouse, assim como, do modo de avaliação visual

dos agregados pesquisados, podem ser vistos em Gouveia (2002).

Esfericidade e arredondamento são medidas de duas muito diferentes propriedades de su-

perfície das partículas. A esfericidade está relacionada com a forma da partícula e o arredonda-

mento com a angularidade e textura superﬁcial. Segundo Suguio (1973), a esfericidade é uma

grandeza que tenta expressar numericamente o grau de aproximação da forma de uma partícula

qualquer com a de uma esfera perfeita. A tabela de Rittenhouse classiﬁca graus de esfericidade

numericamente de 0, 45 até 0, 97, quanto mais próximo de 1 mais próxima de uma esfera será a

forma da partícula. A esfericidade é essencialmente mais sensível ao alongamento da partícula

e o arredondamento está mais relacionado à agudeza das saliências da partícula.

Pode-se fazer uma distinção clara entre forma, angularidade e textura superﬁcial das partí-

culas através das deﬁnições assumidas nesta pesquisa, que podem ser elucidadas por intermédio

da Figura 2.21.

Rittenhouse, G. (1943). A visual method of estimating two dimensional sphericity. Journal of Sedimentary

Petrology, n. 13, p. 79-81.

2.5. Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados 45

Figura 2.21: Deﬁnições de forma, angularidade e textura superﬁcial das partículas

A Tabela 2.13 traz os resultados das análises visuais comparativas quanto à angularidade,

à forma e à textura superﬁcial realizadas para os agregados estudados. O agregado de gabro

apresentou subangularidade em suas partículas, sinalizada por seus cantos e arestas suavemente

desgastados. O valor da esfericidade do agregado de gabro foi de 0, 84, indicando forma

arredondada, e sua textura superﬁcial foi classiﬁcada como rugosa. Já as partículas de basalto

apresentaram-se angulares (cantos e arestas agudos), com valor de esfericidade de 0, 65, indi-

cando forma alongada, e textura superﬁcial rugosa. As partículas do agregado de areia natural

apresentaram angularidade baixa (cantos e arestas bem desgastados), com valor de esfericidade

igual à do agregado de gabro (0, 84), indicando forma arredondada, e sua textura superﬁcial foi

classiﬁcada como lisa.

Tabela 2.13: Resultados da análise visual comparativa quanto à angularidade, à forma e à textura

superﬁcial

Tipo de Agregado Grau de Arredondamento Grau de Esfericidade Textura superﬁcial

Angularidade Forma

Gabro subangular 0, 84 rugosa

Basalto angular 0, 65 rugosa

Areia Natural arredondada 0, 84 lisa

(Gouveia, 2002)

Se a angularidade fosse considerada como um fator isolado, poder-se-ia dizer que houve cor-

relação entre os resultados de AAF e os resultados das análises comparativas visuais, indicando

sensibilidade do ensaio AAF quanto às variações de angularidade das partículas. O agregado

de basalto que apresentou valor maior de AAF (51, 1), também apresentou agudeza maior de

seus cantos e arestas. O agregado de gabro, que apresentou valor de AAF intermediário (48, 3),

mostrou subangularidade de suas partículas, veriﬁcada através do desgaste suave de seus cantos

46 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

e arestas. O agregado de areia natural, com seus cantos e arestas bastante desgastados, apresen-

tou o valor mais baixo AAF (40, 7%). Porém, vale lembrar que os resultados obtidos através

do ensaio AAF correspondem a uma mistura das características de superfície do agregado ﬁno

(forma, angularidade e textura superﬁcial).

O ensaio AAF não foi capaz de detectar variações da forma dos agregados. Como pode

ser visto na Tabela 2.13, o agregado de basalto que possui partículas alongadas apresentou AAF

mais elevado que o agregado de gabro, que possui partículas com forma mais arredondada. Esse

fato pode levar à escolha de agregados com formas desfavoráveis à pavimentação (partículas

planas e/ou alongadas) por possuírem valores de AAF mais altos.

O ensaio AAF indica a quantidade de vazios não compactados entre as partículas, que é

uma forma de determinar indiretamente a forma, angularidade e textura superﬁcial dos agre-

gados. Porém, esta pesquisa mostra que partículas alongadas, mas com angularidade alta e

textura superﬁcial rugosa, podem causar um afastamento maior entre partículas, portanto, uma

quantidade maior de vazios não compactados (AAF mais alto). E, contrariando a hipótese

Superpave, esse valor de AAF mais alto pode não corresponder a um agregado que promoverá

um melhor arranjo estrutural entre partículas e, portanto, misturas mais resistentes à deformação

permanente, antecipando o que será apresentado no Capítulo 7. Os resultados desta pesquisa,

assim como outros trabalhos desenvolvidos sobre o assunto, mostram que não se pode aﬁr-

mar que quanto mais elevado for o valor do AAF, melhor será o arranjo estrutural entre as

partículas, promovendo misturas mais estáveis. Em outras palavras, não se pode aﬁrmar que

agregados com valores de AAF de 51% produzirão misturas mais estáveis que agregados com

AAF de 45%. Por outro lado, tanto nesta pesquisa como em outros trabalhos, ﬁca claro que

misturas produzidas com agregados com valores de AAF baixos, por exemplo 40%, apresentam

problemas quanto à estabilidade. Portanto, o AAF deve ser visto como um divisor de águas

entre classes de agregados com características de superfície (forma, angularidade e textura)

satisfatórias ou não, o que já é de grande importância para a realização de projetos adequados

de misturas asfálticas.

2.5.3 Forma do Agregado Grosso

As partículas de agregados foram avaliadas quanto à forma considerando a sugestão de

classiﬁcação da norma ASTM D 4791 como planas, alongadas e nem planas nem alonga-

das e, considerando a especiﬁcação Superpave, como planas/alongadas (lamelares) e não pla-

nas/alongadas (não lamelares). Também foram consideradas duas proporções dimensionais de

2.5. Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados 47

classiﬁcação, como especiﬁcada pelo Superpave, 5 : 1 e a proporção 3 : 1. Nas Tabelas 2.14 e

2.15 encontram-se as porcentagens de partículas planas, alongadas e planas/alongadas (lamela-

res) obtidas para as proporções de 5 : 1 e 3 : 1, respectivamente.

Tabela 2.14: Porcentagem de partículas planas, alongadas e lamelares - 5 : 1

Tipos de Agregados ASTM D 4791 Superpave

planas alongadas não planas ou along lamelares não lamelares

Gabro 0, 1 0, 0 99, 9 0, 5 99, 5

Basalto 0, 2 0, 0 99, 8 2, 5 97, 5

Areia Natural 0, 1 0, 0 99, 9 0, 1 99, 9

Tabela 2.15: Porcentagem de partículas planas, alongadas e lamelares - 3 : 1

Tipo de Agregado ASTM D 4791 Superpave

planas alongadas não planas ou along lamelares não lamelares

Gabro 0, 8 0, 1 99, 1 5, 6 94, 4

Basalto 5, 2 0, 0 94, 8 18, 3 81, 7

Areia Natural 0, 2 0, 0 99, 8 3, 9 96, 1

Ao fazer a análise de forma utilizando-se a proporção de 5 : 1 pode-se veriﬁcar que os

agregados estudados encontram-se abaixo do limite máximo de 10%. Considerando a classiﬁ-

cação ASTM D 4791, aproximadamente 100% das partículas dos agregados de gabro, basalto

e areia natural não são planas nem alongadas. Já a classiﬁcação Superpave indica que 2, 5%

das partículas do agregado de basalto, 0, 5% das partículas do agregado de gabro e 0, 1% das

partículas do agregado de areia natural são planas/alongadas.

No entanto, a avaliação mais rigorosa das partículas através da razão dimensional de 3 : 1

permite que se faça distinção entre as características de forma dos agregados. Considerando

a classiﬁcação Superpave, pode-se veriﬁcar que o agregado de basalto apresenta aproxima-

damente 18% de suas partículas planas/alongadas, valor bastante superior aos aproximados

6% e 4% encontrados para o agregado de gabro e areia natural, respectivamente. Porém, a

avaliação da forma da partícula como plana/alongada não permite dizer se as partículas são todas

planas ou são todas alongadas ou ainda se esse agregado é composto tanto de partículas planas

como de partículas alongadas. Ao classiﬁcar as partículas considerando formas deﬁnidas como

planas e alongadas, essas dúvidas foram esclarecidas, mostrando que aproximadamente 5% das

partículas do agregado de basalto são planas, não havendo partículas alongadas. Já o agregado

de gabro é composto por 0, 8% de partículas planas e 0, 1% de partículas alongadas e o agregado

de areia natural possui quase que 100% de suas partículas não planas nem alongadas. Portanto,

através dos dados apresentados, pode-se concluir que ao utilizar a razão dimensional de 5 : 1

ﬁca difícil perceber que se trata de agregados com características bem distintas de forma, ao

passo que a razão dimensional de 3 : 1 identiﬁca essas diferenças. Esses resultados corroboram

48 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

os resultados descritos por Prowell et al. (2005), que mostram a insensibilidade do ensaio, com

razão dimensional de 5 : 1, para indicar mudanças de forma do agregado. Também pode-se

concluir que ao classiﬁcar as partículas por formas deﬁnidas, planas e alongadas, é possível

uma compreensão melhor de suas características de forma, importante para prognósticos de

quebras de partículas no momento da compactação da mistura ou durante a vida em serviço do

pavimento.

É interessante notar que, se fosse considerado o limite máximo de 10% e razão dimensional

de 3 : 1, o agregado de basalto não poderia ser utilizado em rodovias com volume de tráfego de

médio a alto, se suas partículas fossem classiﬁcadas como sugere o Superpave, pois teria 18%

de partículas planas/alongadas. Ao fazer a diferenciação entre formas, as mesmas partículas do

agregado de basalto seriam consideradas adequadas para utilização em rodovias de tráfego alto,

pois apresentam apenas 5% de partículas planas. A razão disso é que a avaliação Superpave, por

analisar a razão dimensional entre o comprimento e espessura da partícula (dimensão máxima

e mínima), acaba por penalizar agregados que possuem formas ligeiramente alongadas, com

espessura ﬁna, ao passo que a avaliação separada da planicidade da partícula (largura/espessura)

e alongamento (comprimento/largura) permite o discernimento entre as formas do agregado,

o que propicia um julgamento mais justo quanto a possíveis quebras. Essa aﬁrmação ﬁca

reforçada ao atentar para o fato de que o agregado de basalto, supostamente impróprio para ser

utilizado em pavimentação de rodovias com volume de tráfego alto (razão 3 : 1, da classiﬁcação

Superpave), foi utilizado nesta pesquisa para produção de misturas asfálticas compactadas com

energias de compactação ainda mais elevadas que os tradicionais 75 golpes por face (110 e

155 golpes), apresentando porcentagens de quebra muito pequenas e bastante semelhantes às

porcentagens obtidas com o agregado de gabro, como pode ser visto no Capítulo 6, item 6.5.1.

Ainda não existem pesquisas conclusivas quanto ao limite máximo de partículas planas,

alongadas ou planas/alongadas, avaliadas com a proporção de 3 : 1, que podem ser utilizadas

no pavimento sem prejudicar o seu desempenho. Mas, certamente, o monitoramento de formas

deﬁnidas das partículas na proporção 3 : 1 deve trazer mais informações sobre a forma dos

agregados que as encontradas com a proporção 5 : 1 e, portanto, poderá ser melhor vislumbrada

a inﬂuência da forma das partículas sobre as propriedades volumétricas das misturas. Alguns

estados estadunidenses limitam a utilização de partículas planas/alongadas (3 : 1) em 20%

enquanto outros estabelecem um limite máximo de 10% (Prowell et al., 2005). De qualquer

maneira, mais pesquisas devem ser realizadas para inferir um limite máximo realístico e indi-

cativo das características de forma dos agregados brasileiros.

2.5. Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados 49

2.5.4 Equivalente de Areia

Os resultados do ensaio do equivalente de areia estão apresentados na Tabela 2.16. Esses

resultados correspondem à média aritmética entre três determinações feitas com diferentes

amostras de um mesmo agregado, arredondada para o número inteiro superior. A diferença

entre dois resultados do ensaio, executado por um mesmo operador em amostras similares, não

diferiu mais que 4, 2% para valores maiores que 80% e 8, 2% para valores menores que 80%,

como estabelece a norma ASTM C 1252.

Tabela 2.16: Resultados do ensaio do equivalente de areia

Tipo de Agregado Equivalente de Areia (%)

Gabro 75

Basalto 100

Areia Natural 100

O agregado de gabro aparentou valor do equivalente de areia de 75% e os agregados de

basalto e areia natural de 100%. Esse valor de 75%, apesar de estar acima do valor mínimo

de 50% estabelecido pelo Superpave, portanto, ser um agregado que pode ser utilizado em

pavimentos com volume de tráfego alto, indica a presença de argilominerais, ou então, de

frações argilosas no agregado.

Pode-se indicar pelo menos duas possíveis causas para esse valor de 75% do equivalente de

areia do agregado de gabro, a primeira é a presença de pó sobre a superfície da partícula e a

segunda é a presença de quantidades elevadas de material ﬁno geradas na britagem do agregado.

Foi observada a presença de uma camada ﬁna de pó sobre cada partícula do agregado de gabro,

fornecendo à partícula uma certa opacidade comparada à sua aparência após lavada e seca. A

presença de quantidades elevadas de material ﬁno, passantes nas peneiras 0, 60; 0, 30; 0, 15

e 0, 075 mm, também foi constatada durante o peneiramento do agregado. Chamou a atenção

durante o peneiramento a facilidade de obtenção das frações mais ﬁnas se comparada à tamanha

diﬁculdade de aquisição dessas mesmas frações para o agregado de basalto e de areia natural.

A característica de gerar poucos ﬁnos tanto do agregado de basalto como do agregado de areia

natural podem explicar a não incorrência de frações argilosas em excesso nesses materiais,

apontada pelos valores dos equivalentes de areia de 100% encontrados.

O agregado de gabro, ainda que possivelmente desprovido de argilominerais, pode ter apre-

sentado valor de EA mais baixo devido à camada de pó presente sobre suas partículas e à

presença excessiva de frações muito ﬁnas do próprio agregado, também indesejáveis à pavi-

mentação. Porém, o ensaio do equivalente de areia permite a determinação da quantidade de

50 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

frações argilosas, no entanto, não permite a determinação da composição dessa fração argilosa,

levando a dúvidas quanto à presença ou não de argilominerais no agregado.

Tanto a presença de frações argilosas como a de argilominerais podem inﬂuenciar ne-

gativamente o potencial a danos por umidade de misturas asfálticas. Essa dúvida poderia

ser esclarecida, por exemplo, através do ensaio de Azul de Metileno. Esse ensaio francês é

recomendado pelo International Slurry Seal Association (ISSA) para quantiﬁcar argilominerais

como a montmorilonita, materiais orgânicos e hidróxidos de ferro, presentes no agregado ﬁno

(Kandhal & Parker Jr., 1998). O princípio do ensaio é adicionar quantidades da solução de azul

de metileno na amostra até que a adsorção termine. Como resultado, tem-se a quantidade, em

miligramas, de azul de metileno por grama de uma fração especíﬁca do agregado utilizado. O

consumo maior de azul de metileno é proporcional ao argilominaral existente em função de sua

superfície especíﬁca. Aschenbrener

apud Kandhal & Parker Jr. (1998) relacionou valores de

azul de metileno e o desempenho dos pavimentos, como mostra a Tabela 2.17.

Tabela 2.17: Relação entre valores de azul de metileno e previsão de desempenho de pavimentos

Azul de Metileno (mg/g) Desempenho Esperado

5 − 6 excelente

10 − 12 aceitável

16 − 18 possíveis problemas

20+ não aceitável

2.5.5 Abrasão Los Angeles

As propriedades de origem dos agregados especiﬁcadas pelo Superpave estão destinadas a

avaliar duas propriedades dos agregados: durabilidade e presença de materiais deletérios. A

durabilidade abrange geralmente duas categorias de ensaios, aqueles que avaliam a resistência à

abrasão e quebras do agregado durante o sua manipulação, mistura, espalhamento, compactação

e tráfego, e aqueles que avaliam a sanidade do material em função de sua durabilidade quando

exposto a ciclos de molhagem e secagem. Esses ensaios devem ser utilizados conjuntamente

para veriﬁcar se os agregados destinados à pavimentação serão resistentes e duráveis.

Os resultados obtidos através do ensaio de abrasão los angeles, relacionados com a expec-

tativa de quebra das partículas, estão apresentados na Tabela 2.18. Esses resultados correspon-

dem à média aritmética entre três determinações feitas com diferentes amostras de um mesmo

agregado, arredondada para um número inteiro superior. A diferença entre dois resultados do

Aschenbrener, T. (1992) Comparisons of Colorado Component Hot Mix Asphalt Materials with Some

European Speciﬁcations. Colorado Department of transportation, Report n. CDO-DTD-R-92-14.

2.5. Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados 51

ensaio, corretamente executado por um mesmo operador em amostras similares de um mesmo

agregado, não diferiu mais que 5, 7% de sua média, como estabelece a norma ASTM C 131.

Tabela 2.18: Resultados do ensaio de abrasão los angeles

Tipo de Agregado Abrasão Los Angeles (%)

Gabro 18

Basalto 16

Areia Natural 36

Os resultados de abrasão los angeles obtidos para o agregado de gabro e de basalto indicam

que são materiais resistentes, pois apresentaram perdas por abrasão em torno de 18% e 16%,

respectivamente. Já o agregado de areia natural apresentou perdas em torno de 36%.

Muito comenta-se sobre adequabilidade ou não desse ensaio como indicativo do desempe-

nho satisfatório do agregado no campo. Estudos recentes têm indicado pouca correlação dos

resultados desse ensaio com o desempenho do agregado no campo, embora, estudos mais anti-

gos indicassem correlações melhores (Prowell et al., 2005). Atualmente, entre os pesquisadores

estadunidenses, há uma tendência em indicar o ensaio Micro-Deval como uma alternativa ao

ensaio de abrasão los angeles, embora os dois ensaios avaliem diferentes formas de deterioração

do agregado.

2.5.6 Sanidade

A sanidade dos agregados em função de sua durabilidade quando exposto a ciclos de molha-

gem e secagem foi avaliada através do ensaio de sulfato de sódio. Os resultados apresentados

na Tabela 2.19 correspondem à média aritmética entre três determinações feitas com diferentes

amostras de um mesmo tipo de agregado (gabro, basalto e areia natural). A diferença entre dois

resultados do ensaio, corretamente executado por um mesmo operador em amostras similares,

não diferiu mais que 68% de sua média, como estabelece a norma ASTM C 88.

Tabela 2.19: Resultados do ensaio de sanidade

Tipo de Agregado Porcentagem de Perda

Gabro 3, 3

Basalto 5, 7

Areia Natural 11, 6

Tanto o agregado de gabro como o agregado de basalto apresentaram valores de sanidade

bem abaixo do limite máximo de 12% especiﬁcado pelo DER-PR. Já o agregado de areia natural

52 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

apresentou valor de sanidade bem próximo a esse limite. Uma análise conjunta dos resultados

de sanidade com os resultados de abrasão los angeles permite concluir que o agregado de gabro,

por apresentar valores de sanidade de aproximadamente 3% e de abrasão los angeles de 18%,

pode ser considerado resistente e durável, portanto adequado aos serviços de pavimentação. O

mesmo pode-se concluir para o agregado de basalto, que apresentou valor de sanidade de apro-

ximadamente 6% e de abrasão los angeles de 16%. Já o agregado de areia natural apresentou

valor de sanidade no limite máximo de 12% e, embora tenha apresentado perdas por abrasão

abaixo do limite máximo de 50%, 36% representa um valor considerável de perdas, portanto,

esse agregado deve ser considerado como inadequado aos serviços de pavimentação, pois pode

vir a apresentar problemas de resistência e durabilidade quando em serviço.

2.5.7 Torrões de Argila e Partículas Friáveis

Kandhal & Parker Jr. (1998), que realizaram um extenso estudo sobre agregados e en-

saios de caracterização que estariam melhor relacionados com o desempenho esperado desses

agregados, não citam e nem consideram o ensaio de Torrões de Argila e Partículas Friáveis

(ASTM C 142), adotado pelo Superpave. Também o trabalho de Prowell et al. (2005), compre-

endido como um relatório ﬁnal que traz uma revisão da literatura, desde a conclusão do SHRP

em 1993, sobre as propriedades dos agregados especiﬁcadas pelo Superpave, não menciona

nenhuma pesquisa utilizando esse ensaio nem tampouco faz menção a ele. No entanto, esse

ensaio foi publicado como sendo o especiﬁcado pelo Superpave para avaliação de materiais

deletérios no relatório do SHRP-A-408, de autoria de Cominsky et al. (1994). Devido a isso,

o ensaio de determinação de torrões de argila e partículas friáveis foi realizado nesta pesquisa

e os resultados obtidos encontram-se na Tabela 2.20. Esses resultados correspondem à média

aritmética entre três determinações feitas com diferentes amostras de um mesmo agregado.

Tabela 2.20: Resultados do ensaio de partículas friáveis

Tipo de Agregado Partículas Friáveis (%)

Gabro 0, 20

Basalto 0, 64

Areia Natural 0, 14

O ensaio foi realizado exatamente como especiﬁca a norma ASTM C 142, que estabelece

que cada partícula deva ser rolada e pressionada entre os dedos polegar e indicador, tentando

quebrá-la. As partículas que puderem ser quebradas apenas com a pressão dos dedos serão

consideradas como friáveis. Como mostram os resultados da Tabela 2.20, os agregados de

gabro, de basalto e de areia natural apresentaram porcentagens pequenas de partículas friáveis,

2.5. Resultados da Caracterização Superpave dos Agregados 53

pois, dentre os materiais deletérios presentes nas amostras, apenas os torrões de argila foram

detectados pelo ensaio, por serem os únicos a serem quebrados com os dedos. Partículas

deletérias como gravetos e conchas, encontradas principalmente nas amostras do agregado de

areia natural, não puderam ser computadas como partículas friáveis. Outro problema desse

ensaio é a subjetividade da pressão dos dedos destinada à quebra das partículas deletérias.

Pessoas com mais força nos dedos poderão quebrar mais partículas que aquelas menos fortes,

prejudicando a reprodutibilidade do ensaio.

Portanto, com o objetivo de melhorar a sensibilidade desse ensaio, tomou-se a liberdade

de incluir uma etapa de análise visual e de classiﬁcação de partículas deletérias presentes na

amostra. Então, o procedimento adotado nesta pesquisa, além de rolar as partículas entre os

dedos tentando quebrá-las, permite análises visuais de cada partícula, de forma a selecionar

aquelas que não sejam constituídas por materiais rochosos. Assim, foram encontrados os

resultados contidos na Tabela 2.21.

Tabela 2.21: Resultados do ensaio de partículas friáveis modiﬁcado

Tipo de Agregado Partículas Friáveis

Porcentagem Tipo

Gabro 0, 20 torrões de terra

Basalto 0, 72 torrões de terra

Areia Natural 2, 52 torrões, gravetos, conchas e palha

Os resultados indicaram que 0, 20% e 0, 72% de torrões de argila compõem as amostras dos

agregados de gabro e de basalto, respectivamente. Já a areia natural possui uma variedade maior

de partículas friáveis como torrões de argila, gravetos, conchas e palha.

Os resultados obtidos através desse procedimento dão uma idéia melhor do material dele-

tério que se encontra na amostra, porém, não é o ideal, pois os resultados apresentados como

porcentagem de massa podem ser enganosos. Partículas que ocorram em quantidades elevadas,

porém, que sejam bastante leves, por exemplo gravetos, palhas e conchas, poderão ter sua

quantidade presente na amostra substimada, devido à massa dessas partículas serem bastante

inferiores à massa de uma partícula rochosa.

O ideal seria que fossem determinadas as porcentagens volumétricas dos materiais deletérios

e que essas porcentagens, acima de um valor limite, fossem analisadas e classiﬁcadas quanto

à sua inércia química, pois assim, poder-se-ia ter uma idéia mais realística dos materiais dele-

térios presentes entre as partículas dos agregados e quais prejuízos poderiam trazer se fossem

incorporados às misturas asfálticas.

54 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

2.6 Conclusões

• Os valores obtidos através do ensaio de determinação do número de faces fraturadas dos

agregados grossos (ASTM D 5821) permitem concluir que os agregados de gabro e de

basalto possuem todas as suas partículas com duas ou mais faces fraturadas, portanto, de

acordo com as especiﬁcações Superpave, são adequados ao propósito da pavimentação.

O agregado de areia natural, por possuir 50% de suas partículas com uma face fraturada

e apenas 35% de suas partículas com duas ou mais faces fraturadas, foi considerado,

segundo as especiﬁcações Superpave, como de qualidade insuﬁciente para ser utilizado

como material de revestimento de rodovias;

• O ensaio de determinação de porcentagens de faces fraturadas não permite a avaliação da

angularidade dos agregados grossos, pois, solicita apenas o número de faces fraturadas

não fazendo menção à avaliação do grau de angularidade (agudeza) dos cantos dessas

fraturas, assim como, também não avalia a textura superﬁcial das partículas;

• O ensaio de determinação de porcentagens de faces fraturadas, sugerido pelo Superpave,

é ineﬁcaz para desempenhar o papel ao qual foi idealizado: informar as características de

forma, angularidade e textura superﬁcial dos agregados grossos;

• Através de um processo de análise visual das partículas é possível obter informações

sobre a forma, angularidade e textura superﬁcial do agregado grosso, informações estas

valiosas para a previsão de desempenho das misturas no campo;

• Os valores de angularidade do agregado ﬁno (AAF) encontrados para os agregados de

gabro, de basalto e de areia natural foram de 51, 1%, 48, 3% e 40, 7%, respectivamente;

• O ensaio de angularidade do agregado ﬁno não foi capaz de detectar variações quanto à

forma dos agregados, fato que pode levar à escolha de agregados com formas desfavorá-

veis à pavimentação por possuírem valores de AAF mais elevados;

• Partículas alongadas, mas com angularidade alta e textura superﬁcial rugosa, podem

causar um afastamento maior entre partículas, e portanto, valores de AAF mais elevados;

• Não se pode aﬁrmar que agregados com valores de AAF de 51% produzirão misturas

mais estáveis que agregados com AAF de 45%, portanto, é falsa a aﬁrmação de que

quanto mais elevado for o valor o AAF, melhor será o arranjo estrutural entre as partículas

e, portanto, maior a estabilidade da mistura. Por outro lado, misturas produzidas com

agregados com valores de AAF muito baixos, por exemplo 40%, apresentam problemas

quanto à estabilidade, e, nesse caso, a aﬁrmação é verdadeira. Isso mostra que o AAF

2.6. Conclusões 55

deve ser visto como um divisor de águas entre classes de agregados com características

de superfície (forma, angularidade e textura) satisfatórias ou não, o que já é de grande

importância para a realização de projetos adequados de misturas asfálticas;

• A avaliação das partículas grossas do agregado através de formas deﬁnidas (planicidade

e alongamento) permite um julgamento mais realístico quanto à possíveis prejuízos ao

pavimento causados por quebras de partículas;

• Avaliar as formas das partículas utilizando a razão dimensional de 3 : 1 traz mais infor-

mações sobre a forma dos agregados comparada às informações de forma obtidas com

razão dimensional de 5 : 1;

• O agregado de gabro aparentou valor do equivalente de areia de 75% e os agregados de

basalto e areia natural valores de 100%;

• Não é possível saber com certeza se os resultados do ensaio do equivalente de areia

indicam a presença de argilominerais, ou então, apenas de frações argilosas presentes

no agregado;

• O agregado de gabro, ainda que possivelmente desprovido de ﬁnos plásticos, apresentou

equivalente de areia de 75%, provavelmente, esse valor esteja associado à ﬁnura do

material;

• O ensaio do equivalente de areia não permite que se faça distinção entre ﬁnos plásticos e

frações argilosas do agregado;

• Os resultados de abrasão los angeles obtidos para o agregado de gabro e basalto indicam

que são materiais resistentes, pois apresentaram perdas por abrasão em torno de 18% e

16%, respectivamente. O agregado de areia natural apresentou perdas de 36%;

• Tanto o agregado de gabro como o agregado de basalto apresentaram valores de sanidade

bem abaixo do limite máximo de 12%, especiﬁcado pelo DER-PR, 3% e 6% respectiva-

mente. Já o agregado de areia natural apresentou valor de sanidade no limite máximo de

12%;

• A análise conjunta dos resultados de sanidade com os resultados de abrasão los angeles

permite concluir que o agregado de gabro e o agregado de basalto podem ser considerados

resistentes e duráveis. Já o agregado de areia natural apresentou valor de sanidade no

limite máximo e perdas por abrasão relativamente altas, portanto, pode vir a apresentar

problemas de resistência e durabilidade quando em serviço;

56 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

• O procedimento de análise de materiais deletérios especiﬁcado pelo Superpave (ASTM C 142)

possibilita a detecção apenas de partículas deletérias que possam ser quebradas com a

pressão dos dedos. Partículas mais duras e/ou resistentes não identiﬁcadas como frag-

mentos rochosos não são computadas como partículas deletérias;

• Nesta pesquisa, adotou-se um procedimento diferenciado para detecção de materiais de-

letérios, ou seja, além de rolar as partículas entre os dedos tentando quebrá-las, estas

foram analisadas visualmente, partícula a partícula, selecionando aquelas que não eram

constituídas por material rochoso e indicando sua possível origem. Esse procedimento

torna possível que outros materiais deletérios, além daqueles que possam ser quebrados

com a pressão dos dedos, sejam computados e, também, dá uma idéia melhor do material

deletério que encontra-se na amostra;

• Alguns problemas quanto ao procedimento especiﬁcado pelo Superpave para a análise

de materiais deletérios (ASTM C 142) puderam ser detectados. Dentre eles, constatou-se

que nem todo material com constituição diferente do material rochoso é computado como

material deletério e também que os resultados obtidos como porcentagens de massa

podem ser enganosos, além de que a subjetividade da pressão aplicada com os dedos,

destinada à quebra das partículas deletérias, pode prejudicar os resultados.

2.7 Considerações Finais

Em pavimentos rodoviários e também em pavimentos urbanos é utilizada uma grande va-

riedade de tipos de agregados. Esses agregados podem variar muito em relação às suas pro-

priedades e essas propriedades podem determinar a conveniência do agregado para o uso ou

não em misturas asfálticas. Portanto, é muito importante o conhecimento dessas propriedades

essenciais dos agregados para a seleção de materiais adequados para a pavimentação.

Através do método de Delfos modiﬁcado, os especialistas do SHRP identiﬁcaram duas

categorias de propriedades, denominadas de propriedades consenso e propriedades de origem.

Contudo, propriedades também muito importantes dos agregados para o bom desempenho dos

pavimentos, tais como, forma e textura superﬁcial do agregado grosso, densidades, porosidade

e absorção não foram consideradas pelos especialistas.

Pode-se observar também, com base na literatura consultada, que o critério de escolha dos

ensaios para análise das propriedades de consenso e de origem dos agregados parece basear-se

nos ensaios mais comumente utilizados pelas agências rodoviárias dos Estados Unidos. Esse

2.7. Considerações Finais 57

critério de escolha desconsidera ensaios utilizados em outros países, já consagrados por produ-

zirem bons resultados, que poderiam ser utilizados para a análise das mesmas propriedades de

maneira mais eﬁcaz.

Os ensaios de Flakiness Index e Elongation Index, padronizados pelo British Standard 812

e muito usados na Europa e na Austrália na determinação da forma do agregado grosso, são

exemplos de ensaios que poderiam ter sido adotados. Basicamente, o ensaio de Flakiness Index

consiste em passar a amostra de agregado grosso por peneiras cujas aberturas possuem largura

de 0, 6 em relação à dimensão média da partícula. A dimensão média da partícula é deﬁnida no

intervalo de abertura de duas peneiras entre as quais as partículas são retidas por peneiramento.

Já o ensaio de Elongation Index consiste em passar a amostra de agregado grosso por aberturas

apropriadas para determinar se o comprimento da partícula é 1, 8 vezes maior que a dimensão

média da partícula. Para a determinação do Flakiness Index e do Elongation Index, determina-se

a massa total das partículas do agregado que passam pela abertura das peneiras, expressas em

porcentagem da massa total da amostra. Os ensaios de Flakiness Index e de Elongation Index

não são subjetivos, possuem boa reprodutibilidade, praticidade e relativamente baixo custo

(Kandhal & Parker Jr., 1998).

Outro exemplo é o ensaio que avalia a quantidade de vazios não compactados do agregado

grosso, similar ao ensaio de avaliação dos vazios não compactados do agregado ﬁno (AAF).

O ensaio dos vazios não compactados do agregado grosso consiste, basicamente, em verter

uma amostra de uma altura de queda estabelecida, dentro de um cilindro de volume conhecido,

cuja porcentagem de vazios não compactados é determinada em função do volume total da

amostra. Detalhes sobre o ensaio podem ser encontrados no apêndice D do periódico National

Cooperative Highway Research Program, report 405. O ensaio dos vazios não compactados do

agregado grosso não é subjetivo, portanto, não depende do julgamento da pessoa que realiza o

ensaio, como ocorre no ensaio de porcentagem de partículas fratradas, adotado pelo Superpave.

No entanto, essa maneira de avaliação indireta das propriedades de forma, angularidade e

textura superﬁcial do agregado grosso provavelmente apresentaria os mesmo problemas já

discutidos quanto ao ensaio de AAF.

A determinação da forma, da angularidade e da textura superﬁcial das partículas ﬁnas do

agregado com o uso de ensaio AAF ou através de análises visuais também podem não trazer

informações realísticas. Com base na experiência adquirida nesta pesquisa, pode-se constatar

como um diferencial positivo do ensaio AAF em relação à análise visual das partículas sua

facilidade e rapidez de execução, em comparação ao processo longo e cansativo de analisar

visualmente, com o auxílio de lupas, partículas de agregados ﬁnos. No entanto, o ensaio AAF

58 2. Propriedades dos Agregados Especiﬁcadas pelo Superpave

pode trazer informações enganosas quanto utilizado para estabelecer comparações quanto a

maior ou menor adequabilidade de agregados para uso em misturas asfálticas. Mas, a aná-

lise visual comparativa também pode trazer resultados deﬁcitários por determinar a forma das

partículas apenas em duas direções (2D), prejudicando a obtenção de informações quanto à

planicidade.

Portanto, para análises de forma, angularidade e textura superﬁcial tanto dos agregados

ﬁnos quanto dos agregados grossos, seria necessário que se utilizasse formas de análises mais

rápidas e precisas. Atualmente, técnicas de processamento de imagens digitais já são realidade

na indústria da pavimentação. Esses métodos de imagens não são subjetivos, como o utilizado

para determinação das faces fraturadas do agregado grosso e nem indiretos, como o utilizado

para a determinação da AAF, adotados pelo Superpave, além de serem rápidos e permitirem a

obtenção de resultados com maior precisão e mais reprodutíveis.

Várias propriedades importantes dos agregados, dentre as selecionadas pelo Superpave, não

foram adequadamente avaliadas devido ás deﬁciências dos métodos de análise especiﬁcados.

Além disso, propriedades também muito importantes, como a absorção de asfalto pelos agre-

gados, não foram consideradas. No entanto, a absorção é uma propriedade fundamental e,

portanto, será abordada nesta pesquisa. No próximo capítulo, será apresentada uma discussão

sobre o fenômeno da absorção de asfalto, de maneira a facilitar e elucidar a compreensão de seus

princípios fundamentais e alertar sobre os riscos que se corre ao desconsiderar esse fenômeno.

CAPÍTULO

Absorção de Asfalto

3.1 Considerações Iniciais

Absorção pode ser deﬁnida como a ﬁxação de uma substância, líquida ou gasosa, no interior

da massa de outra substância, geralmente sólida, e resultante de um conjunto complexo de

fenômenos de capilaridade, atrações eletrostáticas, reações químicas etc. (Ferreira, 1999).

A absorção de asfalto pelo agregado é um fenômeno de alta complexidade, inﬂuenciado por

características do agregado e do asfalto, assim como por fatores externos.

Basicamente, a conseqüência direta do fenômeno da absorção é a diminuição do ﬁlme de

asfalto que envolve as partículas do agregado, ou seja, a diminuição da quantidade de asfalto

efetivo na mistura. Essa diminuição torna a mistura mais suscetível às tensões causadas pelo

tráfego e às intempéries, inﬂuenciando também o endurecimento e o envelhecimento do asfalto

prematuramente e, conseqüentemente, passa a ser uma causa importante para o surgimento de

vários problemas no pavimento.

A absorção não é um fenômeno que ocorre eventualmente, pelo contrário, a maioria dos

agregados apresenta algum grau de absorção. Em vista disso, se no projeto de misturas a

absorção não for considerada, certamente serão produzidas misturas com teores de asfalto

efetivos inferiores àqueles projetados, pois parte do asfalto adicionado durante a produção

dessas misturas será absorvido, portanto, não estará mais disponível para agir como ligante.

60 3. Absorção de Asfalto

Essa diferença entre o teor de asfalto projetado e o teor de asfalto efetivo implica também em

diferenças entre as propriedades volumétricas projetadas e as propriedades volumétricas reais

da mistura após a compactação. Em outras palavras, ao se negligenciar a absorção de asfalto

se está considerando erroneamente que todo o asfalto adicionado à mistura está envolvendo

as partículas do agregado e, nesse caso, as propriedades volumétricas de projeto (volume de

vazios, vazios do agregado mineral e vazios preenchidos por asfalto) serão diferentes daquelas

encontradas após a compactação da mistura, pois, a quantidade de asfalto absorvido altera a

proporção de vazios. Como essas propriedades volumétricas são utilizadas como critérios de

projeto, desconsiderar a capacidade de absorção dos agregados é o mesmo que desacreditar a

importância dessas propriedades volumétricas para o desenvolvimento de projetos adequados

de misturas asfálticas. Detalhes sobre a inﬂuência exercida pela absorção nos parâmetros

volumétricos das misturas serão discutidos no Capítulo 4.

3.2 Características da Absorção

Uma característica importante da absorção, que pode se tornar um complicador para o

cálculo dos parâmetros volumétricos das misturas, é sua dependência em relação ao tempo

(tempo-dependência). Os agregados podem absorver o asfalto rapidamente no momento da pro-

dução das misturas ou mais lentamente, ao longo dos meses, após a mistura ter sido compactada

no pavimento (Kandhal & Khatri, 1991; Lee, 1969) . Para se contornar o problema da absorção,

poder-se-ia pensar em aumentar a quantidade de asfalto na mistura. Essa seria uma saída

eﬁciente se a absorção de asfalto pelo agregado fosse rápida o suﬁciente para ser completada

durante o processo de mistura. No entanto, se a absorção ocorresse lentamente, nos meses

seguintes da construção do pavimento, a necessidade de uma maior quantidade de asfalto na

mistura poderia não ser detectada, o que resultaria, a médio e longo prazos, em uma mistura com

pouco asfalto e, conseqüentemente, com problemas de durabilidade. Adicionalmente, se uma

quantidade extra de asfalto fosse adicionada à mistura produzida com agregados de absorção

lenta, esta teria excesso de asfalto quando compactada, ocasionando estabilidade inicial baixa e

problemas de exsudação de asfalto (Lee et al., 1990; Lettier et al., 1949).

Outra característica da absorção é sua seletividade. Na absorção seletiva os agregados po-

dem absorver preferencialmente certas frações do asfalto, alterando as propriedades do asfalto

efetivo (asfalto não absorvido) em relação ao asfalto original. A ocorrência da absorção seletiva

é função de características tanto do agregado como do asfalto, como será visto neste capítulo.

3.3. Efeito das Propriedades do Agregado na Absorção 61

Resumidamente, a não observância da absorção de asfalto pelos agregados pode ocasionar

os seguintes problemas:

• Cálculo incorreto das propriedades volumétricas das misturas: volume de vazios (Vv), va-

zios do agregado mineral (VAM) e vazios preenchidos por asfalto (relação betume-vazios,

RBV);

• Falta de asfalto efetivo na mistura, resultando em desgaste, perda de adesividade entre o

asfalto e o agregado na presença de água (stripping) ou em trincas;

• Película de asfalto mais suscetível às tensões e às intempéries;

• Prematuro endurecimento e envelhecimento do asfalto em decorrência da absorção sele-

tiva.

3.3 Efeito das Propriedades do Agregado na Absorção

As propriedades mais importantes dos agregados diretamente relacionadas com à absorção

são: porosidade, tamanho e distribuição dos poros e composição química e mineral do agregado.

3.3.1 Porosidade

Pode-se entender porosidade como uma relação entre o volume de vazios e o volume total

de um material. Lettier et al. (1949) relacionaram porosidade e absorção através da densidade

aparente do agregado, veriﬁcando que, quanto menor a densidade aparente entre agregados de

mesma origem, maior a absorção de água, em uma escala linear. Isso indica que a capacidade

de absorção do agregado, como função da densidade, está diretamente relacionada com a

porcentagem de interstícios (poros) na massa cristalina das partículas. Os poros podem ser

descritos como cavidades formadas irregularmente, conectadas ou não por capilares, com forma

e diâmetro variados (Kandhal & Lee, 1972).

A porosidade pode ser determinada direta ou indiretamente, através de vários métodos. Um

método comum de determinação direta é através da avaliação visual, onde uma seção do agre-

gado é analisada microscopicamente ou por métodos de fotomicrograﬁa para a determinação da

área de vazios presente na partícula (espaço do poro) (Lee et al., 1990). Um método bastante

usado de determinação indireta da porosidade é através da razão entre a densidade aparente e

62 3. Absorção de Asfalto

a densidade real do agregado, como mostra a Equação 3.1. A porosidade obtida dessa forma é

denominada de porosidade total, pois funciona como um indicador da capacidade de absorção

máxima do agregado, que na prática, pode nunca vir a ocorrer.

P T = 100 −

× 100 (3.1)

onde:

P T = Porosidade Total, %;

= densidade real do agregado;

= densidade aparente do agregado.

As densidades aparente e real são geralmente determinadas através de métodos de ﬂutuabi-

lidade, conforme os procedimentos padronizados pela ASTM C 127 e ASTM C 128, descritos

nos itens 3.7.3 e 3.7.4.

3.3.2 Distribuição e Tamanhos dos Poros

Tanto a capacidade de absorção dos agregados quanto a natureza da absorção são inﬂuen-

ciadas diretamente pelo tamanho dos poros presentes nas partículas (macro ou micro poros) e

pela freqüência que cada faixa de tamanho ocorre nas partículas.

Tipos diferentes de agregados possuem tamanhos de poros diferentes e suas freqüências

variam de maneira desigual (Lee, 1969). Geralmente tamanhos de poros maiores que 0, 5 mi-

cron, chamados de macroporos, possuem capacidade de absorver asfalto. Já poros menores que

0, 1 micron (microporos) não conseguem absorver asfalto.

3.3.3 Composição Química e Mineralógica do Agregado

A composição química dos agregados também pode inﬂuenciar indiretamente a absorção,

quando proporciona porosidade à partícula. Foi o que constatou Lee (1969) ao executar ensaios

de absorção de asfalto por imersão, percebendo uma grande variação na taxa de absorção dos

agregados de rochas calcárias estudados. Após análises químicas e de distribuição de tamanhos

dos poros em agregados de alta, média e baixa absorção de asfalto, Lee (1969) veriﬁcou que

quanto maior a quantidade de MgCO

presente no agregado, mais porosa era a partícula e,

portanto, com maior capacidade de absorver asfalto.

3.4. Efeito das Propriedades do Asfalto na Absorção 63

Lettier et al. (1949) estudaram a estrutura cristalina de agregados com mesma classiﬁcação

mineral, mas com características de absorção distintas, veriﬁcando que os agregados com absor-

ção baixa de asfalto possuem estruturas cristalinas compactas, densas e de granulação ﬁna e que

agregados absorvedores são caracterizados por numerosos interstícios entre seus cristais e/ou

são compostos de cristais com granulação grossa. Os pesquisadores observaram também que

os mecanismos físicos da absorção se processam através da passagem do asfalto pelos canais

existentes entre os cristais que compõem as partículas, veriﬁcando que não há penetração de

asfalto dentro dos cristais.

Ambos os estudos de Lee (1969) e Lettier et al. (1949) mostram que a capacidade de

absorção dos agregados está diretamente relacionada com a porosidade da partícula e não

diretamente com a composição química dos agregados, pois existem agregados com mesma

composição química que absorvem e que não absorvem asfalto.

Resumidamente, seguem algumas considerações sobre a absorção de asfalto em relação às

propriedades dos agregados.

• A absorção de asfalto pode afetar misturas adequadamente projetadas, devido à sua ca-

racterística de tempo-dependência;

• A absorção de asfalto está diretamente relacionada com a porosidade do agregado;

• A porosidade total é um indicador da capacidade de absorção máxima do agregado;

• Tanto a porosidade da partícula como o tamanho de seus poros e a freqüência de ocor-

rência desses tamanhos de poros inﬂuenciam a taxa de absorção de asfalto bem como a

natureza da absorção;

• A absorção está diretamente relacionada com as densidades do agregado, indicativas da

porosidade da partícula;

• Os mecanismos físicos da absorção se processam através da passagem do líquido por

canais intercristalinos, que constituem vazios com formas e tamanhos variados (poros).

3.4 Efeito das Propriedades do Asfalto na Absorção

A quantidade de asfalto absorvido pelo agregado é função de algumas propriedades do

asfalto, tais como: viscosidade, composição, distribuição do tamanho molecular e propriedades

64 3. Absorção de Asfalto

de molhamento (ângulo de contato e tensão superﬁcial). No entanto, essas propriedades se

interrelacionam e dependem de outras variáveis, como a temperatura e o tempo.

Wingrave et al.

e Wade

apud Lee et al. (1990), que estudaram a absorção de vários

hidrocarbonetos e da água, mostram que a taxa de absorção, em um dado volume, é dada por:

−

× A −

× [(1 − A)

− 1] = t

(3.2)

onde:

A = fração preenchida do volume do poro (0 ≤ A ≤ 1) ;

= tempo reduzido, dado por:

Kpt

(3.3)

onde:

K = coeﬁciente de permeabilidade de Darcy;

p = pressão de capilaridade;

t = tempo de absorção;

R = raio da partícula;

µ = viscosidade do ﬂuido.

Para um poro circular de raio r:

p =

2σcosθ

(3.4)

K =

(3.5)

As Equações 3.2, 3.3, 3.4 e 3.5 mostram que o processo de absorção é regido pela tensão

superﬁcial (σ), ângulo de contato (θ) e viscosidade (µ) do asfalto, assim como pelo raio ou

tamanho do poro (r), raio ou tamanho da partícula (R) e pela permeabilidade (porosidade) da

partícula (K).

Analisando as Equações 3.2, 3.3, 3.4 e 3.5 pode-se depreender que a taxa de absorção

de hidrocarbonetos e da água aumentam em função do tempo e em função da diminuição da

viscosidade do ﬂuido, o que vem corroborar qualitativamente com os resultados dos estudos

desenvolvidos por pesquisadores como Kandhal & Khatri (1991), Kandhal & Lee (1972) e Lee

(1969), que mostram um aumento da taxa de absorção de asfalto pelos agregados ao longo do

tempo e com a diminuição da viscosidade do asfalto.

Wingrave J. A.; Wade W. H.; Schechter R. S. (1978). Liquid Imbibition into Evacuated Mesoporous Media.

Padday, J. F., editor, Wetting, Spreading and Adhesion, capítulo 12, p. 261-288. Academic Press, New York.

Wade, W. H. (1974). Spontaneous Imbition of Fluids into Porous Vycor. Soc. of Petrol. Eng. J., p. 139-144

3.5. Absorção seletiva 65

Seguem, resumidamente, algumas considerações sobre a absorção e as propriedades do

asfalto:

• A quantidade de asfalto absorvido é diretamente proporcional à pressão de capilaridade e

ao tempo e inversamente proporcional à viscosidade do asfalto;

• A quantidade de asfalto absorvido diminui com o aumento de sua viscosidade, fazendo

da temperatura uma variável crítica.

3.5 Absorção seletiva

No momento em que o asfalto é absorvido pelo agregado, pode ocorrer absorção preferen-

cial de alguns constituintes do asfalto. Essa absorção preferencial é denominada de absorção

seletiva. A absorção seletiva gera alterações na composição do asfalto absorvido dentro do poro

em relação ao não absorvido, ou asfalto efetivo, que age como ﬁlme de asfalto.

Vários fatores podem desencadear a absorção seletiva, dentre eles a utilização de agregados

altamente porosos. Agregados altamente porosos possuem uma parcela grande de sua área

superﬁcial pertencente ao espaço do poro, o que vem facilitar a remoção preferencial de partes

do asfalto efetivo (ﬁlme de asfalto) mais absorvíveis (Kandhal & Lee, 1972). Dependendo do

tamanho dos poros do agregado, essa difusão seletiva e os efeitos de particionamento levam

à segregação e a diferenças composicionais entre o asfalto absorvido e o não absorvido. Por

exemplo, moléculas de tamanho menores, como as dos maltenos, podem ser preferencialmente

absorvidas dentro do volume do poro, enquanto moléculas grandes, como as dos asfaltenos,

permanecem no ﬁlme de asfalto efetivo (Kandhal & Khatri, 1992; Lettier et al., 1949). Portanto,

pode-se entender como efeito direto da absorção seletiva as modiﬁcações composicionais entre

o asfalto absorvido e o não absorvido, como também, entre ambos e o asfalto original. Em

outras palavras, signiﬁca dizer que o ﬁlme de asfalto que cobre o agregado terá propriedades

reológicas, físicas, químicas e de envelhecimento diferentes das do asfalto original, adicionado

à mistura durante sua preparação.

Uma forma prática de detecção da absorção seletiva é observar se as propriedades mecânicas

das misturas, por exemplo a estabilidade Marshall, mostram-se muito maiores do que as espe-

radas. Caso isso ocorra, uma maneira de corrigir o problema é através da utilização de asfaltos

menos viscosos. No entanto, os efeitos de absorção seletiva só poderiam ser percebidos se ela

acontecesse no momento da mistura, pois, se ocorresse com o passar dos dias ou dos meses,

66 3. Absorção de Asfalto

não seria possível sua detecção para que possíveis ajustes fossem efetuados e, provavelmente,

o pavimento viria a desenvolver defeitos prematuros (Lee et al., 1990).

3.6 Métodos de Determinação da Absorção

Muitos pesquisadores vêm tentando avaliar a absorção de asfalto pelos agregados através de

correlações com a absorção de outros líquidos, dos quais a água e o querosene têm sido os mais

comumente usados.

Em 1936, Reagel

apud Kandhal & Khatri (1991) propôs um procedimento para a deter-

minação da absorção de água e de líquidos betuminosos, pela fração grossa dos agregados,

usando um método de deslocamento de água. Nesse método, a amostra de agregado é colocada

submersa em água por 24 horas, sendo então determinada a sua massa imersa. Após, a amostra é

seca em estufa e determinada a sua massa seca. Então, uma quantidade de asfalto igual a 8%, em

relação à massa da amostra, é misturada ao agregado. A mistura permanece aquecida a 60

(140

F ) por 20 dias. Passados os 20 dias, o excesso de asfalto é removido de cada partícula

do agregado por esfregamento. Então, é feita a determinação da massa da amostra ao ar e

submersa e a quantidade de material betuminoso absorvido é calculada através da manipulação

dessas quatro massas.

Em 1942, Goshorn e Williams

apud Kandhal & Khatri (1991) desenvolveram um método

de imersão para a determinação da capacidade de absorção máxima do agregado. O procedi-

mento estabelece o aquecimento de uma amostra de agregado a cerca de 148, 9

C (300

F ) e

a suspensão dessa amostra, por meio de um cesto, em asfalto com penetração entre 85 a 100,

a uma temperatura de 135

C (275

F ), por 2 horas. Em seguida, a amostra, ainda imersa, é

resfriada até que atinja temperatura ambiente e, então, reaquecida e mantida a uma temperatura

de 135

C, por mais 1 hora. Após essa etapa, o cesto contendo a amostra é retirado da imersão

e suspenso em uma corrente de ar a 135

C, até que todo o excesso de asfalto seja drenado. A

amostra é removida do cesto e resfriada até atingir temperatura ambiente, sendo então, medidas

suas massas ao ar e imersa em água, para determinação da absorção.

Hveem (1942) ao desenvolver o centrifuge kerosene equivalent test (CKE), que mede a

quantidade de querosene absorvido por 100 g de agregado, sob condições especiﬁcadas de

Reagel, F. V. (1937). Absorption of Liquid Bituminous Material by Coarse Aggregate. Highway Research

Abstracts, n. 40.

Goshorn, J. H.& Williams, F. M. (1942). Absorption of Bituminous Materials by Aggregates. Association of

Asphalt Paving Technologists, v. 13.

3.6. Métodos de Determinação da Absorção 67

submersão e centrifugação, demonstrou que a quantidade de querosene retida pelo agregado é

função da sua capacidade superﬁcial. Segundo esse autor, a capacidade superﬁcial do agregado

é composta de três fatores: área superﬁcial, textura superﬁcial (rugosidade) e porosidade efetiva.

Hveem justiﬁcou a utilização do querosene por acreditar que fosse um representante melhor,

como agente de absorção, do que a água, por ter propriedades de molhamento similares às do

asfalto. No entanto, métodos que utilizem outros líquidos em vez de asfalto devem ser utilizados

apenas como estimativas da absorção de asfalto, devido às diferenças entre as propriedades de

molhamento e viscosidade desses líquidos em relação ao asfalto.

Rice (1953) propôs um método de determinação indireta da absorção de asfalto através da

densidade máxima medida (DMM) das misturas. Esse método será descrito detalhadamente

no item 3.7.2 deste capítulo. Uma limitação desse método é a necessidade de cobertura total

das partículas do agregado pela película de asfalto, pois, no momento da saturação por vácuo

parcial, se as partículas não estiverem completamente envolvidas pelo asfalto, estas passam a

absorver água, comprometendo os resultados do ensaio. Entretanto, Rice (1953) propôs também

um procedimento suplementar para correção desse problema, caso venha a acorrer, descrito na

norma ASTM D 2041.

Mais recentemente, Castro Neto (1996) desenvolveu outro método de determinação indireta

da absorção de asfalto, também através da densidade máxima medida, no entanto, empregando

querosene, ao invés do vácuo parcial proposto por Rice, para expulsar os vazios de ar das

misturas. Esse método é particularmente atraente para utilização em campo por ser rápido, com

vantagens sobre o método Rice, que necessita da aplicação de vácuo para a retirada de vazios de

ar da mistura, o que torna a sua prática em obras muito delicada, principalmente tendo em vista

a precisão necessária. Segundo Vasconcelos et al. (2003), os resultados obtidos tanto através

do método Rice como através do método do Querosene produzem praticamente os mesmos

valores de DMM, porém, apesar do método do Querosene parecer bastante promissor, necessita

ser melhor investigado, pois o querosene é um solvente natural do asfalto.

Atualmente, o Superpave estabelece o uso do Método Rice para a determinação da DMM

das misturas, por ser um ensaio de execução relativamente rápida, realístico e apropriado tam-

bém para a determinação da absorção de asfalto. Porém, esse método tem a desvantagem de ter

sua precisão dependente da precisão da densidade aparente do agregado.

68 3. Absorção de Asfalto

3.7 Experimentos Laboratoriais

3.7.1 Asfalto Utilizado

Para o desenvolvimento desta pesquisa utilizou-se um CAP 20, com suas propriedades

satisfazendo às exigências contidas no Regulamento Técnico do Departamento Nacional de

Combustíveis DNC n.

01/92, como mostra a Tabela 3.1.

Tabela 3.1: Características físicas do CAP 20 utilizado

Ensaios Resultados Exigência DNC 01/92

Viscosidade absoluta a 60

C (poise) 3200 2000 a 3500

Viscosidade Saybolt Furol a 135

C (s) 165 120 mín.

Viscosidade Saybolt Furol a 177

C (s) 35 30 a 150

Índice de suscetibilidade térmica −0, 45 −1, 5 a 1, 0

Penetração, 25

C, 100 g, 5 s (0, 1 mm) 55 50 mín.

Ponto de fulgor (

C) 264 235 mín.

Densidade real (g/cm

) 1, 20

∗

Resultado de ensaio fornecido pela Petrobrás Petróleo Brasileiro S.A.

3.7.2 Método Rice de Determinação da Densidade Máxima Medida

Amostra

O processo de preparo da amostra para a determinação da DMM é o mesmo utilizado na

composição dos corpos-de-prova Marshall, excluindo a etapa de compactação. Esse proce-

dimento consiste em peneirar o material granular nas frações necessárias e, então, compor a

mistura de agregados de acordo com a curva granulométrica utilizada. A mistura deve ser pro-

duzida com o teor de asfalto de projeto ou então num teor muito próximo dele, caso este ainda

não seja conhecido. Após a produção da mistura asfáltica, esta deve permanecer durante 2 horas

na temperatura de compactação, como sugere a AASHTO PP2, para que o processo de absorção

de asfalto pelo agregado possa ocorrer.

Após ser retirada da estufa, a mistura passa a ser resfriada manualmente, com o auxílio de

uma espátula, para evitar a formação de grumos, como ilustra a Figura 3.1.

3.7. Experimentos Laboratoriais 69

Figura 3.1: Procedimento de resfriamento da amostra

Determinação da massa seca

Em seguida, a mistura é colocada dentro de um kitassato modiﬁcado para que a massa seca

da amostra possa ser determinada (Figura 3.2).

Figura 3.2: Determinação da massa seca da amostra

Kitassato Modiﬁcado

Um kitassato comum foi modiﬁcado para atender às necessidades do ensaio, com a ﬁnali-

dade de obter um dispositivo de nivelamento que proporcionasse maior precisão. O dispositivo

desenvolvido, que pode ser visualizado na Figura 3.3(a), é composto por três partes, uma mais

externa rosqueável (na cor preta), utilizada para ﬁxar o dispositivo na boca do kitassato, outra

interna (na cor branca), utilizada para ﬁxar o conjunto ( parte branca e cilindro de vidro) na boca

do kitassato, e um cilindro de vidro de diâmetro pequeno. A parte interna (branca) também é

70 3. Absorção de Asfalto

(a) Dispositivo montado (b) Detalhe 1 (c) Detalhe 2

Figura 3.3: Dispositivo de nivelamento

composta por dois anéis de borracha, um situado em sua parte externa, que evita o vazamento de

água da parte rosqueável à boca do kitassato, e outro anel ﬁxado em sua parte interna, que evita o

vazamento de água ao redor das paredes do cilindro de vidro. Esses detalhes podem ser melhor

esclarecidos com o auxílio das Figuras 3.3(b) e 3.3(c), que apresentam as partes destacadas do

dispositivo. Na Figura 3.4, podem ser vistas as modiﬁcações sofridas pelo kitassato original, tais

como a feitura de rosca em sua boca e o fechamento de seu dispositivo original de nivelamento,

situado lateralmente.

Figura 3.4: Kitassato modiﬁcado

Determinação da massa do conjunto (kitassato, amostra e água)

Após a determinação da massa seca da amostra, adiciona-se água fervida ao kitassato mo-

diﬁcado, em quantidade suﬁciente para que o nível de água permaneça 2 cm acima da amostra.

Toda água utilizada nesse ensaio foi fervida durante aproximadamente 1 hora. Embora esta

não seja uma etapa sugerida por norma, tomou-se esse cuidado para diminuir a oxigenação da

água e melhorar a precisão do ensaio. Em seguida, conecta-se o conjunto (kitassato, amostra e

3.7. Experimentos Laboratoriais 71

(a) Bomba de vácuo parcial (b) Bolhas de ar sendo extraídas

Figura 3.5: Extração de ar da amostra

água) à bomba de vácuo parcial para a extração de bolhas de ar da amostra, como ilustram as

Figuras 3.5(a) e 3.5(b).

Terminada a extração de ar, adiciona-se água fervida, com muito cuidado para não haver

incorporação de ar ou formação de bolhas, até o limite superior do kitassato modiﬁcado, para

em seguida, rosquear o dispositivo de nivelamento. Com o auxílio de uma toalha felpuda,

enxuga-se a água que extravasa e escorre pelas paredes do kitassato modiﬁcado no momento do

nivelamento da água, para então determinar a massa do conjunto (Figura 3.6).

Figura 3.6: Determinação da massa do conjunto

Determinação da Temperatura

O próximo passo é fazer a leitura da temperatura do conjunto, como ilustra a Figura 3.7.

Deve-se atentar para a colocação do termômetro sempre em uma mesma posição no interior do

kitassato, na sucessão de ensaios, pois a temperatura da água pode variar dependendo do local

em que o termômetro é colocado.

72 3. Absorção de Asfalto

Figura 3.7: Determinação da temperatura da água

Determinação da Taxa de Absorção de Asfalto

Sendo conhecidas as massas da amostra seca e do conjunto, determinadas durante o ensaio,

e tendo sido deﬁnida a curva de calibração do kitassato modiﬁcado, ou seja, a massa do kitassato

preenchido com água fervida em função da variação da temperatura, pode-se calcular a DMM

da mistura asfáltica, como mostra a Equação 3.6.

DMM =

A + D − E

(3.6)

onde:

A = Massa da amostra seca;

D = Massa do kitassato modiﬁcado preenchido com água em função da temperatura (curva de

calibração);

E = Massa do conjunto (kitassato, amostra e água).

Conhecida a DMM da mistura, pode-se calcular a densidade efetiva do agregado através da

Equação 3.7.

1 − P b

DM M

−

P b

(3.7)

onde:

= Densidade efetiva do agregado;

P b = Porcentagem de asfalto na mistura;

= Densidade do asfalto.

3.7. Experimentos Laboratoriais 73

E, sendo conhecidas as densidades efetiva e aparente do agregado e a densidade do asfalto,

pode-se calcular a taxa de absorção de através da Equação 3.8.

abs

= 100 ×

− ρ

× ρ

(3.8)

onde:

abs

= Porcentagem de asfalto absorvido por massa de agregado;

= Densidade efetiva do agregado;

= Densidade aparente do agregado;

= Densidade do asfalto.

3.7.3 Densidade aparente do Agregado Grosso

A ASTM C 127 padroniza o método de determinação da densidade aparente do agregado

grosso, assim como, da porcentagem de água absorvida pelo agregado.

Amostra

O material que compõem a amostra de agregado grosso é aquele retido na peneira de

abertura de 4, 75 mm, lavado para a remoção de pó ou outros contaminantes da superfície da

partícula e, seco em estufa. A quantidade de material da amostra é função do diâmetro máximo

nominal do agregado. Nesta pesquisa, como o diâmetro máximo nominal dos agregados é

de 12, 5 mm, usou-se no mínimo 2 kg de material para a composição de cada amostra.

Procedimento de Secagem Superﬁcial

Inicialmente, deve-se submergir a amostra em água destilada por um período de aproxima-

damente 24 horas. Após esse período, retira-se a amostra da água colocando-a sobre uma toalha

absorvente, para dar início ao procedimento de secagem superﬁcial da amostra (Figura 3.8).

O procedimento de secagem superﬁcial consiste em espalhar as partículas sobre a toalha

absorvente (Figura 3.9(a)) e, em seguida, promover a rolagem destas, fazendo com que suas

faces toquem na toalha, até que o ﬁlme ﬁno de água que envolve cada partícula não seja mais

visível, atingindo-se, nesse momento, a condição de secura superﬁcial (Figura 3.9(b)). Pode-se

74 3. Absorção de Asfalto

Figura 3.8: Amostra úmida

(a) Espalhamento da amostra (b) Secagem superﬁcial da amostra

Figura 3.9: Procedimento para atingir a condição de secura superﬁcial da amostra

julgar que a condição de secura superﬁcial foi atingida quando a partícula tornar-se fosca, sem

o brilho da luz que é reﬂetido pela água, ou ainda, se forem observadas alterações de cor da

partícula.

Ao secar a amostra, deve-se tomar cuidado para não retirar a água contida nos poros do

agregado. Manter a toalha úmida durante o desenvolvimento do ensaio favorece a secagem

da partícula apenas superﬁcialmente, sem que haja a retirada de água do interior dos poros da

partícula. Se a toalha estiver totalmente seca, o risco de absorver água além daquela superﬁcial

é bem maior. Outro cuidado importante, que se deve tomar para obter resultados bons nesse

ensaio, é determinar a massa da amostra em sua condição de secura superﬁcial imediatamente

após o procedimento de secagem estar concluído, evitando-se assim a evaporação da água

contida nos poros das partículas (Figura 3.10). A não observância desses cuidados pode ser

a causa de erros no resultado ﬁnal.

3.7. Experimentos Laboratoriais 75

Figura 3.10: Determinação da massa da amostra ao ar

Determinação das massas submersa e seca

Em seguida, submerge-se a amostra em água, para a determinação de sua massa submersa

(Figura 3.11), cuidando para que todo o ar contido entre as partículas seja expulso. Uma maneira

de expulsar bolhas de ar que possam estar entre as partículas é promover algumas sacudidelas no

recipiente que contém a amostra, após submergi-lo. Depois de determinada a massa da amostra

submersa em água, drena-se o excesso de água do recipiente que contém a amostra, colocando-o

na estufa para secar. Com a amostra seca e resfriada à temperatura ambiente, determina-se então

a sua massa seca.

Figura 3.11: Determinação da massa da amostra submersa na água

Determinação da Densidade Aparente

A densidade aparente do agregado pode então ser calculada através da Equação 3.9.

B − C

(3.9)

76 3. Absorção de Asfalto

onde:

A = Massa da amostra seca em estufa, determinada ao ar;

B = Massa da amostra seca superﬁcialmente, determinada ao ar;

R = Massa da amostra seca superﬁcialmente, determinada quando submersa na água.

De posse das massas obtidas no decorrer do ensaio, pode-se determinar também, se houver

necessidade, a porcentagem de água absorvida pelo agregado após 24 horas de imersão, através

da Equação 3.10 e, também, a densidade real do agregado, através da Equação 3.11.

%Ab

B − A

× 100 (3.10)

A − C

(3.11)

3.7.4 Densidade aparente do Agregado Fino

A ASTM C 128 padroniza o método de determinação da densidade aparente do agregado

ﬁno e também permite calcular a porcentagem de água absorvida pelo agregado.

Amostra

O procedimento de ensaio é iniciado com a preparação da amostra de agregado ﬁnos,

composta por cerca de 1 kg de material passante na peneira de abertura de 2, 36 mm e retido na

peneira de 0, 075 mm, com posterior lavagem nesta última peneira, para a remoção de pó ou ou-

tros contaminantes da superfície da partícula. Após a lavagem, a amostra permanece submersa

em água destilada por um período de aproximadamente 24 horas, sendo em seguida drenada e

espalhada, como uma camada ﬁna e de espessura uniforme, em uma bandeja (Figura 3.12), para

então dar início ao procedimento de secagem.

Procedimento de Secagem Superﬁcial

Inicia-se o processo de secagem através da passagem de uma corrente de ar quente e su-

ave sobre a bandeja, revolvendo-se a amostra para que ocorra uma secagem uniforme, como

ilustram as Figuras 3.13(a) e 3.13(b).

3.7. Experimentos Laboratoriais 77

Figura 3.12: Amostra úmida

(a) Fluxo de ar (b) Secagem da amostra

Figura 3.13: Procedimento para atingir a condição de secura superﬁcial da amostra

Quando ocorrer mudança de cor do agregado e/ou as partículas comecem a desgrudar umas

das outras é o momento de cessar a corrente de ar e avaliar a secura superﬁcial da amostra,

utilizando o molde cônico e o soquete, que podem ser visualizados na Figura 3.15. Utilizando-se

o molde cônico, sobre uma superfície plana e horizontal não absorvente, a amostra é colocada

rapidamente em seu interior (Figura 3.14), distribuindo-a uniformemente. Em seguida, são

aplicados 25 golpes do soquete, distribuídos sobre a superfície livre do agregado, aplicados de

uma altura de 5 mm acima do topo da amostra, como mostram as Figuras 3.15(a) e 3.15(b).

Figura 3.14: Colocação da amostra no cone

78 3. Absorção de Asfalto

(a) Cone com a amostra antes da compactação (b) Processo de compactação

Figura 3.15: Procedimento para a veriﬁcar a condição de secura superﬁcial da amostra

Em seguida, retira-se verticalmente o molde, tomando-se cuidado para não esbarrar no

cone formado pela amostra (Figura 3.16). Se o cone de agregado não desmoronar parcial ou

totalmente no momento da retirada do molde, signiﬁca que ainda existe umidade na superfície

das partículas, ou seja, ainda não foi atingido o ponto de secura superﬁcial, e portanto, a amostra

deve voltar para a bandeja para ser reiniciado o processo de secagem.

Figura 3.16: Veriﬁcação da condição de secura superﬁcial da amostra

A amostra deve ser testada repetidamente utilizando-se o molde cônico e o soquete, até que

o cone formado pela amostra desmorone parcial ou totalmente ao ser retirado do molde, pois,

nesse momento, entende-se que a condição de secura superﬁcial da amostra foi alcançada, como

ilustram as Figuras 3.17(a) e 3.17(b).

Ao atingir a condição de secura superﬁcial, cerca de 500 g de material deve ser transferido

para um picnômetro para a determinação da massa da amostra (Figuras 3.18(a) e 3.18(b)).

3.7. Experimentos Laboratoriais 79

(a) Desmoronamento parcial do cone (b) Desmoronamento total do cone

Figura 3.17: Ponto de secura superﬁcial da amostra

(a) Amostra no picnômetro (b) Massa ao ar

Figura 3.18: Determinação da massa com superfície seca da amostra

80 3. Absorção de Asfalto

Determinação das massas

Após, água destilada é adicionada ao picnômetro até cobertura total da amostra e, mediante

agitação do picnômetro, faz-se com que todas as partículas sejam molhadas pela água. O

próximo passo é acoplar o picnômetro à bomba de vácuo parcial, submetendo a amostra à

extração das bolhas de ar de seu interior, por cerca de 15 minutos (Figura 3.19).

Figura 3.19: Extração de bolhas de ar da amostra

Posteriormente, o picnômetro contendo a amostra e a água é deixado em repouso du-

rante 1 hora, num banho mantido à temperatura de aproximadamente 25

C, para a estabilização

da temperatura. Com a temperatura estabilizada, é adicionada a quantidade de água destilada

necessária para o preenchimento do picnômetro até que o menisco tangencie seu traço de refe-

rência, para em seguida, proceder a determinação da massa do conjunto (picnômetro, amostra e

água) e da temperatura.

Logo depois, a amostra é removida do interior do picnômetro, tomando-se cuidado para não

perder material, e levada à estufa para a secagem total. Retirada a amostra da estufa, esta é

resfriada à temperatura ambiente e, então, determinada sua massa seca.

Determinação da Densidade Aparente

A densidade aparente do agregado ﬁno pode então ser calculada através da Equação 3.12.

B + S − C

(3.12)

3.8. Resultados da Absorção de Asfalto 81

onde:

A = Massa da amostra seca em estufa;

B = Massa do picnômetro preenchido com água em função da temperatura (curva de calibra-

ção);

S = Massa da amostra seca superﬁcialmente;

C = Massa do conjunto (picnômetro, amostra e água).

De posse das massas obtidas no decorrer do ensaio, pode-se determinar, se forem neces-

sárias, a porcentagem de água absorvida pelo agregado após 24 horas de imersão, através da

Equação 3.13, e também a densidade real do agregado, através da Equação 3.14.

%Ab

S − A

× 100 (3.13)

B + A − C

(3.14)

O molde cônico e o soquete utilizados para a realização do ensaio tiveram seus projetos

adaptados da norma ASTM C 128 no setor de projetos do Departamento de Transportes e foram

posteriormente construídos na oﬁcina mecânica da Escola de Engenharia de São Carlos da

Universidade de São Paulo.

3.8 Resultados da Absorção de Asfalto

Um dos objetivos desta pesquisa é avaliar o comportamento da absorção de asfalto pelos

agregados durante os processos de mistura e ao longo da vida em serviço do pavimento. Inicial-

mente, a absorção de asfalto não era um dos assuntos a ser abordado nesta pesquisa, mas, devido

à veriﬁcação da absorção alta de asfalto pelo agregado de gabro e sabendo-se da sua inﬂuência

direta no cálculo dos parâmetros usados como critério de projeto da mistura (volume de vazios,

vazios do agregado mineral e relação betume-vazios), tomou-se a decisão de investigar mais

detalhadamente o assunto.

A investigação foi direcionada para a avaliação das características da absorção do agregado

de gabro em função de alguns fatores importantes, tais como: tempo e teor de asfalto. Como

função do tempo observou-se a absorção que ocorre rapidamente durante a produção das mis-

turas asfálticas, aqui denominada como absorção de curto prazo (AbsCp) e também a absorção

82 3. Absorção de Asfalto

que ocorre mais lentamente, com o passar dos meses, denominada de absorção de longo prazo

(AbsLp). Quanto ao teor de asfalto foram produzidas misturas com o teor de asfalto de projeto

e misturas com ±0, 5% de asfalto em relação ao teor de projeto.

Para a avaliação da absorção de curto prazo foram produzidas misturas asfálticas com o

teor de projeto (6, 2%), correspondente a um volume de vazios de 4% quando compactadas

com 75 golpes por face, e misturas com teores de asfalto de 5, 7% e 6, 7%. Logo após a

produção das mistura, foram realizadas as primeiras determinações da Densidade Máxima

Medida, denominadas de DMM de tempo zero. Em seguida, as misturas foram colocadas na

estufa, onde permaneceram durante 2 horas em temperatura de compactação (146

C). Passadas

as 2 horas e, após resfriadas, as misturas foram novamente submetidas à avaliação da DMM,

correspondentes às DMM de 2 horas e, assim, sucessivamente, para as 8 horas previstas.

Para a avaliação da absorção de longo prazo também foram produzidas misturas asfálticas

com 5, 7%, 6, 2% (teor de projeto) e 6, 7% de asfalto, sendo as misturas logo após produzi-

das, resfriadas em temperatura ambiente e, então, realizadas as primeiras determinações da

DMM, correspondentes às DMM de mês zero. Após essas primeiras determinações, as misturas

permaneceram ao abrigo da luz por 1 mês. Passado esse período, novas determinações da

DMM foram realizadas, correspondentes à DMM de mês 1, e, em seguida, as misturas foram

novamente acondicionadas permanecendo ao abrigo da luz por mais um mês, sendo realizadas

novas determinações da DMM e, assim, sucessivamente, por um período de 6 meses.

3.8.1 Comportamento da Absorção de Asfalto pelo Agregado de Gabro

em Relação ao Tempo e ao Teor de Asfalto

Nas Tabelas 3.2 e 3.3 estão exibidos os valores da densidade máxima medida (DMM),

da densidade efetiva do agregado (ρ

) e da absorção de asfalto de curto prazo (AbsCp) e de

longo prazo (AbsLp), correspondentes à média aritmética entre duas determinações, feitas com

diferentes amostras de um mesmo agregado. Os respectivos gráﬁcos contendo a variação da

absorção de asfalto de curto e longo prazos estão ilustrados nas Figuras 3.20 e 3.21.

Ao analisar a Figura 3.20, pode-se veriﬁcar que a absorção aumenta ao longo das horas de

exposição das misturas à temperatura de compactação, de maneira mais acentuada nas primeiras

horas, em seguida tendendo à estabilização. Pode-se perceber, também, que as misturas com

teores de asfalto mais elevados absorvem menos asfalto quando comparadas às misturas com

teores mais baixos de asfalto, mostrando que quanto menor o teor de asfalto maior é a absorção.

3.8. Resultados da Absorção de Asfalto 83

Tabela 3.2: Absorção de curto prazo para teores de asfalto de 5, 7%, 6, 2% e 6, 7%

teor de asfalto de 5, 7% teor de asfalto de 6, 2% teor de asfalto de 6, 7%

T empo DMM ρ

Abs DMM ρ

Abs DM M ρ

Abs

(hora) (%) (%) (%)

0 2, 515 2, 811 0, 92 2, 505 2, 797 0, 73 2, 494 2, 783 0, 54

2 2, 528 2, 828 1, 13 2, 524 2, 823 1, 06 2, 503 2, 795 0, 71

4 2, 534 2, 836 1, 23 2, 527 2, 828 1, 12 2, 511 2, 806 0, 84

6 2, 538 2, 841 1, 30 2, 527 2, 827 1, 12 2, 511 2, 806 0, 84

8 2, 539 2, 843 1, 33 2, 533 2, 834 1, 21 2, 513 2, 809 0, 88

Tabela 3.3: Absorção de longo prazo para teores de asfalto de 5, 7%, 6, 2% e 6, 7%

teor de asfalto de 5, 7% teor de asfalto de 6, 2% teor de asfalto de 6, 7%

T empo DMM ρ

Abs DMM ρ

Abs DM M ρ

Abs

(mês) (%) (%) (%)

0 2, 514 2, 810 0, 90 2, 496 2, 785 0, 57 2, 496 2, 785 0, 57

1 2, 528 2, 829 1, 14 2, 506 2, 799 0, 75 2, 501 2, 792 0, 66

2 2, 537 2, 840 1, 28 2, 512 2, 807 0, 86 2, 503 2, 795 0, 70

3 2, 540 2, 845 1, 34 2, 517 2, 814 0, 95 2, 506 2, 799 0, 76

4 2, 541 2, 846 1, 35 2, 521 2, 818 1, 01 2, 507 2, 801 0, 78

5 2, 542 2, 847 1, 37 2, 521 2, 818 1, 01 2, 510 2, 804 0, 82

6 2, 542 2, 847 1, 37 2, 521 2, 818 1, 01 2, 509 2, 803 0, 82

Analisando-se a Figura 3.21, que apresenta o gráﬁco da absorção de longo prazo, pode-se

veriﬁcar a mesma tendência de absorção já observada no curto prazo, ou seja, misturas com

maiores teores de asfalto absorvem menos asfalto. Isso mostra uma tendência dos agregados

de absorver mais asfalto quanto menor a espessura da película que os envolve. Uma possível

explicação para esse fato é que, quando o teor de asfalto na mistura é menor, também é menor

a espessura da película de asfalto que envolve a partícula do agregado, permitindo que o asfalto

migre com mais facilidade ao interior dos poros devido à diminuição de sua tensão superﬁcial.

84 3. Absorção de Asfalto

Figura 3.20: Variação da absorção de curto prazo para os diferentes teores de asfalto

Figura 3.21: Variação da absorção de longo prazo para os diferentes teores de asfalto

3.8. Resultados da Absorção de Asfalto 85

Ajuste Hiperbólico das Curvas de Absorção

Os valores da absorção de asfalto versus tempo podem ser ajustados a uma curva hiperbó-

lica. Essa constatação também fora veriﬁcada por Kandhal & Khatri (1991), que apresentaram

equações de cálculo da absorção estimada de asfalto para qualquer tempo de absorção, sendo

conhecidas as absorções para o tempo zero e para mais dois pontos de tempo. As equações

estão apresentadas a seguir.

A = A

a + bt

(3.15)

a =

− t

(

∆A

−

∆A

) (3.16)

b =

− t

(

∆A

−

∆A

) (3.17)

= A

(3.18)

onde:

A = absorção de asfalto para qualquer tempo t;

= absorção de asfalto para o tempo zero;

∆A

= A

− A

;

∆A

= A

− A

;

e A

= taxas de absorção para os tempos t

e t

;

= absorção limite ou absorção última, para o tempo tendendo ao inﬁnito.

Os gráﬁcos de absorção versus tempo, ilustrados nas Figuras 3.22 e 3.23, apresentam as

curvas hiperbólicas calculadas e as curvas de absorção obtidas para curto prazo e para longo

prazo, respectivamente. Os coeﬁcientes de correlação entre as curvas de absorção e as curvas

hiperbólicas, para um mesmo teor de asfalto, são de aproximadamente 0, 98, indicando uma

forte relação entre a absorção estimada, obtida através das Equações 3.15, 3.16 e 3.17, e a

absorção determinada.

86 3. Absorção de Asfalto

Figura 3.22: Absorção de curto prazo versus tempo e modelo hiperbólico

Figura 3.23: Absorção de longo prazo versus tempo e modelo hiperbólico

3.8. Resultados da Absorção de Asfalto 87

Previsão da DMM em função do tempo de Absorção

Uma vantagem de se conhecer a absorção num determinado tempo é poder predizer a DMM

da mistura com base na absorção. Ao plotar o gráﬁco de absorção em função da DMM, com

valores estimados de absorção, ou então, com valores calculados, como é o caso do gráﬁco

apresentado na Figura 3.24, pode-se traçar a reta DMM versus absorção para o agregado de

gabro com teor de asfalto inicial de 5, 7%, por exemplo. Através dessa reta pode-se estimar

qual seria o Vv da mistura, após a compactação, se transcorrido um tempo conhecido de

armazenamento e transporte da mistura. Ou ainda, se estimado o tempo gasto para o transporte

da mistura até o local da obra, poder-se-ia prever a taxa de absorção nesse intervalo de tempo,

para correção do teor de asfalto da mistura.

Figura 3.24: Absorção versus DMM

Comportamento da Absorção

No gráﬁco apresentado na Figura 3.25 estão plotados os valores obtidos para absorção

de curto e longo prazos em função do tempo, para os teores de asfalto de 5, 7%, 6, 2% e

6, 7%. Pode-se observar uma proximidade dos valores de absorção que ocorrem a curto e

longo prazos, indicando que, mesmo estando em temperaturas diferentes, ou seja, em situação

diferente de viscosidade do asfalto, as misturas com um mesmo teor de asfalto parecem absorver

quantidades parecidas de asfalto, ainda que transcorridos períodos de tempo diferentes. Parece

indicar, também, que o agregado absorve uma certa quantidade de asfalto, independentemente

88 3. Absorção de Asfalto

de quanto tempo leve para isso, ou seja, os interstícios ou poros das partículas dos agregados

absorvem asfalto até alcançar sua possível saturação, podendo essa saturação ser alcançada mais

facilmente, num menor tempo, quando a temperatura do asfalto está mais elevada (viscosidade

mais baixa), ou em um período mais prolongado, com o passar dos meses, quando o asfalto está

na temperatura ambiente, numa viscosidade mais elevada.

Figura 3.25: Absorção versus tempo

3.8.2 Comportamento da Absorção de Longo Prazo após 2 Horas de Cura

Ao observar o comportamento da absorção tanto de curto como de longo prazos já apre-

sentados, imaginou-se como seria o comportamento da absorção de longo prazo se a mistura

permanecesse durante 2 horas na temperatura de compactação (cura), com avaliações posterio-

res mensais, durante 6 meses, da taxa de absorção de asfalto. Os resultados encontrados estão

apresentados na Figura 3.26. Essas 2 horas de cura simulam o tempo médio que a mistura

permanece na temperatura de compactação, desde sua usinagem até o espalhamento no campo.

No item 5.6 do Capítulo 5, encontra-se uma discução sobre o estabelecimento do tempo de cura

das misturas asfálticas.

Os resultados da absorção de longo prazo após 2 horas de cura (AbsLp

) mostram que o

agregado absorveu asfalto apenas durante as duas horas de permanência da mistura na tempe-

ratura de compactação, não alterando sua taxa de absorção ao longo dos seis meses. A mistura

com 5, 7% de asfalto apresentou taxa de absorção de aproximadamente 1, 13% no período de

3.8. Resultados da Absorção de Asfalto 89

Figura 3.26: Comparação entre a absorção de longo prazo e a absorção de longo prazo após

2 horas de cura

cura e, as avaliações mensais feitas durante os seis meses seguintes, não indicaram alterações

relevantes da taxa de absorção. O mesmo ocorreu com as misturas com 6, 2% de asfalto, com

taxa de absorção de 1, 06% no período de cura e com as misturas com 6, 7% de asfalto, que

absorveram aproximados 0, 71%. É interessante notar que também para a AbsLp

veriﬁcou-se

o mesmo comportamento da absorção em função do teor de asfalto, como já observado tanto

na AbsCp como na AbsLp, ou seja, a mesma tendência de absorções maiores quanto menor a

espessura do ﬁlme de asfalto.

Uma análise comparativa entre a AbsLp e a AbsLp

indicam valores muito próximos das

absorções ao ﬁnal dos seis meses, ou melhor, a taxa da absorção de AbsLp aumenta de maneira

mais acentuada nos primeiros três meses tendendo à estabilização nos três meses últimos,

chegando a valores ﬁnais bastante próximos aos encontrados para a AbsLp

. Esses resultados

vêm corroborar com as duas hipóteses já levantadas durante a observação do comportamento

da absorção de curto e de longo prazos, que são:

• Misturas com um mesmo tipo de agregado e com um mesmo teor de asfalto, mesmo

em temperaturas diferentes (viscosidade diferente do asfalto), podem apresentar taxas de

absorção de asfalto semelhantes;

• Os agregados absorvem asfalto até alcançarem a saturação de seus poros.

90 3. Absorção de Asfalto

Uma outra hipótese que pode ser levantada é:

• Misturas submetidas a períodos de cura de 2 horas não apresentam absorções de longo

prazo.

Isso indicaria que 2 horas de cura seria um tempo adequado para promover a saturação dos

poros dos agregados.

O comportamento da absorção, veriﬁcado através desta pesquisa, tanto em função do tempo

como do teor de asfalto são reveladores. Porém, deve-se realizar os mesmos experimentos com

uma amostragem maior de agregados para validação dessas hipóteses de comportamento.

3.9 Conclusões

Com base nos experimentos laboratoriais apresentados, pode-se concluir que:

• a absorção aumenta ao longo do tempo, mas tende à estabilização;

• na absorção de curto prazo, de longo prazo e também na de longo prazo com 2 horas de

cura, o agregado tende a absorver mais asfalto quanto menor a espessura da película de

asfalto que o envolve, provavelmente em razão da diminuição da tensão superﬁcial, que

permite que o asfalto migre com mais facilidade ao interior dos poros;

• a DMM e, conseqüentemente, a absorção, variam com o teor de asfalto adicionado à

mistura;

• quanto menor a temperatura do asfalto (maior viscosidade) maior o tempo necessário para

a estabilização da absorção ou saturação dos poros do agregado;

• os valores de absorção de curto prazo não diferem signiﬁcativamente dos de longo prazo,

indicando que o agregado absorve a quantidade de asfalto necessária para atingir a satu-

ração de seus poros, independentemente de quanto tempo leve para isso;

• os valores da absorção de asfalto em função do tempo podem ser ajustados através de

uma curva hiperbólica, apresentando elevado coeﬁciente de correlação entre a absorção

ensaiada e a absorção estimada;

• é possível predizer a variação da DMM de uma mistura asfáltica com base na absorção,

em função do tempo;

3.10. Considerações Finais 91

• A taxa de absorção de asfalto pelo agregado é dependente do tempo, da temperatura

(viscosidade do asfalto) e do teor de asfalto da mistura, assim como das características

dependentes do agregado;

• Mesmo estando em situações de diferentes de temperatura (viscosidade do asfalto), as

misturas com um mesmo tipo de agregado e mesmo teor de asfalto tendem a absorver

quantidades semelhantes de asfalto, ainda que transcorridos períodos de tempo diferentes;

• Os poros das partículas dos agregados absorvem asfalto até alcançarem sua saturação. A

saturação pode ser alcançada mais facilmente, num menor tempo, quando a temperatura

do asfalto está mais alta (viscosidade mais baixa), ou em um período mais prolongado,

com o passar dos meses, quando o asfalto está na temperatura ambiente, numa viscosidade

mais elevada;

• Ao submeter as misturas a períodos de cura de 2 horas pode-se evitar que absorções de

longo prazo venham a ocorrer.

3.10 Considerações Finais

Além da veriﬁcação do comportamento da absorção em função do tempo e do teor de asfalto,

optou-se por também analisá-la comparativamente em função das propriedades dos agregados

de gabro e de basalto, ou seja, considerando o comportamento da absorção em tipos diferentes

de agregados de mesma origem. Para tanto, foram analisadas as densidades aparente (ρ

) e real

(ρ

) dos agregados de gabro e de basalto, suas porosidades totais (P T) e também suas taxas de

absorção de água (Ab

) e de asfalto (A

abs

), cujos resultados estão apresentados na Tabela 3.4.

A taxa de absorção de água obtida corresponde à absorção após 24 horas de imersão. Já a taxa

de absorção de asfalto de ambos os agregados corresponde à absorção média após 2 horas de

cura.

Tabela 3.4: Propriedades dos agregados relacionadas à absorção

Tipo de Agregado ρ

P T Ab

abs

gabro 2, 742 2, 875 4, 63 1, 67 1, 0

basalto 2, 863 2, 929 2, 27 1, 14 0, 2

Os resultados mostram que quanto menor a densidade aparente entre agregados de mesma

origem, maior é a absorção de água e também de asfalto, devido à maior a porosidade total

do agregado. Pode-se depreender, através dos resultados, que a absorção, como função da

92 3. Absorção de Asfalto

densidade, está diretamente relacionada com a porcentagem de interstícios (poros) da massa

cristalina das partículas. Em outras palavras, apesar dos agregados possuírem a mesma compo-

sição química, veriﬁca-se que o basalto apresenta granulação ﬁna e maior densidade aparente

que o gabro, que possui granulação grossa. Agregados de granulação grossa apresentam mais

interstícios entre seus cristais, facilitando assim a penetração de asfalto no interior de suas

partículas.

Apesar de não terem sido feitos ensaios para a determinação da distribuição do tamanho dos

poros, pode-se notar através dos resultados que a absorção de água do agregado de basalto é

aproximadamente cinco vezes maior que sua absorção de asfalto, enquanto que a absorção de

água do gabro é próxima de sua absorção de asfalto. Essa diferença entre as absorções de água e

de asfalto pelo agregado de basalto evidenciam a existência de poros pequenos nesse agregado

que podem ser penetrados pela água mas não pelo asfalto, em função da viscosidade do asfalto

ser bem mais elevada que a viscosidade da água.

Como visto neste capítulo, a absorção é um fenômeno complexo, que envolve vários fatores

e inﬂuencia as propriedades volumétricas das misturas e pode ser a responsável pelo apareci-

mento de vários defeitos no pavimento, caso seja negligenciada.

A absorção não é um fenômeno que ocorre eventualmente, pelo contrário, a maioria dos

agregados possui algum grau de absorção. Portanto, durante o desenvolvimento de projetos

de misturas asfálticas, deve-se, sempre, considerar a possibilidade de absorção de asfalto pelos

agregados, para que se evite o cometimento de erros ao calcular os parâmetros volumétricos,

utilizados como critério de projeto.

Ao utilizar agregados que não absorvem asfalto ou que possuem absorções muito baixas,

pode-se calcular as propriedades volumétricas das misturas sem se preocupar com a escolha da

densidade do agregado mais adequada aos cálculos, pois, agregados não absorsores apresen-

tam valores de densidade (densidade aparente, efetiva e real) teoricamente iguais. Entretanto,

quando os agregados são moderadamente ou altamente absorsores, o cálculo correto das pro-

priedades volumétricas depende da escolha correta das densidades dos agregados e também da

quantidade de asfalto absorvido pelo agregado.

O próximo capítulo traz uma visão global entre relações de densidades e de propriedades

volumétricas, demonstrando o real signiﬁcado de se utilizar uma ou outra densidade do agre-

gado na mistura, bem como será demonstrado, com detalhes, a dimensão dos erros cometidos

ao se negligenciar a absorção de asfalto no cálculo dos parâmetros volumétricos.

CAPÍTULO

Relações entre Densidades, Absorção e

Propriedades Volumétricas da Mistura

4.1 Considerações Iniciais

Há muito tempo, as propriedades volumétricas das misturas asfálticas vêm sendo suge-

ridas como requisitos necessários para assegurar um desempenho adequado dos pavimentos.

Em 1905, Richardson

apud Coree (1999) constatou a importância das proporções volumétricas

dos componentes das misturas asfálticas em relação ao desempenho dos pavimentos. Na década

de 1940, Marshall propôs a incorporação conceitual de volume de vazios e de grau de saturação

dos vazios da mistura por asfalto (relação betume-vazios) para o desenvolvimento de misturas

asfálticas. Na década de 1950, McLeod (1956, 1957) difundiu o conceito de vazios do agregado

mineral, destacando a necessidade de sua utilização para assegurar a durabilidade do pavimento.

Atualmente, as propriedades volumétricas das misturas asfálticas foram subdivididas e passa-

ram a ser classiﬁcadas como parâmetros volumétricos primários e secundários (Coree, 1999),

como será visto a seguir, onde a nomenclatura utilizada está baseada naquela empregada pelo

Asphalt Institute e adotada pelo Superpave.

Richardson, C. (1905). The Modern Asphalt Pavement. John Wiley & Sons, 1 edição

94 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

4.2 Parâmetros Volumétricos Primários

Os parâmetros volumétricos primários estão relacionados diretamente com os volumes re-

lativos dos componentes individuais das misturas:

• Volume de ar, V

;

• Volume de agregados, V

;

• Volume de asfalto, V

Devido à absorção de asfalto pelo agregado, as cavidades porosas do agregado (espaço

poroso) e a porção de asfalto absorvido passam a compartilhar um mesmo espaço, ou seja, a

soma dos volumes (V

+ V

) são maiores que os seus volumes combinados (V

b+ag

). Isso leva a

uma subdivisão dos parâmetros volumétricos primários em:

• Volume de asfalto efetivo, V

bef

, volume de asfalto não absorvido pelo agregado;

• Volume de asfalto absorvido, V

, volume de asfalto absorvido dentro dos poros do agre-

gado;

• Volume aparente do agregado, V

, volume do agregado que inclui o volume dos poros

permeáveis à agua e o volume dos poros permeáveis ao asfalto (Figura 4.1(a));

• Volume efetivo do agregado, V

, volume do agregado que inclui o volume dos poros

permeáveis à água mas não ao asfalto (Figura 4.1(b));

• Volume real do agregado, V

, somente o volume sólido do agregado, não incluindo o

volume dos poros permeáveis à água ou ao asfalto (Figura 4.1(c)).

(a) Volume aparente (b) Volume efetivo (c) Volume real

Figura 4.1: Volumes do agregado

4.3. Parâmetros Volumétricos Secundários 95

4.3 Parâmetros Volumétricos Secundários

São chamados de parâmetros volumétricos secundários (ou propriedades volumétricas das

misturas) o V

, V AM e RBV , por serem calculados com base nos parâmetros volumétricos

primários. Conceitualmente, esses parâmetros podem ser deﬁnidos como:

• Volume de vazios, V v, é o volume de ar (V

) existente entre as partículas do agregado

envoltas pelo ﬁlme de asfalto, expresso como uma porcentagem do volume total da

mistura compactada;

• Vazios do agregado mineral, V AM, é a soma do volume de vazios (V v) e do volume

de asfalto efetivo (V

), expresso como uma porcentagem do volume total da mistura

compactada;

• Relação betume-vazios, RBV , é o grau de preenchimento do V AM por asfalto, expresso

em porcentagem.

4.4 Relações entre Propriedades Volumétricas e Densidades

do Agregado em Função da Absorção de Asfalto

O ponto principal das relações entre as propriedades volumétricas das misturas e as densida-

des do agregado é a existência ou não de absorção de asfalto pelos agregados. Se o agregado não

absorver asfalto, então, não importa qual valor de densidade do agregado (aparente, efetiva ou

real) será utilizada no cálculo das propriedades volumétricas das misturas, porque, nesse caso,

o valor das densidades do agregado são teoricamente iguais. Entretanto, quando os agregados

possuem algum grau de absorção, os valores obtidos para cada um dos parâmetros (Vv, VAM e

RBV) dependem da densidade do agregado selecionada e da taxa de absorção de asfalto.

Ao fazer uso das densidades incorretamente, muitas vezes, pode-se assumir que uma porção

ou toda a porosidade do agregado faz parte do Vv da mistura, caso em que se utiliza a densidade

real do agregado para o cálculo do Vv; ou que o asfalto absorvido está preenchendo os vazios

entre os agregados na mistura, caso que se utiliza a densidade aparente do agregado para o

cálculo do Vv.

Portanto, já que os valores obtidos para o Vv, VAM e RBV dependem do valor da densidade

do agregado e da existência ou não de asfalto absorvido pelos agregados, é imperativo que se

96 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

saiba o signiﬁcado real de utilizar uma ou outra densidade do agregado e entender o efeito que

essa escolha terá nos resultados das propriedades volumétricas das misturas.

4.4.1 Entendimento Conceitual das Densidades dos Agregados

Para um melhor entendimento conceitual das densidades do agregado, pode-se fazer um

paralelo com as densidades da mistura asfáltica.

Uma partícula de agregado possui vazios superﬁciais e vazios internos, assim como as

misturas asfálticas. A densidade aparente do agregado, ρ

, é a razão entre a massa seca do

agregado, Ma, pelo seu volume aparente, multiplicado pela densidade da água, como mostra a

Equação 4.1. O volume aparente da partícula de agregado, V

, inclui o volume dos vazios su-

perﬁciais permeáveis à água e ao asfalto, assim como os vazios internos (vazios impermeáveis).

× ρ

agua

× 1, 000

(4.1)

A mesma discussão pode ser aplicada para a mistura asfáltica, onde a densidade aparente da

mistura, d, é a massa da mistura, Mt, dividida por seu volume aparente, como apresentado na

Equação 4.2.

d =

× ρ

agua

× 1, 000

(4.2)

A densidade real do agregado, ρ

, corresponde à razão entre a massa seca da partícula, Ma,

pelo seu volume real (Equação 4.3). O volume real, V

, inclui os vazios impermeáveis somente,

ou seja, não inclui o volume de qualquer poro ou capilar que se encontre preenchido com água

após 24 horas de imersão (vazios permeáveis), por deﬁnição.

× ρ

agua

× 1, 000

(4.3)

Paralelamente, a densidade máxima teórica da mistura, DTM, é a razão entre a massa total

da mistura, Mt, que compreende a soma das massas do asfalto e do agregado utilizadas na

mistura pelo volume dos sólidos, V

, que corresponde ao volume do agregado mais o volume

do asfalto na mistura. O volume dos sólidos é geralmente calculado utilizando as densidades

dos constituintes da mistura.

DT M =

× ρ

agua

× 1, 000

(4.4)

A densidade efetiva do agregado, ρ

, é a razão entre a massa seca do agregado, Ma, pelo

seu volume efetivo, multiplicado pela densidade da água, como mostra a Equação 4.5. O volume

4.4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto 97

efetivo da partícula do agregado, V

, inclui o volume dos vazios superﬁciais permeáveis à água

mas não ao asfalto, assim como os vazios internos (vazios impermeáveis).

× ρ

agua

× 1, 000

(4.5)

Analogamente à ρ

, tem-se a densidade máxima medida da mistura, DMM, que é a razão

dimensional entre a massa total da mistura, Mt, que compreende a soma das massas do asfalto

e do agregado utilizadas na mistura, pelo volume dos sólidos efetivo, V

, que corresponde ao

volume efetivo do agregado mais o volume do asfalto na mistura.

DMM =

× ρ

agua

× 1, 000

(4.6)

Após o entendimento conceitual das densidades do agregado, permanecem, no entanto,

dúvidas quanto à seleção dos valores das densidades que devem ser empregados no cálculo

das propriedades volumétricas das misturas, para que resultados realísticos sejam encontrados.

Ao analisar a explanação conceitual realizada sobre o volume do agregado, pode-se perceber

que utilizar uma única densidade do agregado nos cálculos das propriedades volumétricas não

é suﬁciente, pois, duas das três propriedades volumétricas (Vv, VAM e RBV) seriam calculadas

incorretamente. Essa aﬁrmação pode ser melhor explicada através de um exemplo prático, uti-

lizando uma das misturas asfálticas projetadas neste trabalho de pesquisa, denominada AZRg.

4.4.2 Exemplo Prático

A mistura AZRg, cuja granulometria pode ser encontrada na Tabela 5.12, foi produzida com

o agregado de gabro estudado e CAP 20, empregando-se energia de compactação de 75 golpes

por face do corpo-de-prova Marshall. Na Tabela 4.1, estão apresentados os dados relevantes

do agregado de gabro, do asfalto CAP 20 e da mistura asfáltica produzida, para a análise

comparativa das propriedades volumétricas obtidas ao se utilizar cada uma das densidades do

agregado. Na Tabela 4.2, encontram-se as propriedades volumétricas da mistura AZRg calcula-

das da maneira mais comumente vista em misturas projetadas no Brasil, ou seja, utilizando-se

apenas uma das densidades do agregado (ou aparente, ou efetiva, ou real) e empregando-se a

Densidade Máxima Teórica (DMT) da mistura.

Pode-se aﬁrmar, fundamentando-se nos conceitos básicos de densidade do agregado, que

dos nove valores listados na Tabela 4.2, os únicos calculados corretamente são o VAM obtido

com base na densidade aparente do agregado (17, 1%) e o Vv determinado com base na densi-

dade efetiva do agregado (4, 3%). Essa aﬁrmação será justiﬁcada a seguir.

98 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

Tabela 4.1: Exemplo 1 - Dados dos materiais constituintes da mistura AZRg

Agregado de gabro

Densidade aparente, (ρ

) 2, 742

Densidade efetiva, (ρ

) 2, 808

Densidade real, (ρ

) 2, 875

Porcentagem de asfalto absorvido, (A

abs

) 0, 9

Asfalto - CAP-20

Densidade, (ρ

) 1, 02

Misturas asfáltica compactada - AZRg

Teor de asfalto, (Pb) 6, 2

Densidade aparente, (d) 2, 423

Tabela 4.2: Propriedades volumétricas da mistura AZRg

Densidades do Agregado DTM VAM Vv RBV

(%) (%) (%)

Densidade Aparente 2, 742 2, 482 17, 1 2, 4 86, 1

Densidade Efetiva 2, 808 2, 533 19, 1 4, 3 77, 2

Densidade Real 2, 875 2, 583 20, 9 6, 2 70, 3

Inﬂuência das Densidades do Agregado no Cálculo do VAM

Como por deﬁnição o VAM constitui os espaços vazios entre as partículas dos agregados,

pode-se justiﬁcar que apenas empregando a densidade aparente do agregado, que considera o

volume do agregado como a soma dos volumes dos poros permeáveis à água e ao asfalto, o

VAM poderia ser calculado corretamente, pois, desse modo, nenhuma porosidade da partícula

estaria inclusa como parte do volume de vazios entre partículas, como mostra a Figura 4.2.

Figura 4.2: Vazios do agregado mineral, considerando-se a densidade aparente do agregado

4.4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto 99

Se em vez de utilizar a densidade aparente no cálculo do VAM fosse empregada a densidade

efetiva, seria o mesmo que considerar que o volume de vazios entre os agregados (VAM)

fosse a soma dos vazios entre as partículas do agregado mais o volume dos poros do agregado

permeáveis ao asfalto, como ilustra a Figura 4.3. A inclusão dos espaços porosos do agregado

permeáveis ao asfalto como parte do VAM justiﬁca o valor mais elevado (19, 1%), em compa-

ração com o VAM de 17, 1% corretamente calculado. Portanto, um erro conceitual quanto à

escolha da densidade do agregado mais adequada ao propósito de cálculo do VAM implicaria

num erro de aproximadamente 2% no valor do VAM.

Figura 4.3: Vazios do agregado mineral, considerando-se a densidade efetiva do agregado

Já se fosse utilizada a densidade densidade real do agregado no cálculo do VAM, o VAM

seria considerado como a soma dos vazios entre as partículas de agregados mais o volume dos

poros da partícula permeáveis à água e ao asfalto, como ilustra a Figura 4.4. Essa inclusão

dos vazios do agregado permeáveis à água e ao asfalto como parte integrante dos vazios entre

partículas implicaria numa elevação do valor do VAM da ordem de 3, 8%.

Figura 4.4: Vazios do agregado mineral, considerando-se a densidade real do agregado

100 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

Inﬂuência das Densidades do Agregado no Cálculo do Vv

Por deﬁnição, o Vv compreende os espaços vazios entre as partículas dos agregados já

envoltas pela película de asfalto. Portanto, a utilização da densidade efetiva do agregado é

necessária para que seja considerada que parte da quantidade de asfalto foi absorvida e não faz

mais parte da mistura. Isso signiﬁca dizer que somente o asfalto não absorvido (efetivo) pode

ser o responsável pelo preenchimento dos vazios entre as partículas dos agregados (Figura 4.5).

Figura 4.5: Volume de vazios, considerando-se a densidade efetiva do agregado

No entanto, empregar a densidade aparente no cálculo do Vv seria o mesmo que considerar

que toda a quantidade de asfalto adicionada à mistura estaria preenchendo os vazios entre as

partículas, ou seja, que nenhuma quantidade de asfalto fora absorvida (Figura 4.6). Então,

ao se empregar a densidade aparente do agregado no cálculo do Vv, ignora-se a capacidade

de absorção de asfalto pelo agregado, fato que explica o valor bem mais baixo de Vv (2, 4%)

encontrado em relação ao corretamente calculado com a densidade efetiva (4, 3%).

Da mesma forma, se utilizada a densidade real no cálculo do Vv, seria o mesmo que

considerar que toda a porosidade do agregado, ou seja, seus poros permeáveis à água e também

ao asfalto fariam parte do Vv das misturas, ao passo que somente os vazios entre as partículas

dos agregados já envoltas pela película de asfalto poderiam ser computados (Figura 4.7). Nesse

exemplo, a utilização inadequada da densidade real do agregado no cálculo do Vv das misturas

implicou numa elevação do valor do Vv da ordem de 1, 9% (Vv de 6, 2%) em relação ao valor

corretamente calculado (4, 3%).

4.4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto 101

Figura 4.6: Volume de vazios, considerando-se a densidade aparente do agregado

Figura 4.7: Volume de vazios, considerando a densidade real do agregado

Inﬂuência das Densidades do Agregado no Cálculo do RBV

Ao analisar os dados apresentados na Tabela 4.2, pode-se perceber que nenhum dos três

valores encontrados para a relação betume-vazios foi corretamente calculado, pois, o RBV é

função do VAM e do teor de asfalto efetivo na mistura e não há como obter valores reais do VAM

e do Vv calculando-os com base numa mesma densidade. O valor da relação betume-vazios

corretamente calculado é de 74, 9%, cálculo este que pode ser encontrado no item 4.5.7 deste

capítulo. Deve-se notar que, ao utilizar particularmente a densidade real dos agregados, nenhum

dos valores encontrados para VAM, Vv e RBV foram corretamente calculados.

102 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

Conclusões Parciais

O exemplo prático apresentado procura mostrar que, para a obtenção de valores adequa-

damente calculados das propriedades volumétricas das misturas, deve-se ter sempre em mente

alguns conceitos básicos:

• Somente os espaços entre as partículas de agregados, já envoltas pela película de asfalto

em uma mistura compactada, podem ser considerados como volume de vazios;

• A porosidade da partícula do agregado (vazios permeáveis à água ou ao asfalto) não deve

ser incluída como parte dos vazios das misturas;

• Deve-se sempre considerar que o asfalto absorvido pelo agregado já não faz mais parte

da mistura e, portanto, não está disponível para preenchimento dos vazios do agregado

mineral.

Com base no que foi apresentado, pode-se concluir que a maneira adequada de calcular os

parâmetros volumétricos de misturas compostas por agregados que absorvem asfalto é empregar

sempre a densidade aparente do agregado para o cálculo do VAM e a densidade efetiva do

agregado para o cálculo do Vv das misturas. A seguir será apresentado, passo a passo, um

método seguro de cálculo das propriedades volumétricas das misturas que utiliza a densidade

aparente e a densidade efetiva do agregado.

4.5 Método Seguro

A apresentação do Método Seguro, como forma adequada de calcular as propriedades volu-

métricas das misturas, parte da deﬁnição conceitual do parâmetro em questão, seguido por sua

dedução, até atingir a equação simpliﬁcada utilizada para o cálculo. As deduções das equações

têm como base as deduções apresentadas por Roberts et al. (1991).

4.5.1 Vazios do Agregado Mineral

Por deﬁnição,

V AM =

V t − V

V t

× 100 (4.7)

simpliﬁcando,

4.5. Método Seguro 103

V AM = 100 −

V t

× 100 (4.8)

substituindo o volume pela massa dividida pela densidade, tem-se:

V AM = 100 −

M a

M t

× 100 (4.9)

substituindo,

Ma = Mt − Mt × P b (4.10)

e simpliﬁcando,

V AM = 100 − (1 −

d (1 − P b)

) × 100 (4.11)

onde:

= Volume aparente do agregado;

V t = Volume total da mistura compactada;

Ma = Massa do agregado;

Mt = Massa total da mistura compactada;

= Densidade aparente do agregado;

d = Densidade aparente da mistura compactada;

P b = Porcentagem de asfalto.

4.5.2 Volume de Vazios

Por deﬁnição,

V v =

V t

× 100 (4.12)

substituindo,

= V t − V b

− V

(4.13)

V v =

V t − V b

− V

V t

× 100 (4.14)

V v = (1 −

V b

+ V

V t

) × 100 (4.15)

104 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

multiplicando o numerador e o denominador por Mt e simpliﬁcando,

V v = (1 −

Mt/V t

Mt/(V b

+ V

)

) × 100 (4.16)

substituindo,

V v = (1 −

DMM

) × 100 (4.17)

onde:

V v = Volume de vazios na mistura compactada;

= Volume de ar na mistura;

V t = Volume total da mistura compactada;

V b

= Volume do asfalto efetivo na mistura;

= Volume aparente do agregado;

Mt = Massa total da mistura compactada;

d = Densidade aparente da mistura compactada;

DMM = Densidade máxima medida.

4.5.3 Relação Betume-Vazios

Por deﬁnição, a relação betume-vazios é a porcentagem dos vazios do agregado preenchida

por asfalto.

RBV =

V AM − V v

V AM

× 100 (4.18)

4.5.4 Densidade Efetiva do Agregado

A densidade efetiva do agregado, ρ

, por deﬁnição, é igual à massa do agregado dividida

pelo volume efetivo do agregado, V

(4.19)

Como o volume efetivo do agregado, por deﬁnição, é o volume do agregado incluindo seus

poros externos permeáveis à água mas não permeáveis ao asfalto, pode-se determinar o V

através da subtração do volume total da mistura asfáltica solta (sem vazios), V

T M

, do volume

do asfalto na mistura, V b.

Mt − (P b × Mt)

T M

− V b

(4.20)

4.5. Método Seguro 105

O V

T M

é obtido através da razão entre a massa da mistura e sua densidade máxima medida

e o volume do asfalto na mistura (V b) é determinado da massa e da densidade do asfalto.

Então, substituindo,

Mt − (P b × Mt)

M t

DM M

−

M b

(4.21)

e simpliﬁcando, tem-se:

1 − P b

DM M

−

P b

(4.22)

onde:

Ma = Massa do agregado;

= Volume efetivo do agregado;

V b = Volume do asfalto na mistura;

Mt = Massa total da mistura;

T M

= Volume total da mistura asfáltica solta (sem vazios);

P b = Porcentagem de asfalto na mistura;

Mb = Massa total do asfalto na mistura;

= Densidade do asfalto;

DMM = Densidade máxima medida da mistura.

4.5.5 DMM para Diferentes Teores de Asfalto

Normalmente, a densidade máxima medida da mistura asfáltica é obtida para um teor de

asfalto (preferencialmente próximo ao teor de projeto) e, então, é calculada a densidade efetiva

do agregado através da Equação 4.22. Mas é necessário que se conheça a DMM da mistura

para outros teores de asfalto, para que seja possível o cálculo do Vv em cada teor. Então, sendo

conhecidos a densidade efetiva do agregado, a densidade do asfalto e o teor de asfalto desejado,

pode-se determinar a DMM em função do teor de asfalto desejado, como demonstrado a seguir:

DMM =

Ma + Mb

+ V b

(4.23)

substituindo,

DMM =

M a

M b

(4.24)

DMM =

M t(1−P b)

M t×P b

(4.25)

106 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

simpliﬁcando,

DMM =

1−P b

P b

(4.26)

onde,

Ma = Massa do agregado;

Mb = Massa total do asfalto na mistura;

= Volume efetivo do agregado;

V b = Volume do asfalto na mistura;

Mt = Massa total da mistura;

= Densidade efetiva do agregado;

= Densidade do asfalto;

P b = Porcentagem de asfalto na mistura.

4.5.6 Absorção de Asfalto

A taxa de absorção de asfalto pelo agregado é calculada através das densidades efetiva

e aparente do agregado, assim como da densidade do asfalto. Conceitualmente, a taxa de

absorção de asfalto pelo agregado é uma relação entre a massa do asfalto absorvido pela massa

do agregado na mistura, como ilustra a Equação 4.27.

abs

× 100 (4.27)

substituindo, massa = volume x densidade

abs

V b

abs

× ρ

× 100 (4.28)

Como o volume de asfalto absorvido é a diferença entre o volume aparente do agregado e o

volume efetivo do agregado, tem-se:

abs

= 100 ×

− V

) × ρ

(4.29)

substituindo, volume = massa / densidade

abs

= 100 ×

(

M a

−

M a

) × ρ

(4.30)

simpliﬁcando,

abs

= 100 ×

− ρ

× ρ

(4.31)

4.5. Método Seguro 107

onde:

abs

= Porcentagem de asfalto absorvido por massa de agregado;

abs

= Massa do asfalto absorvido;

Ma = Massa do agregado;

V b

abs

= Volume do asfalto absorvido;

= Volume aparente do agregado;

= Volume efetivo do agregado;

= Densidade do asfalto;

= Densidade efetiva do agregado;

= Densidade aparente do agregado.

4.5.7 Exemplo de Utilização do Método Seguro

De forma a facilitar o entendimento do Método Seguro, será apresentado um exemplo de

sua utilização. Os dados de entrada necessários estão apresentados na Tabela 4.3.

Tabela 4.3: Dados de entrada da mistura AZRg - método seguro

Propriedades Mistura AZRg

Teor de asfalto, (Pb) 6, 2

Densidade do asfalto, (ρ

) 1, 02

Densidade aparente dos agregados, (ρ

) 2, 742

Densidade aparente da mistura compactada, (d) 2, 423

• Primeiro Passo - Cálculo da DMM da mistura asfáltica para um teor qualquer de asfalto.

A DMM calculada para um teor de asfalto de 5, 2%, através do método Rice, é de 2, 573.

• Segundo Passo - Cálculo da densidade efetiva do agregado.

1 − P b

DM M

−

P b

(4.32)

1 − 0, 052

2,573

−

0,052

1,02

= 2, 808 (4.33)

• Terceiro Passo - Cálculo da DMM para o teor de 6, 2% de asfalto, usado na dosagem da

mistura.

108 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

DMM =

1−P b

P b

(4.34)

DMM =

1−0,062

2,808

0,062

1,02

= 2, 533 (4.35)

• Quarto Passo - Cálculo dos vazios do agregado mineral da mistura asfáltica compactada.

V AM = (1 −

d (1 − P b)

) × 100 (4.36)

V AM = (1 −

2, 423 (1 − 0, 062)

2, 742

) × 100 = 17, 1% (4.37)

• Quinto Passo - Cálculo do volume de vazios da mistura asfáltica compactada.

V v = (1 −

DMM

) × 100 (4.38)

V v = (1 −

2, 423

2, 533

) × 100 = 4, 3% (4.39)

• Sexto Passo - Cálculo da relação betume-vazios da mistura asfáltica compactada.

RBV =

V AM − V v

V AM

× 100 (4.40)

RBV =

17, 1 − 4, 3

17, 1

× 100 = 74, 9% (4.41)

Sendo conhecidas as densidades aparente e efetiva do agregado e a densidade do asfalto,

pode-se calcular a taxa de absorção de asfalto pelos agregados, assim como o teor de asfalto

efetivo na mistura.

• Cálculo da absorção de asfalto pelos agregados.

abs

= 100 ×

− ρ

× ρ

(4.42)

abs

= 100 ×

2, 808 − 2, 742

2, 808 × 2, 742

× 1, 02 = 0, 9% (4.43)

• Porcentagem de asfalto efetivo na mistura asfáltica compactada.

= P b − A

abs

= 6, 2 − 0, 9 = 5, 3% (4.44)

4.6. Diagrama de Componentes 109

4.6 Diagrama de Componentes

Outro modo de calcular corretamente os parâmetros volumétricos das misturas é através

do diagrama de componentes, utilizado pelos pesquisadores do Superpave (Bukowski et al.,

1994), que representa uma mistura asfáltica compactada, com seus vazios, asfalto e agregado

(Figura 4.8), representando um volume unitário (por exemplo, 1 cm

ou 1 m

) e uma massa

conhecida (por exemplo, em g ou kg).

Figura 4.8: Diagrama de componentes da mistura asfáltica compactada

O diagrama de componentes é um método interessante de cálculo dos parâmetros volumé-

tricos, pois fornece uma visão clara das proporções volumétricas dos componentes da mistura,

de modo a facilitar o seu entendimento. No entanto, uma desvantagem do modelo é representar,

no mesmo diagrama de componentes, tanto as propriedades de massa como as propriedades

de volume em uma mesma escala, contrariando as leis da física. Mas essa incoerência pode

ser justiﬁcada por permitir a observação das proporções de massa e de volume da mistura de

maneira fácil e clara.

4.6.1 Dados de Entrada

Estão apresentados na Tabela 4.4 os dados de entrada necessários para o desenvolvimento

do diagrama de componentes, cuja demonstração de sua composição será vista, passo a passo,

a seguir.

110 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

Tabela 4.4: Dados de entrada da mistura AZRg - diagrama de componentes

Propriedades Mistura AZRg

Teor de asfalto, (Pb) 6, 2

Densidade do asfalto, (ρ

) 1, 02

Densidade aparente dos agregados, (ρ

) 2, 742

Densidade efetiva dos agregados, (ρ

) 2, 808

Densidade aparente da mistura compactada, (d) 2, 423

4.6.2 Composição do Diagrama de Componentes

O diagrama de componentes fornece uma deﬁnição clara de densidade, que é a massa por

unidade de volume do material compactado. Como o modelo consiste de vários materiais

distintos, a densidade do material como um todo é denominada como densidade aparente da

mistura (d). Através da densidade aparente da mistura pode-se determinar a massa total (Mt)

da mistura, como mostra a Equação 4.45 e ilustra a Figura 4.9. O diagrama de componentes é

geralmente desenvolvido em unidades métricas, pois, nesse caso, a massa especíﬁca da água e

sua densidade são numericamente iguais.

Mt = V × d × 1, 000 = 1, 0 × 2, 423 × 1, 0 = 2, 423 g (4.45)

Sendo conhecida a massa total da mistura, Mt, pode-se calcular a massa do asfalto contida

na mistura, Mb, (Equação 4.46), assim como a massa do agregado na mistura, Ma, (Equa-

ção 4.47), representadas no diagrama 2 (Figura 4.10).

Mb = P b × Mt = 0, 05 × 2, 423 = 0, 150 g (4.46)

Ma = Mt − Mb = 2, 423 − 0, 150 = 2, 273 g (4.47)

4.6. Diagrama de Componentes 111

Figura 4.9: Composição do diagrama de componentes - 1

Obs.: Nas Figuras 4.9, 4.10, 4.11, 4.12, 4.13 e 4.14, onde se lê "db", entender ρ

; "dap", entender ρ

; e

"def", entender ρ

Figura 4.10: Composição do diagrama de componentes - 2

112 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

Dando continuidade ao desenvolvimento do diagrama de componentes, após calcular a

massa do agregado, Ma, e as densidades efetiva, ρ

, e aparente do agregado, ρ

, pode-se

calcular o volume efetivo, V

(Equação 4.48), e o volume aparente, V

(Equação 4.49), do

agregado na mistura, como mostra o diagrama 3 (Figura 4.11).

× 1, 0

2, 273

2, 808 × 1, 0

= 0, 809 cm

(4.48)

× 1, 0

2, 273

2, 742 × 1, 0

= 0, 830 cm

(4.49)

Figura 4.11: Composição do diagrama de componentes - 3

Após, tendo calculado os volumes efetivo, V

, e aparente do agregado, V

, é possível

calcular o volume absorvido de asfalto, V b

abs

, como mostra a Equação 4.50. O volume total

de asfalto na mistura, V b, pode ser calculado através da massa do asfalto, Mb, dividida por sua

densidade, como mostra a Equação 4.51. O volume de asfalto absorvido pelos agregados e o

volume de asfalto na mistura estão representados no diagrama 4 (Figura 4.12).

V b

abs

= V

− V

= 0, 830 − 0, 809 = 0, 021 cm

(4.50)

× 1, 0

0, 150

1, 02 × 1, 0

= 0, 147 cm

(4.51)

A diferença entre o volume de asfalto na mistura, V b, e o volume de asfalto absorvido

pelo agregado, V b

abs

, fornece o volume efetivo de asfalto na mistura, V b

, (Equação 4.52).

O volume de ar contido na mistura compactada, V

, pode então ser calculado, subtraindo-se o

volume de asfalto e o volume efetivo de agregado na mistura do volume total da mistura, V t,

4.6. Diagrama de Componentes 113

como mostra a Equação 4.53. O volume de asfalto efetivo e o volume de ar contidos na mistura

estão representados no diagrama 5 (Figura 4.13).

V b

= V

− V b

abs

= 0, 147 − 0, 021 = 0, 127 cm

(4.52)

= V t − V

− V

= 1, 000 − 0, 147 − 0, 809 = 0, 043 cm

(4.53)

Figura 4.12: Composição do diagrama de componentes - 4

Figura 4.13: Composição do diagrama de componentes - 5

114 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

Calcula-se então a massa do asfalto efetivo na mistura, Mb

, através do volume efetivo

de asfalto, V b

, e da densidade do asfalto, ρ

, como mostra a Equação 4.54. Já a massa do

asfalto absorvido pelos agregados, Mb

abs

, pode ser obtida da diferença entre a massa do asfalto,

Mb, e a massa do asfalto efetivo, Mb

, (Equação 4.55). As massas do asfalto efetivo e do

asfalto absorvido contidos na mistura asfáltica compactada estão representadas no diagrama 6

(Figura 4.14).

= V b

× ρ

× 1, 000 = 0, 127 × 1, 02 × 1, 000 = 0, 129 g (4.54)

abs

= Mb − Mb

= 0, 150 − 0, 129 = 0, 021 g (4.55)

Figura 4.14: Composição do diagrama de componentes - 6

Tendo as massas e os volumes dos componentes da mistura compactada, pode-se calcular

as propriedades volumétricas (V AM, V v, RBV ), assim como o teor de asfalto efetivo (A

a taxa de absorção de asfalto pelo agregado (A

abs

) e a densidade máxima medida da mistura

DMM.

O VAM da mistura compactada pode ser determinado através da soma do volume de ar e

do volume de asfalto efetivo contidos na mistura, expressos como uma porcentagem do volume

total da mistura compactada, como mostra a Equação 4.56.

V AM = (V

+ V b

) × 100 = (0, 043 + 0, 127) × 100 = 17, 1% (4.56)

4.6. Diagrama de Componentes 115

O volume de vazios é igual ao volume de ar, expresso como uma porcentagem do volume

total da mistura compactada (Equação 4.57).

V v = V

× 100 = 0, 043 × 100 = 4, 3% (4.57)

A relação betume-vazios correspondente ao grau em que os vazios do agregado mineral são

preenchidos pelo asfalto, expresso em porcentagem (Equação 4.58).

RBV =

V b

V AM

× 100 =

0, 127

0, 17

× 100 = 74, 5% (4.58)

Além das propriedades volumétricas, pode-se determinar também o teor de asfalto efetivo

contido mistura, através da massa do asfalto efetivo pela massa total da mistura compactada,

expresso em porcentagem, como mostra a Equação 4.59:

× 100 =

0, 129

2, 423

× 100 = 5, 3% (4.59)

A absorção de asfalto pelo agregado pode ser determinada da massa de asfalto absorvido

dividida pela massa do agregado na mistura, expresso em porcentagem, como mostra a Equa-

ção 4.60:

abs

× 100 =

0, 021

2, 273

× 100 = 0, 92% (4.60)

A densidade máxima medida também pode ser determinada dividindo-se a massa total da

mistura pelo seu volume total, diminuído do volume de ar contido na mistura, como mostra a

Equação 4.61:

DMM =

V t−V

agua

2, 423

1,000−0,043

1,000

= 2, 533 (4.61)

Na Tabela 4.5, encontra-se um resumo dos cálculos necessários para a composição do

diagrama de componentes, passo a passo, assim como o produto desses cálculos, que estão

detalhadamente representados no diagrama de componentes ilustrado pela Figura 4.15.

116 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

Tabela 4.5: Resumo da composição do diagrama de componentes

Propriedades Gabro

Volume Total (V t) 1 cm

Densidade Aparente da Mistura (d) 2, 423 g/cm

Densidade do Asfalto (ρ

) 1, 02 g/cm

Porcentagem de Asfalto (P b) 6, 2 %

Densidade Aparente do Agregado (ρ

) 2, 742 g/cm

Densidade Efetiva do Agregado (ρ

ef a

) 2, 808 g/cm

Massa Total da Mistura (Mt) 2, 423 g

Massa do Asfalto (Mb) 0, 150 g

Massa do Agregado (Ma) 2, 273 g

Volume Efetivo do Agregado (V

ef a

) 0, 809 cm

Volume Aparente do Agregado (V

apa

) 0, 830 cm

Volume do Asfalto (V b) 0, 147 cm

Volume do Asfalto Absorvido (V b

abs

) 0, 021 cm

Volume Asfalto Efetivo (V b

) 0, 127 cm

Volume de Ar (V

) 0, 043 cm

Massa do Asfalto Efetivo (Mb

) 0, 129 g

Massa do Asfalto Absorvido (Mb

abs

) 0, 021 g

Porcentagem de Volume de Vazios (V v) 4, 3 %

Vazios do Agregado Mineral (V AM) 17, 0 %

Relação Betume Vazios (RBV ) 74, 5 %

Asfalto Efetivo (A

) 5, 3 %

Asfalto Absorvido (A

abs

) 0, 9 %

Densidade Máxima Medida (DMM) 2, 533

Figura 4.15: Diagrama de componentes

4.7. Considerações Finais 117

4.7 Considerações Finais

Neste Capítulo, foram apresentados métodos de determinação das propriedades volumétri-

cas das misturas que consideram e que não consideram a absorção de asfalto pelos agregados.

Como visto, as formas de determinação mais apropriadas das propriedades volumétricas são

através do Método Seguro apresentado ou do Diagrama de Componentes.

O Método Seguro permite a determinação correta das propriedades volumétricas, da taxa de

absorção de asfalto pelo agregado e do teor de asfalto efetivo na mistura. O método tradicional-

mente usado no Brasil para cálculo das propriedades volumétricas, que leva em consideração

a DTM da mistura e apenas uma das densidades do agregado, que na maioria das vezes é

a densidade real, impossibilita que resultados conﬁáveis quanto ao Vv, VAM e RBV sejam

obtidos para misturas compostas por agregados que absorvem asfalto.

Com o intuito de ilustrar a dimensão dos erros cometidos ao se negligenciar a absorção de

asfalto, foram comparados os valores das propriedades volumétricas adequadamente calculadas

através do Método Seguro com os valores das propriedades volumétricas obtidos da maneira

tradicional brasileira, cujos resultados estão apresentados na Tabela 4.6. É importante lembrar

que o agregado de gabro é considerado pelos padrões internacionais como um material de

absorção baixa, por apresentar absorção de asfalto média abaixo de 1, 5%.

Tabela 4.6: Comparação entre métodos de determinação das propriedades volumétricas da

mistura asfáltica AZRg

Método Prático: densidade aparente e efetiva do agregado e DMM da mistura

VAM (%) Vv (%) RBV (%)

Densidades aparente (2,742) 17, 0 4, 3 74, 5

Densidade efetiva (2,808)

Método Tradicional: uma densidade do agregado e DTM da mistura

VAM (%) Vv (%) RBV (%)

Densidade aparente (2,742) 17, 0 2, 4 86, 1

Densidade efetiva (2,808) 19, 1 4, 3 77, 2

Densidade real (2,875) 20, 9 6, 2 70, 3

Pode-se veriﬁcar que o Vv calculado utilizando o método tradicional e a densidade aparente

do agregado é aproximadamente 1, 9% mais baixo que seu valor adequadamente calculado

(4, 3%) e o RBV é cerca de 12% mais elevado comparado ao seu valor de 74, 5% corretamente

calculado. Ainda utilizando o mesmo método tradicional e a densidade real do agregado,

pode-se perceber que a magnitude dos erros continua expressiva, pois o Vv apresenta-se com

118 4. Relações entre Propriedades Volumétricas, Densidades e Absorção de Asfalto

cerca de 1, 9% a mais de vazios, assim como o VAM com aproximadamente 3, 8% de vazios em

excesso e, conseqüentemente, o RBV mostra-se 4, 2% mais baixo, ambos comparados a seus

valores de referência corretamente calculados. Já ao se utilizar a densidade efetiva no método

tradicional de cálculo das propriedades volumétricas, percebe-se que se erra no valor do VAM,

elevando-o em 2%, e no valor do RBV em 2, 7%. Isso permite concluir que, independentemente

do valor da densidade usada para calcular as propriedades volumétricas das misturas através

do método tradicional, os valores das propriedades são expressivamente diferentes dos valores

obtidos através do Método Seguro, que considera a absorção de asfalto.

Os dados apresentados na Tabela 4.6 são ilustrativos da magnitude dos erros cometidos

no calculo das propriedades volumétricas quando utilizados métodos que consideram e que

não consideram a absorção de asfalto pelos agregados. Como a maioria dos agregados usados

na pavimentação absorvem asfalto em maior ou menor grau, deixa-se aqui um alerta quanto

à necessidade de uma revisão do método tradicionalmente usado no Brasil na determinação

das propriedades volumétricas, pois são cometidos erros apreciáveis mesmo quando o agregado

usado não apresenta absorção alta, indicando que esses erros podem ser ainda maiores se usados

agregados com taxa de absorção mais elevada.

É importante comentar que o uso de uma determinada densidade do agregado pode estabe-

lecer a adequação ou não da mistura projetada às especiﬁcações requeridas em um método

de dosagem. Por exemplo, se a mistura estudada fosse projetada com base na densidade

real do agregado, poderia ser considerada inadequada para o propósito da pavimentação por,

aparentemente, apresentar déﬁcit de asfalto, pois o Vv está acima de 6% e o RBV abaixo do

valor especiﬁcado por norma. Porém, ao se calcular as propriedades volumétricas das misturas

de maneira correta, ou seja, usando a densidade aparente e efetiva do agregado, veriﬁca-se que

a mistura está adequadamente projetada. Portanto, ﬁca bastante claro que uma mistura pode

ser aceita ou não dependendo da densidade do agregado empregada e da existência ou não de

asfalto absorvido pelos agregados.

As propriedades volumétricas das misturas, além de serem sensíveis às densidades dos agre-

gados e à taxa de absorção destes, é inﬂuenciada diretamente pela granulometria das misturas,

assim como pelas características de superfície dos agregados e energia de compactação aplicada.

O Capítulo próximo trata das relações granulométricas e de superfície dos agregados com as

propriedades volumétricas das misturas, bem como esclarece a evolução dos métodos de projeto

e de determinações granulométricas estabelecidos com base nesses critérios volumétricos, no

decorrer dos anos.

CAPÍTULO

Propriedades Volumétricas

e Seleções Granulométricas

5.1 Considerações Iniciais

Métodos comumente usados para projetar misturas asfálticas incorporam critérios volu-

métricos, os quais são calculados das proporções volumétricas dos materiais constituintes das

misturas, como visto no capítulo anterior. No tradicional método Marshall, o teor de asfalto de

projeto é determinado em função das propriedades volumétricas (Vv, VAM e RBV) e mecânicas

das misturas. No método Superpave, a seleção do teor de asfalto de projeto também se baseia

nas propriedades volumétricas das misturas, assim como nas porcentagens de compactação

inicial (%Gmmi) e máxima (%Gmm), função do número de giros do compactador giratório

e no teor de fíler (dust proportion).

Tanto no método Marshall quanto no método Superpave as propriedades volumétricas estão

em posição de destaque, pois inﬂuenciam diretamente o desempenho das misturas. O desaﬁo

no entanto está em estabelecer um equilíbrio ideal das propriedades volumétricas focando as

propriedades mecânicas das misturas e suas características de desempenho. Espera-se que as

misturas asfálticas sejam estáveis o suﬁciente para evitar a ocorrência de deformações perma-

nentes, ﬂexíveis o suﬁciente para que não ocorram trincas devido à fadiga e que sejam duráveis,

para resistir às ações do tráfego, das intempéries e do tempo. Para que essas propriedades de

desempenho almejadas sejam alcançadas, há que se estabelecer um equilíbrio perfeito entre o

esqueleto estrutural formado pelos agregados e o teor de asfalto adicionado à mistura. Essa

120 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

mistura formada deve possuir agregados com tamanhos, formas, angularidades e texturas su-

perﬁciais que permitam, além da formação de espaços suﬁcientes para a adição da quantidade

de asfalto necessária à durabilidade e à ﬂexibilidade das misturas, a formação de um esqueleto

estrutural resistente para garantir estabilidade e também ﬂexibilidade à mistura.

Esse balanceamento ideal de proporções dos agregados e de asfalto nas misturas é sempre

o objetivo principal da maioria das pesquisas desenvolvidas no estudo de misturas asfálticas.

Alguns pesquisadores, através de veriﬁcações empíricas do comportamento das misturas frente

às variações dos tipos e das proporções do agregado e do asfalto, propuseram métodos indicando

quais seriam as proporções adequadas desses materiais conforme às características de desem-

penho dos pavimentos necessárias para a época. O método Marshall, desenvolvido por Bruce

Marshall do Mississippi Highway Department por volta de 1939 e atualmente ainda o mais

utilizado em território nacional, estabelece que o Vv das misturas deve permanecer entre 3 e 5%.

Já o método Superpave, que vem sendo utilizado e também bastante pesquisado principalmente

nos Estados Unidos, estabelece Vv de exatamente 4%.

Além do Vv, tanto o método Marshall como também o método Superpave, estabelecem

valores para VAM e RBV. O método Marshall especiﬁca valores de Vv e de RBV em função do

volume de tráﬁco, como apresentado na Tabela 5.1. Os valores do VAM são especiﬁcados em

função do diâmetro máximo nominal do agregado e do Vv de projeto, como mostra a Tabela 5.2.

Tabela 5.1: Especiﬁcação Marshall para Vv e RBV

Propriedade Tráfego e Critério

tráfego baixo tráfego médio tráfego alto

mín. máx. mín. máx. mín. máx.

Vv (%) 3 5 3 5 3 5

RBV (%) 70 80 65 78 65 75

Hand & Epps (2000)

Já o método Superpave especiﬁca valores mínimos do VAM em função do diâmetro máximo

nominal do agregado (Tabela 5.3) e especiﬁca valores mínimos e máximos do RBV, em função

do volume de tráfego (Tabela 5.4).

Pode-se perceber, ao analisar as Tabelas 5.2 e 5.3, que os valores mínimos do VAM es-

peciﬁcados pelo Superpave são iguais aos especiﬁcados para as misturas densas pelo método

Marshall. Ao revisar a literatura, percebe-se que a verdadeira razão de se especiﬁcar um VAM

mínimo é para incorporar uma quantidade mínima necessária de asfalto dentro da mistura, na

tentativa de assegurar a sua durabilidade. No entanto, alguns estudos, como o de Kandhal

5.1. Considerações Iniciais 121

Tabela 5.2: Especiﬁcação Marshall para VAM

DMN VAM Mínimo (%)

(mm) Vv de Projeto (%)

3 4 5

1, 18 21, 5 22, 5 23, 5

2, 36 19, 0 20, 0 21, 0

4, 75 16, 0 17, 0 18, 0

9, 5 14, 0 15, 0 16, 0

12, 5 13, 0 14, 0 15, 0

19, 0 12, 0 13, 0 14, 0

25, 0 11, 0 12, 0 13, 0

37, 5 10, 0 11, 0 12, 0

50, 0 9, 5 10, 5 11, 5

63, 0 9, 0 10, 0 11, 0

Hand & Epps (2000)

Tabela 5.3: Especiﬁcação Superpave para VAM

DMN VAM mínimo

(mm) (%)

9, 5 15

12, 5 14

19, 0 13

25, 0 12

37, 5 11

Cominsky et al. (1998)

et al. (1998), mostram que misturas asfálticas duráveis estão diretamente relacionadas com

a espessura da película de asfalto que envolve o agregado. Segundo Kandhal et al. (1998),

o VAM mínimo deve se basear na espessura mínima da película de asfalto ao invés de em

uma quantidade mínima necessária de asfalto dentro da mistura, pois a quantidade mínima de

asfalto que deve ser incorporada à mistura para proporcionar-lhe durabilidade, varia conforme

a granulometria. Esse assunto será tratado, em detalhes, no Capítulo 6.

O valor do RBV especiﬁcado pelos métodos Marshall e Superpave têm gerado divergências

na comunidade cientíﬁca. Pesquisadores como Cominsky et al. (1998) apresentam como valor

de referência 75% e comentam que se utilizados valores de RBV menores que 65% em mis-

Tabela 5.4: Especiﬁcação Superpave para RBV

Tráfego (ESALs) RBV

(%)

< 3 × 10

70 − 80

< 30 × 10

65 − 78

< 1 × 10

65 − 75

≥ 1 × 10

65 − 75

Cominsky et al. (1998)

122 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

turas projetadas para rodovias com volume de tráfego médio a alto, podem ocorrer problemas

de endurecimento prematuro ou excessivo do asfalto, ocasionando trincas e desagregação do

pavimento, enquanto valores maiores que 85% podem levar à exsudação de asfalto, ou ainda, à

corrugação e à deformação permanente da mistura. Já Hand & Epps (2000) acham redundante

especiﬁcar valores mínimos e máximos de RBV se os limites estabelecidos para o Vv e VAM

forem respeitados. Chama à atenção também que no Brasil especiﬁca-se valores de RBV entre

75 e 82% para revestimentos asfálticos (NBR 12891), limites estes bastante superiores aos

admitidos tanto pelo Superpave quanto pelo método Marshall em normas estadunidenses.

Como visto, as propriedades volumétricas das misturas são a base para o desenvolvimento

de projetos e inﬂuenciam diretamente o desempenho das misturas. Os fatores principais que

controlam e alteram essas propriedades volumétricas são: a granulometria, assunto que será

abordado neste Capítulo, o volume de agregados na mistura, discutido no Capítulo 4, o grau de

compactação, que será tratado no Capítulo 6, e o teor de asfalto, discutido ao longo de todo o

trabalho.

5.2 Granulometria

A importância da graduação dos agregados foi reconhecida como essencial para o desen-

volvimento adequado de projetos de misturas asfálticas muito antes do estabelecimento dos

métodos formais de projeto de misturas (Huber & Shuler, 1992). Ao longo dos anos, vários

métodos de análise de graduações dos agregados foram pesquisados na tentativa de se obter

uma "lei", a qual pudesse ser usada na seleção da granulometria "ideal" da mistura. Uma das

mais conhecidas é a da curva de Fuller, proposta por Fuller & Thompson em 1907

apud

Roberts et al. (1991), que propõe a obtenção da curva de densidade máxima da mistura através

da utilização da Equação 5.1. Os estudos realizados por Fuller & Thompson demonstraram que

a densidade máxima pode ser obtida quando n = 0, 5.

P = 100 × (

)

(5.1)

onde:

P = porcentagem passante total;

d = diâmetro da peneira em questão;

D = diâmetro máximo do agregado.

Fuller, W. B. e Thompson S. E. (1907) The laws of proportioning concrete. Journal of Transportation Division,

American Society of Civil Engineers, vol. 59.

5.2. Granulometria 123

Por volta de 1920, durante o desenvolvimento do método Hubbard Field de projeto de

misturas, a importância do volume de vazios foi reconhecida como um parâmetro chave para o

controle do desempenho das misturas no campo (Hubbard & Field, 1932). O projeto de misturas

Hubbard Field tem como princípio estabelecer o volume de vazios necessários para garantir uma

quantidade mínima de asfalto na mistura, onde tanto o Vv como o VAM são especiﬁcados.

Além desses dois métodos citados, muitos outros foram elaborados, mas todos baseados na

certeza da existência dessa "lei de graduação", a qual controlaria o conjunto de características

das partículas dos agregados, responsáveis pelo formação do esqueleto estrutural da mistura.

Associada à lei de graduação, estava a idéia da existência de uma granulometria "ideal" que

proporcionasse espaço suﬁciente para que a mistura tivesse uma quantidade mínima de asfalto

e de volume de vazios e, ao mesmo tempo, proporcionasse estabilidade adequada à mistura sob

a ação do tráfego.

Entre 1940 e 1960, vários pesquisadores propuseram curvas granulométricas que acredi-

tavam representar a graduação "ideal" para proporcionar o melhor arranjo estrutural entre as

partículas de agregados. Uma das publicações mais importantes foi a de Nijboer em 1948

apud Huber & Shuler (1992), quando demonstra experimentalmente que o arranjo mais denso

das partículas de agregados são obtidos da granulometria plotada em um gráﬁco log-log de

porcentagem passante versus abertura da peneira, tendo inclinação de 0, 45. Com base nesse

conhecimento, Goode & Lufsey (1962) desenvolveram o gráﬁco de potência 0, 45 para avaliar

as graduações dos agregados, sendo no eixo vertical a porcentagem passante do agregado, em

escala aritmética, e no eixo horizontal a abertura das peneiras elevadas à potência de 0, 45. Esse

gráﬁco, além de ser utilizado para avaliar as graduações dos agregados, destinava-se a estimar

os vazios do agregado mineral da mistura compactada.

Porém, na publicação original, Goode & Lufsey omitiram o método de determinação da

linha de densidade máxima. Em resposta à curiosidade da comunidade cientíﬁca, eles reco-

mendaram um método de seleção do diâmetro máximo dependendo da forma da curva granu-

lométrica. Esse método não foi muito aceito. Então, foram propostos vários outros métodos

de determinação da linha de densidade máxima. No entanto, existem diferenças signiﬁcativas

entre esses métodos, sendo que nenhum deles mostra-se superior aos outros (Huber & Shuler,

1992).

Uma grande vantagem da utilização da linha de densidade máxima é poder aumentar ou

diminuir o VAM ao afastar ou aproximar a curva granulométrica dessa linha. Mas, devido aos

Nijboer, L. W. (1948) Plasticity as a factor in the design of dense bituminous road carpets, Elsevier.

124 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

vários métodos de determinação da linha de densidade máxima, há dúvidas quanto à execução

correta de seu traçado.

5.2.1 Linha de Densidade Máxima

A história da linha de máxima densidade como usada na indústria do asfalto é baseada

nos trabalhos de Campen (1940), Nijboer (1948) e Goode & Lufsey (1962). Campen (1940)

demonstrou como obter a mais densa graduação, ou seja, a linha de densidade máxima para

os agregados por ele estudados. Nijboer ao avaliar várias granulometrias, com um mesmo

diâmetro máximo, plotadas como retas em um gráﬁco log-log de porcentagem passante e

abertura da peneira em mícrons, pôde determinar, além do VAM das misturas, as suas diferentes

inclinações (n), como mostra a Figura 5.1. Ao plotar o VAM de cada mistura compactada contra

a sua inclinação (n), veriﬁcou que os vazios do agregado mineral mínimo ocorriam quando

a inclinação da granulometria, no gráﬁco log-log, era de 0, 45, como mostra a Figura 5.2.

Nijboer, ao repetir seus experimentos com misturas de agregados britados (angulares) e naturais

(arredondados), obteve os mesmos resultados.

Figura 5.1: Granulometrias utilizadas para avaliar o arranjo entre as partículas de agregados

(Nijboer (1948) apud Huber & Shuler (1992))

Em sua publicação de 1962, Goode & Lufsey reproduziram os experimentos de Nijboer com

misturas de agregados naturais (arredondados), conﬁrmando que a reta da granulometria obtida

no gráﬁco log-log, com inclinação de 0, 45, proporcionava o menor VAM. Esse artigo traz a

descrição do desenvolvimento matemático do gráﬁco de potência 0, 45, tendo no eixo vertical

5.2. Granulometria 125

Figura 5.2: VAM da mistura versus inclinação das curvas granulométricas (Nijboer (1948) apud

Huber & Shuler (1992))

a porcentagem passante, em escala aritmética, e no eixo horizontal a abertura de cada peneira,

expressa em mícrons e elevada à potência 0, 45.

Goode & Lufsey (1962) também utilizaram o gráﬁco de potência 0, 45 para avaliar as

granulometrias que não apresentavam linhas retas, quando plotadas no gráﬁco 0, 45. Eles

desenvolveram uma série de experimentos usando granulometrias idealizadas, as quais tinham

diferentes níveis de "corcunda" na peneira 0, 60 mm, ilustradas na Figura 5.3. Três grupos de

granulometrias curvas foram avaliadas. O primeiro grupo tinha quantidade alta de agregado

ﬁno, o outro média e o terceiro baixa. Eles estudaram também as granulometrias abertas, as

quais tinham quantidades deﬁcientes de material entre as peneiras 4, 75 mm e 2, 36 mm. Goode

& Lufsey (1962) observaram que as granulometrias abertas não reagiam da mesma forma que

as de granulometrias curvas. Então, eles sugeriram que as granulometrias abertas poderiam

produzir misturas mais densas que as de granulometrias de linhas curvas plotadas acima da

linha de densidade máxima. A Figura 5.4 mostra algumas das granulometrias estudadas por

Goode & Lufsey (1962) de números 12, 22, 23 e 24, com os correspondentes vazios do agregado

mineral. A linha de densidade máxima, sugerida por eles, está desenhada passando pela origem

do gráﬁco e pela peneira de maior diâmetro. A granulometria 12 está mais próxima da linha

de densidade máxima e apresenta valor de VAM mais alto do que os das granulometrias 23 e

24, apesar da granulometria 24 estar mais distante da linha de densidade máxima. Goode &

Lufsey (1962) concluem que, para granulometrias abertas, vazios do agregado mineral baixos

estão associados com as curvas que ﬁcam abaixo da linha de densidade máxima. Segundo eles,

esse fato deve ser levado em conta quando a linha de densidade máxima for utilizada como

referência para o ajuste de curvas granulométricas abertas.

126 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.3: Granulometrias estudadas por Goode & Lufsey (1962)

O gráﬁco de potência 0, 45 teve grande aceitação, porém as recomendações de Goode &

Lufsey (1962) a respeito da obtenção da linha de densidade máxima, não. Vários métodos de

obtenção da linha de densidade máxima estão em uso, mas não há um consenso a respeito do

melhor método a ser utilizado. Na tentativa de resolver esse impasse, Huber & Shuler (1992)

ﬁzeram um experimento, realizado pelo Asphalt Institute, para avaliar a relação entre o VAM das

misturas e as distâncias da curva granulométrica dessas misturas à linha de densidade máxima.

A linha de densidade máxima usada como referência foi a utilizada no Asphalt Institute, que

deﬁne diâmetro máximo nominal (DMN) como a primeira peneira a reter algum material e

como diâmetro máximo (DM) a menor peneira através da qual todo o agregado passa, sendo

o traçado da linha passando pela origem e pelo diâmetro máximo. Considerando a hipótese

de que o afastamento da linha de densidade máxima para a obtenção de um VAM maior é

válida, então o VAM deveria aumentar progressivamente com o afastamento progressivo da

curva granulométrica. Porém, os resultados encontrados foram o inverso disso, ou seja, os

VAM decresceram e então aumentaram novamente, conforme a curva se afastava da linha de

densidade máxima.

Por deﬁnição, a linha de densidade máxima é a granulometria que proporciona um arranjo

mais denso entre as partículas de agregados. Então, quanto mais próxima a granulometria está

em relação à linha de densidade máxima, mais denso deve ser o arranjo entre as partículas.

Como as curvas granulométricas ensaiadas não satisﬁzeram a deﬁnição da linha de densidade

máxima, poder-se-ia imaginar que o VAM não estivesse relacionado com a distância da linha

de densidade máxima. No entanto, julgando pelos VAM de cada granulometria e considerando

5.2. Granulometria 127

Figura 5.4: Granulometrias do tipo "S" estudadas por Goode & Lufsey (1962)

o aumento com posterior decréscimo do VAM, a linha de máxima densidade parecia estar em

algum lugar mais ou menos central a essas granulometrias.

Então, surgiu a hipótese de que essa suposta localização incorreta da linha de densidade

máxima pudesse estar relacionada às deﬁnições diversas em relação à peneira de diâmetro

máximo nominal. O diâmetro máximo nominal e o traçado da linha de densidade máxima

são dois pontos técnicos que sempre causaram confusão. Pelo menos duas diferentes deﬁnições

de peneira de diâmetro máximo nominal são habitualmente usadas pelas agências dos Estados

Unidos, ASTM e Asphalt Institute.

O Asphalt Institute deﬁne:

• Diâmetro máximo nominal: a primeira peneira a reter algum material;

• Diâmetro máximo: a menor peneira através da qual todo o agregado passa.

A ASTM deﬁne:

• Diâmetro máximo nominal: a maior peneira que retém algumas partículas de agregado,

mas geralmente não mais que 10%;

• Diâmetro máximo: a menor peneira através da qual 100% das partículas da amostra

passam.

128 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Portanto, Huber & Shuler (1992) reavaliaram os dados de Goode & Lufsey, de LeFebvre

do Projeto 74 da Federal Highway Administration

, quanto à relação entre a distância da curva

granulométrica das misturas à linha de densidade máxima de referência, em função do VAM, na

tentativa de responder à questão de qual método deve ser usado para traçar a linha de densidade

máxima.

As avaliações foram realizadas utilizando as três bases de dados acima citadas e utilizando

dois métodos de traçado da linha de densidade máxima:

• da origem à peneira de diâmetro máximo nominal;

• da origem à peneira de diâmetro máximo.

As deﬁnições de diâmetro máximo nominal e de diâmetro máximo utilizadas na análise de

Huber & Shuler (1992) foram as sugeridas por McLeod (1987):

• Diâmetro máximo nominal: é uma peneira maior que a primeira peneira que retém mais

que 10% do agregado;

• Diâmetro máximo: é uma peneira superior à do diâmetro máximo nominal.

As distâncias da linha de densidade máxima foram quantiﬁcadas por Huber & Shuler (1992)

como a soma das diferenças absolutas entre a linha de densidade máxima e a granulometria da

mistura em cada peneira utilizada, como mostra a Equação 5.2.

def =



abs(P

− P

) (5.2)

onde:

def = soma da diferença entre os valores absolutos;

abs = valor absoluto;

= porcentagem passante na peneira x;

= porcentagem passante na peneira x da linha de densidade máxima considerada.

Ao reanalisar os dados de Goode & Lufsey, de LeFebvre e do Projeto 74, com base nas novas

considerações estabelecidas, Huber & Shuler (1992) concluem que existe correlação entre o

LeFebvre, J. (1957) Recent investigations of design of asphalt paving mixtures. Proceedings of the Association

of Asphalt Paving Technologists vol.26, p.321-294.

D’Angelo, J. A.; Ferragut, T. (1991) Summary of simulation studies from demonstration project n.74: Field

management of asphalt mixes. Proceedings of the Association of Asphalt Paving Technologists vol.60.

5.2. Granulometria 129

VAM e a distância da linha de densidade máxima, quando a linha de densidade máxima é

traçada, em um gráﬁco 0, 45, passando pela origem e pela peneira de diâmetro máximo com

100% de material passante. Os autores concluem que o diâmetro máximo nominal deve ser

um tamanho maior que a primeira peneira que retém mais que 10% do agregado e que o

diâmetro máximo deve ser deﬁnido como a menor abertura da peneira através da qual passa

todo o material, ou seja, uma peneira maior que o diâmetro máximo nominal, como já sugerido

por McLeod (1987).

A reavaliação dos dados permitiu aos autores concluírem também que, para uma dada

granulometria, a angularidade e a textura dos agregados inﬂuenciam o arranjo estrutural entre as

partículas, veriﬁcando que agregados arredondados produzem misturas com aproximadamente

1% menos de VAM que agregados britados. Portanto, comparações granulométricas válidas,

utilizando a linha de densidade máxima, só podem ser realizadas entre agregados de mesmo

tipo, assim como, o efeito das características superﬁciais dos agregados, como forma, angula-

ridade e textura superﬁcial, só pode ser determinado através da comparação de misturas numa

mesma granulometria. Os pesquisadores concluíram também que comparações entre misturas

com diferenças grandes nas porcentagens de material passante na peneira 0, 075 mm não devem

ser realizadas utilizando as distâncias da linha de densidade máxima.

5.2.2 Método Bailey

Atualmente, tem-se pesquisado no Brasil e em alguns outros países como Dubai, Emirados

Árabes Unidos, França, Canadá e Estados Unidos a utilização do método Bailey para a determi-

nação de granulometrias mais adequadas. O método Bailey foi desenvolvido pelo engenheiro

Robert Bailey do Departamento de Transportes de Illinois, Estados Unidos, com base em

sua experiência prática no desenvolvimento de projetos de misturas asfálticas. O objetivo

principal do engenheiro Bailey era desenvolver um método que proporcionasse misturas com

características estruturais melhores, como forma de combater a deformação permanente e, ao

mesmo tempo, manter as propriedades de durabilidade das misturas.

Conceitualmente, esse método considera as características superﬁciais das partículas para

a obtenção de curvas granulométricas que possibilitem um arranjo melhor entre partículas e,

portanto, com esqueleto estrutural mais resistente. Os parâmetros do método estão relacio-

nados diretamente com os vazios do agregado mineral, volume de vazios e propriedades de

compactação. Por ser um método sistemático de determinação granulométrica, a variação de

seus parâmetros de controle permite modiﬁcar o intertravamento das partículas e, portanto, o

130 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

esqueleto estrutural das misturas asfálticas. Fundamentalmente, o método Bailey apresenta

ferramentas que permitem a avaliação da combinação de agregados considerando suas carac-

terísticas superﬁciais de forma, angularidade e textura para obtenção de granulometrias que

satisfaçam às necessidades do pavimento ao qual a mistura é designada.

O método Bailey promove uma seleção granulométrica de agregados, por volume, com

objetivo de otimizar os vazios e o intertravamento entre as partículas, de maneira a promover

misturas com maiores estabilidades, utilizando dois princípios básicos:

• Arranjo entre partículas de agregados;

• Deﬁnições de agregados grossos e ﬁnos.

Com base nesses princípios, os passos principais do método são:

• avaliar o arranjo entre agregados grossos e ﬁnos, individualmente;

• deﬁnir a peneira de divisão entre agregados grossos e ﬁnos;

• avaliar a proporção de diferentes diâmetros de partículas;

• avaliar os agregados individualmente e suas combinações, por volume.

Arranjo entre partículas de agregados

O arranjo entre partículas deve ser o mais próximo possível, mas ao mesmo tempo deve

destinar espaço suﬁciente para a incorporação de quantidades adequadas de asfalto, visando

a durabilidade da mistura. O grau de arranjamento entre partículas depende dos aspectos

seguintes:

• Tipo e grau de compactação. Vários tipos de esforço de compactação podem ser usados,

incluindo pressão estática e impacto. Densidades mais altas podem ser alcançadas pelo

acréscimo de energia de compactação.

• Forma das partículas. Partículas planas e alongadas tendem a ter maiores diﬁculdades de

arranjarem-se que partículas cúbicas, em uma conﬁguração densa.

• Angularidade das partículas. Partículas arredondadas tendem a se arranjar com maior

proximidade e facilidade quando comparadas às partículas angulares.

5.2. Granulometria 131

• Textura superﬁcial das partículas. Partículas com textura superﬁcial lisa tendem a deslizar

umas sobre as outras, sem contudo promover intertravamento.

• Graduação das partículas. Partículas de um só diâmetro têm arranjamento menos denso

que partículas de diâmetros variados.

• Resistência das partículas. A resistência das partículas afeta diretamente o grau de de-

gradação que ocorre durante a compactação da mistura. Agregados menos resistentes

geralmente degradam-se mais que agregados mais resistentes e, sendo assim, pode-se

obter misturas com maiores quantidades de ﬁnos que a projetada inicialmente.

Deﬁnição de Agregados Grossos e Finos

O método deﬁne agregados grossos e ﬁnos como:

• Agregado grosso: maior partícula de agregado que, quando colocada em uma unidade de

volume, cria vazios;

• Agregado ﬁno: partículas de agregados que podem preencher os vazios criados pelo

agregado grosso na mistura.

A deﬁnição de agregado grosso e ﬁno depende do diâmetro máximo nominal da partícula. A

peneira de divisão entre agregado grosso e ﬁno é denominada de Primeira Peneira de Controle

(PPC). Essa peneira é determinada de acordo com o Diâmetro Máximo Nominal (DMN), que,

segundo Bailey, é um tamanho maior que a primeira peneira que retém mais que 10% do

agregado, como sugerido por McLeod (1987), aﬁrmado por Huber & Shuler (1992) e também

deﬁnido pelo Superpave. A PPC é deﬁnida como a peneira mais próxima do valor do diâmetro

obtido através da Equação 5.3. A Figura 5.5 ilustra a divisão entre o agregado grosso e ﬁno,

determinada através da PPC.

P P C = DMN × 0, 22 (5.3)

O valor 0, 22 utilizado foi determinado através de análises bidimensionais (2D) e tridimensi-

onais (3D) do arranjamento entre partículas de agregados grossos de formas distintas. A análise

2D da combinação de partículas mostra taxas de diâmetros de partículas da ordem de 0, 155

(todas arredondadas) a 0, 289 (todas planas), com valor médio de 0, 22, como apresentado na

Figura 5.6.

132 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.5: Peneiras de controle - Primeira Peneira de Controle (PPC)

Figura 5.6: Combinação entre formas de partículas e vazios resultantes (Vavrik et al., 2001)

Ao analisar a Figura 5.6 pode-se compreender que quando todas as faces das partículas são

arredondadas, o espaço vazio entre elas é 0, 15 vezes o diâmetro da partícula (0, 15d) e quando

todas são planas o espaço vazio entre elas é 0, 29 vezes o diâmetro da partícula. As análises

3D da combinação de partículas, realizadas por Mavko et al.

, Reed

e Bourbie

, forneceram

resultados similares, com taxas de diâmetros de partículas da ordem de 0, 15 a 0, 42. Ainda que

0, 22 não seja exatamente correto para todas as misturas asfálticas, a análise da granulometria

não é afetada se os valores estiverem entre 0, 18 a 0, 28, além de que o fator 0, 22 é a condição

média de muitos arranjos entre partículas diferentes (Vavrik et al., 2002).

Mavko, G. T.; Mukerji, T.; Dvorkin J. The rock physics handbook-Tools for seismic analysis in porous media

Cambridge University Press, Mass.

Reed, J. S. (1988) Introduction to the principles of ceramic processing John Wiley & Sons, New York.

Bourbie, T.; Coussy, O.; Zinszner, B (1987) Acoustics of porous media. Gulf Publishing Co., Houston, Tex.

5.2. Granulometria 133

A fração grossa do agregado de qualquer mistura pode ser deﬁnida como a porção de

material retida na PPC. No entanto, o agregado grosso pode ser subdividido em uma fração

grossa do agregado grosso e em uma fração ﬁna do agregado grosso, utilizando uma Peneira

Média (PM), a qual determina esse ponto de separação (Figura 5.7). A peneira média é deﬁnida

como sendo a peneira de abertura mais próxima da metade do diâmetro máximo nominal da

mistura, como mostra a Equação 5.4.

P M = DMN × 0, 50 (5.4)

Figura 5.7: Peneiras de controle - Peneira Média (PM)

A PM representa uma divisão na estrutura formada pelo agregado grosso. As características

da estrutura formada pelas partículas da fração grossa do agregado grosso podem ser alteradas

através da proporção de Agregado Grosso (AG). É importante lembrar que não existe partícula

pertencente à fração grossa do agregado (formadoras de espaços) que possa preencher os vazios

criados por elas.

A proporção do AG na mistura pode ser alterada em função da porcentagem do material

passante na PPC e na PM, como mostra a Equação 5.5.

AG =

%P M − %P P C

100% − %P M

(5.5)

onde:

%P M = porcentagem passante na peneira média;

134 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

%P P C = porcentagem passante na primeira peneira de controle.

As partículas passantes na PM, correspondentes às partículas ﬁnas do agregado grosso,

são chamadas de interceptoras. São chamadas assim por serem muito grandes para preencher

os vazios criados pelas partículas da fração grossa, tendo então a função de espalhá-las ou

dispersá-las. O balanceamento dessas partículas pode ser usado para o ajuste das propriedades

volumétricas da mistura, ou seja, através de alterações nas quantidades das partículas intercepto-

ras é possível alterar o VAM, com o intuito de promover um arranjo estrutural mais balanceado

entre as partículas grossas (formadoras de espaços). Ter uma mistura com arranjo estrutural

balanceado signiﬁca dizer que essa mistura permitirá uma compactação adequada no campo e

apresentará estabilidade satisfatória sob a ação das cargas no pavimento.

Variações na proporção AG podem alterar o arranjo estrutural formado pelas partículas

da fração grossa do agregado. Segundo Vavrik et al. (2002), a proporção AG de misturas

densas deve permanecer entre 0, 30 e 0, 80 para que um arranjo estrutural balanceado seja

formado. Misturas com valores baixos da proporção AG são controladas estruturalmente pelos

agregados ﬁnos. Valores muito altos da proporção AG (> 1) devem ser evitados, pois as

misturas tornariam-se muito ricas em partículas interceptoras, fato que poderia causar diﬁcul-

dades de compactação da mistura, devido à tendência de movimentação das partículas durante

a passagem do rolo compactador.

Outras divisões entre frações grossas e ﬁnas são utilizadas pelo método. Utilizando uma

Segunda Peneira de Controle (SPC), é realizada uma divisão na fração ﬁna do agregado, consi-

derando uma fração grossa do agregado ﬁno e uma fração ﬁna do agregado ﬁno. As partículas

de agregado que passam pela Primeira Peneira de Controle (PPC) e ﬁcam retidas na Segunda

Peneira de Controle (SPC) são denominadas de fração grossa do agregado ﬁno e as partículas

que passam pela SPC são denominadas de fração ﬁna do agregado ﬁno (Figura 5.8). A SPC é

determinada através da Equação 5.6.

SP C = P P C × 0, 22 (5.6)

O agregado ﬁno pode ser visto como uma mistura composta por partículas grossas e partí-

culas ﬁnas, onde as partículas grossas criam vazios que devem ser preenchidos por partículas

ﬁnas, porém sem excesso, para que seja preservado algum espaço vazio dentro dessa estrutura

criada. As características do arranjo estrutural formado entre as partículas da fração grossa do

5.2. Granulometria 135

Figura 5.8: Peneiras de controle - Segunda Peneira de Controle (SPC)

agregado ﬁno podem ser alteradas através da proporção Grossa do Agregado Fino (GAF).

GAF =

%SP C

%P P C

(5.7)

onde:

GAF = proporção grossa do agregado ﬁno;

%SP C = porcentagem passante na segunda peneira de controle;

%P P C = porcentagem passante na primeira peneira de controle.

A proporção GAF de misturas densas deve permanecer entre 0, 35 e 0, 50. Valores su-

periores a 0, 50 comprometem o preenchimento dos vazios formados pela fração grossa do

agregado ﬁno com quantidades excessivas da fração ﬁna do agregado ﬁno, causando problemas

estruturais na mistura, particularmente se areias naturais forem utilizadas. A proporção GAF

pode ser utilizada para o controle da quantidade de vazios na mistura, ou seja, se o objetivo for

diminuir o Vv e o VAM, deve-se elevar a proporção GAF ou se for aumentar o Vv e o VAM,

então a proporção GAF deve ser diminuída.

Uma Terceira Peneira de Controle (TPC) também é utilizada para controlar a fração ﬁna

do agregado ﬁno. Para tanto, procede-se uma subdivisão entre uma fração grossa e uma fração

ﬁna, da fração ﬁna do agregado ﬁno. A TPC é determinada através da Equação 5.8 e está

representada na Figura 5.9.

T P C = SP C × 0, 22 (5.8)

136 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.9: Peneiras de controle - Terceira Peneira de Controle (TPC)

O mesmo conceito de criação de vazios pela fração grossa da fração ﬁna do agregado ﬁno

pode ser considerado. A fração ﬁna do agregado ﬁno pode ser vista como uma mistura que

contém partículas grossas e partículas ﬁnas. As partículas grossas criam vazios que devem ser

preenchidos com partículas ﬁnas, sem, no entanto, preencher esses vazios excessivamente. As

características da estrutura formada entre as partículas grossas da fração ﬁna do agregado ﬁno

podem ser estimadas através da proporção Fina do Agregado Fino (FAF).

F AF =

%T P C

%SP C

(5.9)

onde:

F AF = proporção ﬁna do agregado ﬁno;

%T P C = porcentagem passante na terceira peneira de controle;

%SP C = porcentagem passante na segunda peneira de controle.

Assim como a proporção GAF, a proporção FAF deve permanecer entre 0, 35 e 0, 50 para

prevenir o preenchimento excessivo dos vazios criados pelas partículas mais grossas. Mudanças

nessa proporção também afetam os vazios da mistura de maneira similar, ou seja, com o

aumento da proporção FAF ocorre um decréscimo dos vazios da mistura.

Na Tabela 5.5, estão apresentados os valores recomendados por Vavrik et al. (2002) para as

proporções de AG, GAF e FAF, considerando misturas densas, em função do diâmetro máximo

nominal do agregado.

5.2. Granulometria 137

Tabela 5.5: Valores recomendados para as proporções de AG, GAF e FAF em misturas densas

Diâmetro Máximo Nominal (mm)

37, 5 25, 0 19, 0 12, 5 9, 5 4, 75

AG 0, 80 − 0, 95 0, 70 − 0, 85 0, 60 − 0, 75 0, 50 − 0, 65 0, 40 − 0, 55 0, 30 − 0, 45

GAF 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50

F AF 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50 0, 35 − 0, 50

Combinação dos Agregados por Volume

Após a deﬁnição das frações grossa e ﬁna, a próxima etapa é a combinação dos agregados

por volume, como estabelece o método Bailey. É prática comum a combinação de agrega-

dos pela massa, porém, essa forma de combinação não permite uma avaliação realística das

proporções volumétricas dos agregados na mistura, pois, agregados com densidades diferentes

têm volumes diferentes se considerada uma mesma massa. Portanto, essa maneira simpliﬁcada

de combinar agregados pela massa só pode ser feita se as densidades dos vários agregados

utilizados na mistura forem iguais.

Porém, antes que a combinação de agregados seja feita por volume, informações sobre

o grau de entretecimento, ou seja, a quantidade de vazios formados entre as partículas após

arranjarem-se entre si, são necessárias. Em vista disso, para cada agregado grosso utilizado na

mistura é necessária a determinação de sua massa especíﬁca solta e compactada e, para cada

agregado ﬁno utilizado é necessária apenas a determinação de sua massa especíﬁca compac-

tada. O objetivo dessas informações volumétricas é representar o arranjamento e o grau de

entretecimento das partículas dos agregados. O procedimento para a determinação das massas

especíﬁcas solta e compactadas dos agregados estão descritos no item 5.3.2 deste capítulo.

O próximo passo, após a determinação das massas especíﬁcas solta e compactada, é a

escolha do grau de entretecimento desejado para o agregado grosso (formador de espaços) na

mistura. A escolha do grau de entretecimento desejado do agregado grosso, ou simplesmente a

massa especíﬁca escolhida do agregado grosso, subentende na escolha do tipo de mistura que

pretende-se projetar, ou seja, se pretende-se projetar uma mistura ﬁna, uma mistura grossa ou

uma mistura SMA (Stone Matrix Asphalt). Com o auxílio da Figura 5.10, pode-se obter maiores

esclarecimentos sobre a seleção da massa especíﬁca escolhida.

A massa especíﬁca solta, apresentada na Figura 5.10, corresponde ao limite inferior de

intertravamento entre partículas de agregados grossos, ou seja, teoricamente, seria a linha di-

visória entre uma mistura ﬁna e uma mistura grossa. Por exemplo, se fosse escolhida uma

massa especíﬁca do agregado grosso menor que a massa especíﬁca solta, signiﬁcaria dizer que

138 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.10: Seleção da massa especíﬁca solta dos agregados grossos para misturas densas

as partículas de agregados grossos estariam espalhadas umas em relação às outras, ou melhor,

longe da condição de contato e intertravamento. Então, escolher um valor de massa especíﬁca

do agregado grosso abaixo do valor da massa especíﬁca solta é o mesmo que optar por utilizar

uma mistura ﬁna, com esqueleto estrutural formado apenas por agregados ﬁnos. Por outro

lado, a massa especíﬁca compactada (Figura 5.10) é considerada como o limite máximo de

intertravamento do agregado grosso para misturas densas, cujo valor de densidade é geralmente

próximo de 110% da massa especíﬁca solta. Portanto, se escolhida uma massa especíﬁca do

agregado grosso próxima desse valor, signiﬁca dizer que as misturas projetadas serão grossas

e bastante densas. Misturas assim, muitas vezes, apresentam diﬁculdades construtivas devido

à sua densidade elevada, necessitando de um aumento signiﬁcativo no esforço de compactação

para alcançar a densidade de campo.

Segundo Vavrik et al. (2001), se a opção for por projetar misturas grossas densas, então

a porcentagem da massa especíﬁca escolhida deve ﬁcar entre 95 e 105% da massa especíﬁca

solta, pois valores acima de 105% podem resultar em misturas difíceis de serem compactadas

no campo e valores abaixo de 95% podem resultar em misturas sem intertravamento adequado

do agregado grosso.

Depois de selecionada a massa especíﬁca escolhida do agregado grosso, determina-se o

volume de agregados ﬁnos necessário para preencher os vazios criados pelo agregado grosso,

utilizando a massa especíﬁca compactada do agregado ﬁno. O procedimento para a deter-

minação dessa massa especíﬁca compactada do agregado ﬁno está descrito no item 5.3.2,

deste capítulo. O objetivo de fazer uso da massa especíﬁca compactada do agregado ﬁno

5.2. Granulometria 139

para a determinação do volume necessário desse agregado no preenchimento dos vazios é que

o esqueleto estrutural formado esteja o mais próximo possível de sua estabilidade máxima.

Um exemplo detalhado sobre a utilização do Método Bailey, como instrumento de seleção

granulométrica em misturas asfálticas densas, pode ser encontrado nos anexos da dissertação

de mestrado de Cunha (2004).

5.2.3 Método Superpave

Como comentado anteriormente, as pesquisas do SHRP desenvolveram métodos de análise

de ligantes asfálticos e de misturas, inicialmente, sem se preocupar com os agregados. Na

tentativa de consertar o equívoco cometido, o grupo de especialistas realizou uma abordagem

consensual, mediante utilização do método de Delfos modiﬁcado, com o objetivo de conseguir

informações relevantes, em um curto espaço de tempo e com um mínimo de pesquisa biblio-

gráﬁca e experimental. Ainda que a granulometria tenha sido considerada a propriedade mais

importante da mistura, houve considerável desacordo quanto ao método ou métodos de controle

da granulometria que deveriam ser adotados (Anderson & Bahia, 1997).

A Tabela 5.6 traz o resumo classiﬁcatório das notas dadas pelos especialistas do SHRP

quanto aos métodos que acreditavam ser os mais adequados para o controle da granulometria.

Como se pode observar, o método de controle da granulometria, que considera pontos de

controle e zona restrita, teve a pontuação mais baixa e a mais aceita foi a que considera somente

os pontos de controle. Essa pontuação baixa indica a ocorrência de controvérsias sobre a zona

restrita durante o desenvolvimento do SHRP.

Tabela 5.6: Resumo classiﬁcatório das notas dadas pelos especialistas do SHRP para os métodos

de controle da granulometria

Limites Granulométricos Média

desvio padrão

mínimo/máximo 4, 50 1, 95

pontos de controle/zona restrita 4, 14 1, 79

pontos de controle somente 5, 29 1, 68

(Cominsky et al., 1994)

escala de notas:

1 - desacordo total

2 - desacordo forte

3 - desacordo

4 - neutro

5 - concordância

6 - concordância forte

7 - concordância total

140 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.11: Representação gráﬁca da especiﬁcação granulométrica Superpave, para o diâmetro

máximo nominal de 12,5 mm

O Superpave estabelece que seja usado o método das tentativas para a escolha da granulo-

metria associado ao gráﬁco de potência 0, 45 contendo pontos de controle, zona de restrição e

linha de densidade máxima (Figura 5.11). A Figura 5.11 apresenta uma representação do gráﬁco

de potência 0, 45 contendo a linha de densidade máxima, corresponde a uma reta que parte da

origem e vai até o ponto do diâmetro máximo, zona de restrição, que repousa sobre a linha de

densidade máxima, entre as peneiras intermediárias 4, 75 ou 2, 36 mm e 0, 30 mm e os pontos

de controle, que funcionam como limites dentro dos quais a curva granulométrica deve passar,

ﬁxados nas peneiras de diâmetro máximo, diâmetro máximo nominal, uma peneira abaixo do

diâmetro máximo nominal e nas peneiras de aberturas 2, 36 mm e 0, 075 mm. Os pontos de

controle e zona de restrição foram deﬁnidos pelo Superpave de acordo com o diâmetro máximo

nominal dos agregados, de 37, 5 mm, 25 mm, 19 mm, 12, 5 mm e 9, 5 mm, como mostram as

Tabelas 5.7, 5.8 ,5.9, 5.10 e 5.11.

A escolha dos métodos de controle da granulometria foi bastante controversa e não parece

claro o motivo ou motivos que levaram a zona restrita a tornar-se parte das especiﬁcações

Superpave, com vistas em sua pontuação baixa que reﬂete o desacordo de opiniões a seu

respeito. Posteriormente, muitas controvérsias foram e vêm sendo levantadas em relação às

especiﬁcações granulométricas Superpave, principalmente no que tange a zona restrita. O mo-

tivo principal dessas dúvidas e controvérsias é que muitas misturas densas, as quais transpõem

a zona restrita, vinham e vêm apresentando desempenho bom em campo (Kandhal & Cooley

Jr., 2002; Hand & Epps, 2001).

5.2. Granulometria 141

Tabela 5.7: Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 37, 5 mm

Peneiras Pontos de Controle Limites da Zona de Restrição

(mm) Mínimo Máximo Mínimo Máximo

50 100 100 - -

37, 5 90 100 - -

25 − − - -

19 − − - -

12, 5 − − - -

9, 5 − − - -

4, 75 − - 34, 7 34, 7

2, 36 15 41 23, 3 27, 3

1, 18 - - 15, 5 21, 5

0, 6 - - 11, 7 15, 7

0, 3 - - 10 10

0, 15 - - - -

0, 075 0 6 - -

Tabela 5.8: Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 25 mm

Peneiras Pontos de Controle Limites da Zona de Restrição

(mm) Mínimo Máximo Mínimo Máximo

37, 5 100 100 - -

25 90 100 - -

19 − 90 - -

12, 5 − − - -

9, 5 − − - -

4, 75 − − 39, 5 39, 5

2, 36 19 45 26, 8 30, 8

1, 18 − - 18, 1 24, 1

0, 6 - - 13, 6 17, 6

0, 3 - - 11, 4 11, 4

0, 15 - - - -

0, 075 1 7 - -

Tabela 5.9: Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 19 mm

Peneiras Pontos de Controle Limites da Zona de Restrição

(mm) Mínimo Máximo Mínimo Máximo

25 100 100 - -

19 90 100 - -

12, 5 − 90 - -

9, 5 − − - -

4, 75 − - - -

2, 36 23 49 34, 6 34, 6

1, 18 - - 22, 3 28, 3

0, 6 - - 16, 7 20, 7

0, 3 - - 13, 7 13, 7

0, 15 - - - -

0, 075 2 8 - -

142 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Tabela 5.10: Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 12, 5 mm

Peneiras Pontos de Controle Limites da Zona de Restrição

(mm) Mínimo Máximo Mínimo Máximo

19 100 100 - -

12, 5 90 100 - -

9, 5 − 90 - -

4, 75 − - - -

2, 36 28 58 39, 1 39, 1

1, 18 - - 25, 6 31, 6

0, 6 - - 19, 1 23, 1

0, 3 - - 15, 5 15, 5

0, 15 - - - -

0, 075 2 10 - -

Tabela 5.11: Especiﬁcação granulométrica para o diâmetro máximo nominal de 9, 5 mm

Peneiras Pontos de Controle Limites da Zona de Restrição

(mm) Mínimo Máximo Mínimo Máximo

12, 5 100 100 - -

9, 5 90 100 - -

4, 75 − 90 - -

2, 36 32 67 47, 2 47, 2

1, 18 - - 31, 6 37, 6

0, 6 - - 23, 5 27, 5

0, 3 - - 18, 7 18, 7

0, 15 - - - -

0, 075 2 10 - -

As especiﬁcações granulométricas Superpave, parte integrante do procedimento de projeto

de misturas Superpave, recomenda, em seu relatório SHRP-A-408 de Cominsky et al. (1994),

que se evite granulometrias que passem através da zona de restrição e também que seja dada

preferência à utilização de misturas mais grossas (passando abaixo da zona de restrição - BZR)

em relação às misturas mais ﬁnas (passando Acima da Zona de Restrição - AZR) em pavimentos

com alto volume de tráfego.

As razões para a inclusão da zona restrita foi informada no texto original do relatório

SHRP-A-410 de Kennedy et al. (1994):

• limitar a inclusão de quantidades elevadas de agregado de areia natural;

• desencorajar o uso de granulometrias que se situem sobre a linha de densidade máxima,

que freqüentemente apresentam valores inadequados de VAM.

Pode-se ler em outro trecho desse mesmo relatório: "Deve-se dar preferência ao desen-

volvimento de granulometrias que passem abaixo da zona restrita àquelas que passem acima.

5.2. Granulometria 143

Isso produzirá granulometrias mais grossas e maximizará o desenvolvimento de esqueletos

estruturais mais robustos". Porém, não foram encontradas as razões que encorajaram os autores

dos relatórios SHRP-A-408 e SHRP-A-410 a estimular o uso de granulometrias que passem

abaixo da zona de restrição (BZR).

Apesar dos relatórios do SHRP apresentarem apenas recomendações quanto a evitar que

as curvas granulométricas passem através da zona de restrição e que seja dada preferência à

utilização de misturas mais grossas (BZR), muitas agências de pavimentação estadunidenses

têm rejeitado categoricamente o uso de granulometrias que passem pela zona restrita e têm

utilizado quase que exclusivamente misturas BZR. Isso tem causado muitas controvérsias pois,

em muitos estados, historicamente têm sido observados pavimentos com bom desempenho que

utilizam granulometrias que passam através da zona restrita (Watson et al., 1997).

Essas controvérsias ganharam força após a constatação do desempenho fraco das misturas

grossas (BZR) quando comparadas com as ﬁnas (AZR) em campo (Hand & Epps, 2001).

Provavelmente, o motivo das agências de pavimentação entenderem essa recomendação como

forma de proibição deve-se ao texto produzido pelo Asphalt Institute-Superpave Mix Design

Federal Highway Administration-Background of Superpave Asphalt Mixture Design and Analy-

sis

apud Hand & Epps (2001), os quais foram publicados da seguinte forma: "A zona restrita

representa uma área através da qual a granulometria não pode passar".

Recentes pesquisas vêm sendo desenvolvidas especiﬁcamente a respeito do impacto da zona

restrita sobre o desempenho das misturas asfálticas. Pesquisadores variaram o tipo, a forma e

a angularidade dos agregados, o tipo de asfalto e a granulometria das misturas, não observando

relação alguma entre curvas que passam acima (AZR), através (TRZ) ou abaixo (BZR) da

zona restrita com a deformação permanente, quando utilizados agregados com angularidade

do agregado ﬁno (AAF) adequada aos requisitos Superpave. Porém, quando utilizados agre-

gados com AAF abaixo do especiﬁcado, mesmo que em pequenas porcentagens, as misturas

apresentaram desempenhos piores quanto à deformação permanente comparadas às demais,

independentemente da localização da curva em relação à zona restrita (Kandhal & Cooley

Jr., 2001; Chowdhury et al., 2001; Mallick et al., 1998; Anderson & Bahia, 1997; McGennis,

1997; Sebaaly et al., 1997; Roberts et al., 1991). Esses resultados são bastante esclarecedores,

pois mostram que passar ou não pela zona restrita não interfere no desempenho das misturas e

ressaltam a importância da angularidade dos agregados ﬁnos como critério a ser respeitado para

projetar misturas com bom desempenho.

Superpave Mix Design Manual Series SP-2 (1996). Asphalt Institute, Lexington, Kentucky.

Background of Superpave Asphalt Mixture Design and Analysis FHWA-SA-95-003 (1995). Federal Highway

Administration, U. S. Department of Transportation, Washington, D.C.

144 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

A recomendação Superpave de dar preferência a curvas granulométricas mais grossas com

o objetivo de desenvolver esqueletos estruturais mais resistentes, também têm levantado con-

trovérsias e estimulado muitas pesquisas sobre o assunto. Essa recomendação reavivou o velho

ideal de encontrar a granulometria perfeita. Então, pesquisas se sucederam procurando desco-

brir qual seria o melhor arranjo granulométrico, aquele com misturas mais ﬁnas (AZR) e (TZR),

ou então aquele com misturas grossas (BZR). Um vasto levantamento bibliográﬁco foi reali-

zado sobre o assunto, através de trabalhos investigativos que levaram em conta uma variedade

grande de tipos de agregados com diferentes características de superfície e físicas, diâmetros

máximos nominais e granulometrias, além de uma variedade grande de ferramentas de análise

de desempenho das misturas. Sem mais, todos os artigos pesquisados indicaram claramente

que granulometrias mais ﬁnas (AZR e TZR) podem produzir misturas com desempenho bom

e, a maioria desses artigos mostraram que as granulometrias AZR e TZR produzem misturas

com desempenho melhor que granulometrias BZR (Prowell et al., 2005; Kandhal & Cooley

Jr., 2001; Chowdhury et al., 2001; Hand et al., 2001; Mallick et al., 1998; Anderson & Bahia,

1997; McGennis, 1997; Sebaaly et al., 1997). Em resumo, as pesquisas consultadas mostram

claramente que não existe relação entre a zona restrita e o desempenho das misturas quanto à

deformação permanente e à fadiga, tampouco foi veriﬁcada a superioridade de desempenho de

misturas com granulometria BZR.

Como resposta a todas essas pesquisas e ao forte apelo da comunidade cientíﬁca, a zona de

restrição foi retirada da publicação mais atual das especiﬁcações Superpave (AASHTO M323).

Contudo, apesar da forte indicação de que granulometrias grossas ou ﬁnas podem igualmente

produzir misturas com desempenho adequado, resultados estes corroborados com os publicados

no relatório de 2000 do National Center for Asphalt Technology (Prowell et al., 2005), ainda

nada foi divulgado a esse respeito.

5.3 Experimentos Laboratoriais

5.3.1 Seleções Granulométricas

Três tipos de granulometrias foram estudadas nesta pesquisa, uma AZR determinada através

dos procedimentos Superpave e duas Bailey, determinadas utilizando o sistema de seleção

granulométrica Bailey.

Os agregados foram previamente secos em estufa, por um período mínimo de 12 horas, e

deixados esfriar, em temperatura ambiente, por mais 12 horas. Não foi promovida a lavagem de

5.3. Experimentos Laboratoriais 145

nenhum dos agregados estudados pois isso anularia o efeito dos ﬁnos plásticos, quantiﬁcados

através do ensaio de equivalente de areia, cuja propriedade é avaliada nesta pesquisa. Além de

que, provavelmente em campo, esses agregados não seriam submetidos à lavagem por terem

apresentado valores de equivalente de areia dentro dos limites aceitáveis para utilização em

misturas de concreto asfáltico.

Os materiais foram peneirados manualmente e fracionados utilizando peneiras de abertura

de 19, 00; 12, 50; 9, 50; 4, 75; 2, 36; 1, 18; 0, 60; 0, 30; 0, 15; 0, 075 mm, remisturados de

acordo com as três curvas granulométricas adotadas e colocados em pequenos sacos plásticos,

compondo a quantidade de material necessária para a confecção de um corpo-de-prova.

A curva granulométrica AZR, utilizada nesta pesquisa para a confecção de misturas asfálti-

cas compostas por agregados de gabro (AZRg), basalto (AZRb) e areia natural (AZRa), passa

acima da zona de restrição e, quase totalmente, acima da linha de densidade máxima, respei-

tando os pontos de controle. A granulometria AZR estudada está apresentada na Tabela 5.12 e

pode ser visualizada na Figura 5.12.

Tabela 5.12: Curva granulométrica AZR

Peneiras (mm) Porcentagem Passante

19, 00 100

12, 50 95

9, 50 86

4, 75 61

2, 36 45

1, 18 35

0, 60 26

0, 30 19

0, 15 11

0, 075 3, 5

Utilizando o método Bailey de seleção granulométrica, foram determinadas mais duas cur-

vas distintas, uma para cada tipo de material (basalto e gabro), apresentadas na Tabela 5.13. A

curva Bailey determinada para o agregado de basalto (Bb) passa, em sua fração grossa, acima da

linha de densidade máxima e, em sua fração ﬁna, abaixo da linha de densidade máxima, respei-

tando os pontos de controle e a zona de restrição (Figura 5.13). Já a curva Bailey determinada

para o agregado de gabro (Bg) inicia-se acima da linha de densidade máxima, cruza a zona

de restrição e termina abaixo da linha de densidade máxima, sempre respeitando os pontos

de controle (Figura 5.14). Na Figura 5.15, estão apresentadas as três curvas granulométricas

estudadas nesta pesquisa.

146 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.12: Curva granulométrica AZR utilizada na composição de misturas asfálticas com

agregados de gabro (AZRg), basalto (AZRb) e areia natural (AZRa)

Figura 5.13: Curva granulométrica Bailey para agregado de basalto (Bb)

5.3. Experimentos Laboratoriais 147

Figura 5.14: Curva granulométrica Bailey para agregado de gabro (Bg)

Figura 5.15: Curvas granulométricas utilizadas

148 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Tabela 5.13: Curvas granulométricas Bailey

Peneiras Porcentagem Passante

(mm) Basalto Gabro

19, 00 100 100

12, 50 97 95

9, 50 76 90

4, 75 62 65

2, 36 39 46

1, 18 26 30

0, 60 17 20

0, 30 12 14

0, 15 9 8

0, 075 3, 5 3, 5

Tanto as misturas AZR quanto as Bailey, além de terem controladas as porcentagens passan-

tes na peneira de abertura de 0, 075 mm em 3, 5%, apenas um tipo de fíler, pó de areia natural,

foi utilizado. O propósito do uso do pó de areia natural como fíler é eliminar a variação de

propriedades decorrentes da utilização de fíleres distintos e em quantidades diferentes. Tayebali

et al. (1998) concluíram em suas pesquisas, sobre o efeito do tipo e da quantidade de fíler

mineral em misturas asfálticas dosadas utilizando o método Marshall, que o desempenho de

duas misturas de agregados distintos é bastante próximo quando são utilizadas quantidades de

fíler baixas (em torno de 4%).

Não foram produzidas misturas Bailey com areia natural, pois, além do material não atender

aos requisitos de caracterização de agregados Superpave e apresentar propriedades volumétricas

das misturas em desacordo com os requisitos volumétricos especiﬁcados pelo Superpave, houve

a impossibilidade de composição da fração ﬁna do agregado com base no método Bailey, pois

o material proveniente da mineradora Jundu foi fornecido previamente peneirado e ensacado, o

que inviabilizou o levantamento da curva granulométrica das frações do agregado que chegam

da pedreira, que é um requisito de entrada do método.

5.3.2 Massas Especíﬁcas dos Agregados

Pode-se deﬁnir como massa especíﬁca solta do agregado a massa de agregados necessária

para preencher um cilindro de volume conhecido, sem que haja qualquer forma de compactação

da amostra. Essa forma de determinação representa um contato mínimo entre as partículas de

agregado.

5.3. Experimentos Laboratoriais 149

A massa especíﬁca solta é obtida ao verter uma amostra dentro de um cilindro de volume

conhecido, até preenchê-lo completamente. A altura de queda da amostra não deve ser superior

a 5 cm do topo do cilindro. Cuidados devem ser tomados para prevenir, tanto quanto possível, a

segregação das partículas que compõem a amostra. O diâmetro do cilindro deve ter no mínimo

10 vezes o diâmetro máximo nominal, para minimizar o efeito da parede do cilindro no arranjo

entre as partículas (Vavrik et al., 2001). Então, a massa especíﬁca solta do agregado pode

ser determinada através da razão entre a massa de agregados soltos contidos no cilindro pelo

volume do cilindro, considerando à média de três determinações.

Pode-se deﬁnir como massa especíﬁca compactada do agregado a massa de agregados ne-

cessária para preencher um cilindro de volume conhecido, quando sofre a ação de compactação,

de maneira a aumentar o contato entre as partículas. A determinação da massa especíﬁca

compactada consiste em preencher, com o auxílio de uma pá, 1/3 do cilindro com a amostra,

despejando-a de uma altura máxima de 5 cm em relação ao topo do cilindro e, em seguida,

compactar essa primeira camada com 25 golpes de um soquete de ferro com 16 mm de diâmetro

e 600 mm de comprimento. Após, procede-se a colocação da segunda camada, preenchendo

2/3 do volume do cilindro e desferindo mais 25 golpes do soquete. Na terceira camada, após

a compactação com mais 25 golpes, retira-se o material em excesso, através do arrasamento

da amostra. A massa especíﬁca compactada do agregado pode então ser determinada através

da razão entre a massa de agregado compactada contida no cilindro pelo volume do cilindro,

correspondente à média de três determinações.

A determinação da massa especíﬁca deve ser realizada para cada fração do agregado re-

cebido da pedreira, por exemplo, pedra 1, pedrisco e pó. De acordo com o método Bailey,

deve-se determinar a massa especíﬁca compactada para as frações grossas e ﬁnas dos agregados

e a massa especíﬁca solta apenas para as frações grossas do agregado. O procedimento de

determinação das massas especíﬁcas dos agregados está baseado nas normas AASHTO T 19 e

ASTM C 29.

5.3.3 Execução dos Corpos-de-Prova Marshall

Através das dosagens Marshall foram produzidas misturas AZR com agregados de gabro,

de basalto e de areia natural e misturas Bailey com agregados de gabro e de basalto, dentro dos

critérios volumétricos Superpave. As misturas de agregados foram compostas, em suas frações

grossa e ﬁna, por apenas um tipo de agregado (gabro, basalto ou areia natural) e, como fíler, pó

de areia natural.

150 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

A temperatura de aquecimento do asfalto CAP 20 utilizado foi de 160

C, correspondente

a uma viscosidade Saybolt-Furol de 85 segundos, determinada a partir da curva de viscosidade

versus temperatura do material, ilustrada na Figura 5.16. Já o agregado foi aquecido a 175

ou seja, 15

C acima da temperatura do asfalto, como estabelece a norma NBR 12891.

A temperatura de compactação da mistura foi mantida a 146

C, correspondente a uma

viscosidade Saybolt-Furol de 130 segundos. Essa temperatura encontra-se dentro da faixa

limite especiﬁcada para a temperatura de compactação, na qual o ligante deve apresentar uma

viscosidade Saybolt-Furol de 140 ± 15 segundos (Figura 5.16).

Figura 5.16: Curva de viscosidade Saybolt-Furol versus temperatura do asfalto

Para um maior controle das temperaturas de aquecimento, tanto do asfalto como do agre-

gado, foi utilizado um termômetro digital com haste, ilustrado na Figura 5.17(a). A temperatura

de compactação das misturas foi controlada através de um termômetro a laser, que possibilita

leituras rápidas (Figura 5.17(b)).

Após o processo de mistura do agregado com o asfalto, realizado individualmente na con-

fecção de cada corpo-de-prova, a massa asfáltica resultante de cada mistura foi colocada em

uma vasilha de alumínio e levada à estufa, onde permaneceu por 2 horas na temperatura de

compactação, conforme estabelece a norma AASHTO PP2. Horan (2001), pesquisador do

Asphalt Institute, denomina esse período de permanência da mistura em estufa, na temperatura

de compactação, antes da compactação, de tempo de cura em laboratório. Maiores detalhes

sobre o tempo de cura em laboratório pode ser encontrado no item 5.6 deste capítulo.

5.3. Experimentos Laboratoriais 151

(a) Termômetro digital com haste (b) Termômetro digital a laser

Figura 5.17: Controle da temperatura

Passadas as 2 horas de cura, iniciou-se a compactação dos corpos-de-prova com energia

de 75 golpes por face, a qual é recomendada para pressões de enchimento de pneu entre

0, 7 e 1, 4 MPa. A Figura 5.18 ilustra o equipamento empregado para a compactação dos

corpos-de-prova Marshall.

Figura 5.18: Compactador Marshall

Após a compactação, os corpos-de-prova permaneceram em seus moldes metálicos cilíndri-

cos em temperatura ambiente, durante cerca de 3 horas. Nesse período, ocorre o resfriamento da

mistura e esta passa a ter consistência suﬁciente para evitar a deformação dos corpos-de-prova,

no momento de sua extração dos moldes metálicos.

152 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Terminada a extração, os corpos-de-prova foram deixados em temperatura ambiente, por

no mínimo 12 horas, para, após esse período, ser determinada a densidade aparente da mistura

utilizando o método de secagem superﬁcial dos corpos-de-prova (AASHTO T 166).

5.4 Resultados e Análises dos Resultados

5.4.1 Dosagens das Misturas Asfálticas AZR

Os resultados das dosagens das misturas AZR com agregado de gabro, basalto e areia natural

estão apresentados nas Tabelas 5.14, 5.15 e 5.16, respectivamente. Nessas tabelas, constam a

porcentagem de asfalto adicionada à mistura (Pb), absorção de água pelo corpo-de-prova após

permanência de 2 minutos submerso (%Ab

), a densidade aparente (d), a densidade máxima

medida (DMM), o volume de vazios (Vv), os vazios do agregado mineral (VAM), a relação

betume-vazios (RBV) e a estabilidade (E) e ﬂuência (F ) Marshall.

Na Tabela 5.17, encontra-se o resumo dos cálculos necessários para a elaboração do dia-

grama de componentes das misturas AZR produzidas com agregados de gabro, basalto e areia

natural, obtendo-se as propriedades volumétricas, a porcentagem de asfalto absorvido pelo

agregado, a porcentagem de asfalto efetivo na mistura e a espessura do ﬁlme de asfalto que cobre

o agregado. A Figura 5.19 apresenta a representação gráﬁca das propriedades volumétricas das

misturas AZR obtidas nas dosagens.

Tabela 5.14: Dosagem Marshall - mistura AZR - gabro

P b %Ab

d DM M V v V AM RBV E F

(%) (%) (%) (N) (mm)

5, 2 0, 45 2, 387 2, 573 7, 2 17, 3 58, 3 16.299 36

5, 7 0, 31 2, 396 2, 553 6, 2 17, 5 64, 8 16.838 39

6, 2 0, 10 2, 423 2, 533 4, 3 17, 0 74, 5 17.583 42

6, 7 0, 07 2, 444 2, 513 2, 8 16, 7 83, 5 16.848 47

7, 2 0, 04 2, 440 2, 493 2, 2 17, 3 87, 5 15.249 49

Tabela 5.15: Dosagem Marshall - mistura AZR - basalto

P b %Ab

d DM M V v V AM RBV E F

(%) (%) (%) (N) (mm)

5, 2 0, 49 2, 400 2, 631 8, 8 20, 5 57, 3 11.010 36

5, 7 0, 14 2, 424 2, 609 7, 1 20, 2 64, 9 11.219 39

6, 2 0, 10 2, 445 2, 588 5, 5 19, 9 72, 3 11.915 42

6, 7 0, 06 2, 467 2, 567 3, 9 19, 6 80, 3 12.837 44

7, 2 0, 03 2, 470 2, 546 3, 0 19, 9 85, 0 12.209 49

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 153

Tabela 5.16: Dosagem Marshall - mistura AZR - areia natural

P b %Ab

d DM M V v V AM RBV E F

(%) (%) (%) (N) (mm)

3, 4 0, 16 2, 371 2, 483 4, 5 12, 3 63, 4 9.463 24

3, 9 0, 09 2, 393 2, 464 2, 9 12, 0 75, 7 9.581 27

4, 4 0, 06 2, 410 2, 446 1, 5 11, 8 87, 4 9.071 28

4, 9 0, 04 2, 419 2, 429 0, 4 11, 9 96, 8 8.140 29

5, 4 0, 02 2, 410 2, 411 0, 03 12, 7 99, 8 6.443 30

Tabela 5.17: Propriedades das misturas AZR

Propriedades Gabro Basalto Areia Natural

Volume Total (V t) 1 1 1 cm

Densidade Aparente da Mistura (d) 2, 423 2, 467 2, 371 g/cm

Densidade do Asfalto (ρ

) 1, 02 1, 02 1, 02 g/cm

Porcentagem de Asfalto (P b) 6, 2 6, 7 3, 4 %

Densidade Aparente do Agregado (ρ

) 2, 742 2, 860 2, 612 g/cm

Densidade Efetiva do Agregado (ρ

) 2, 808 2, 880 2, 615 g/cm

Porcentagem do Fíler (%F ) 3, 5 3, 5 3, 5 %

Área Superﬁcial do Agregado (AS) 7, 66 7, 66 7, 66 m

/kg

Massa Total da Mistura (M t) 2, 423 2, 467 2, 371 g

Massa do Asfalto (Mb) 0, 150 0, 165 0, 081 g

Massa do Agregado (Ma) 2, 273 2, 302 2, 290 g

Volume Efetivo do Agregado (V

) 0, 809 0, 799 0, 876 cm

Volume Aparente do Agregado (V

) 0, 830 0, 805 0, 877 cm

Volume do Asfalto (V b) 0, 147 0, 162 0, 079 cm

Volume do Asfalto Absorvido (V b

abs

) 0, 021 0, 006 0, 001 cm

Volume do Asfalto Efetivo (V b

) 0, 127 0, 156 0, 078 cm

Volume de Ar (V

) 0, 043 0, 039 0, 045 cm

Massa do Asfalto Efetivo (M b

) 0, 129 0, 159 0, 080 g

Massa do Asfalto Absorvido (Mb

abs

) 0, 021 0, 006 0, 001 g

Porcentagem de Volume de Vazios (V v) 4, 3 3, 9 4, 5 %

Vazios do Agregado Mineral (V AM) 17, 0 19, 5 12, 3 %

Relação Betume Vazios (RBV ) 74, 5 80, 2 63, 4 %

Asfalto Efetivo (P b

) 5, 3 6, 5 3, 4 %

Asfalto Absorvido (A

abs

) 0, 9 0, 3 0, 04 %

Densidade Máxima Medida (DM M) 2, 533 2, 567 2, 483

Espessura do Filme de Asfalto (Ef

) 7, 3

−6

8, 9

−6

4, 5

−6

154 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.19: Propriedades volumétricas obtidas na dosagem das misturas AZRg, AZRb e AZRa

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 155

Com base nos resultados das dosagens das misturas AZR, pode-se perceber que o maior

teor de asfalto de projeto é o da mistura AZR basalto (AZRb) com 6, 7%, seguido da mistura

AZR gabro (AZRg) com 6, 2% e da mistura AZR areia natural (AZRa) com 3, 4%. Lembrando

que o agregado de gabro absorve cerca de 0, 9% de asfalto, portanto, a análise correta deve

ser feita considerando o teor de asfalto efetivo das misturas, que é de 6, 5% para a mistura

AZRb, 5, 3% para a mistura AZRg e 3, 4% para a AZRa, sempre para um volume de vazios de

aproximadamente 4% (Tabela 5.17). Considerando que essas misturas têm a mesma granulome-

tria, poder-se-ia imaginar que os valores do teor de asfalto de projeto das três misturas fossem

próximos. Porém, foram observados teores bem diferentes entre as misturas, por exemplo, a

mistura AZRb apresentou teor de asfalto de projeto cerca de 1, 2% mais elevado que o teor

de projeto obtido para a mistura AZRg e aproximadamente 3% maior que o teor de projeto

da mistura AZRa. Esse fato evidencia a inﬂuência direta das características de superfície

do agregado de basalto no VAM e, conseqüentemente, no teor de asfalto de projeto, pois,

quando o valor do VAM é alto, o teor de asfalto adicionado à mistura também é alto, para

satisfazer a condição de Vv em torno de 4%. Analisando esse aspecto, ﬁca clara a inﬂuência das

propriedades de forma, de angularidade e de textura superﬁcial das partículas de cada agregado

no arranjo entre partículas e, conseqüentemente, nas propriedades volumétricas das misturas,

particularmente no VAM.

A areia natural, que apresenta forma arredondada, porcentagem baixa de partículas fratura-

das, AAF baixo (40, 7) e textura superﬁcial lisa, apresenta um arranjo entre partículas bastante

próximo, levando a VAM baixos (12, 3%) e, conseqüentemente, impedindo que uma quantidade

suﬁciente de asfalto seja adicionada à mistura, como pode ser observado ao analisar a espessura

do ﬁlme de asfalto de 4, 5 µm (Figura 5.20) e RBV de 63, 4% (Tabela 5.17).

Nesta pesquisa, a espessura do ﬁlme de asfalto foi calculada em função do volume de asfalto

efetivo na mistura, da área superﬁcial de cobertura do agregado, da densidade da mistura e da

porcentagem de agregado na mistura, como mostra a Equação 5.10. A espessura média do ﬁlme

de asfalto considerada adequada para muitas misturas é de 8 µm, sendo conhecidas misturas

com desempenho satisfatório com espessuras do ﬁlme de asfalto entre 6 µm e 10 µm (Kandhal

et al., 1998).

V b

AS × (d × P a)

(5.10)

onde:

= Espessura do ﬁlme de asfalto, µm;

V b

= Volume de asfalto efetivo na mistura, cm

;

AS = Área superﬁcial do agregado, cm

;

d = Densidade aparente da mistura;

156 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

P a = Agregado na mistura, %.

O gabro, apesar de apresentar forma arredondada, tem 100% de suas partículas grossas

com mais de duas faces fraturadas, AAF de 48, 3%, acima do valor de referência mínimo de

45%, e textura superﬁcial rugosa. As partículas de gabro proporcionaram um arranjo bom

entre partículas, porém não muito próximo, permitindo um VAM de 17%, superior ao limite

mínimo de 14% especiﬁcado. Esse valor de VAM permitiu que fosse adicionada à mistura

5, 3% de asfalto efetivo, possibilitando a cobertura das partículas com película de asfalto de

aproximadamente 7, 3 µm (Figura 5.20) e RBV de 74, 5%, próximo do limite superior de 75%

especiﬁcado pelo Superpave (Tabela 5.17).

O basalto tem, segundo a avaliação Superpave, parte de suas partículas com forma lamelar

ou, segundo a avaliação da ASTM D 4791, parte de suas partículas planas, apresentando an-

gularidade alta tanto do agregado grosso quanto do agregado ﬁno (51, 1) e textura superﬁcial

rugosa, que proporciona um arranjo entre partículas menos próximo, levando a valores de VAM

bastante altos (19, 6%). Conseqüentemente, a quantidade de asfalto efetivo na mistura também

é alta (6, 5%), que permite uma espessura de ﬁlme de asfalto em torno de 8, 9 µm (Figura 5.20) e

RBV de 80, 3%, valor este acima do limite máximo especiﬁcado pelo Superpave, porém abaixo

do limite máximo especiﬁcado pelo DNER (82%) (Tabela 5.17). O excesso de asfalto na mistura

pôde ser percebido visualmente, no momento da mistura asfalto/agregado, e também após a

compactação do corpo-de-prova. A aparência ﬁnal do corpo-de-prova era brilhante e grudenta

ao toque, diferente dos corpos-de-prova feitos com o agregado de gabro e areia natural e também

dos de experiências anteriores.

O Superpave, ao especiﬁcar valores mínimos de VAM, tenta assegurar que as misturas

tenham asfalto em quantidade suﬁciente para garantir durabilidade à mistura e, ao mesmo

tempo, ao especiﬁcar valores máximos de RBV, tenta limitar a introdução excessiva de asfalto

nessa mistura. Porém, esse é outro assunto que causa controvérsias. Alguns pesquisadores,

como Kandhal et al. (1998), acham que especiﬁcar valores de VAM é uma forma errada de

controlar o teor de asfalto na mistura, visto que o VAM pode ser inﬂuenciado por vários fatores

além da granulometria. Os resultados desta pesquisa concordam com essa aﬁrmação e permitem

dizer que a maneira simplista proposta pelo Superpave de controlar o teor de asfalto na mistura,

através do VAM, pode ser enganosa, pois, como se pode observar, misturas produzidas com

agregados com características diferentes de forma e de angularidade, porém, com uma mesma

granulometria, apresentam valores muito diferentes de VAM e, portanto, teores de asfalto e

espessuras do ﬁlme de asfalto também bastante diferentes (Figura 5.20).

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 157

Figura 5.20: Espessura do ﬁlme de asfalto obtidas na dosagem das misturas AZRg, AZRb e

AZRa

O agregado de basalto, devido às suas características de superfície, apresentou VAM muito

alto e, conseqüentemente, para um Vv de 4%, valor de RBV também alto (80, 3%), acima

do limite superior de 75% especiﬁcado pelo Superpave. Portanto, para que o valor do RBV

ﬁcasse dentro da faixa de especiﬁcação Superpave, o valor do VAM da mistura deveria ser

mais baixo. Um cálculo rápido permite estabelecer limites para o VAM com vistas no RBV,

ou seja, para que o RBV da mistura permanecesse dentro do limite de 65% a 75% os valores

do VAM deveriam conservar-se entre 11, 5% e 16%, considerando um Vv de 4%. Valores de

VAM superiores a esses produziriam misturas com excesso de asfalto. Alguns autores sugerem,

quando o VAM da mistura é alto, que se altere a granulometria. Porém, analisando os resultados

apresentados, pode-se perceber que não se trata apenas de um problema de granulometria e sim

de características de forma e de angularidade do agregado, pois ocorreram misturas com VAM

muito alto (AZRb), VAM adequado (AZRg) e VAM abaixo do limite especiﬁcado (AZRa), para

uma mesma curva granulométrica. Além disso, é de conhecimento da comunidade cientíﬁca que

misturas com agregados mais angulares e com textura superﬁcial rugosa apresentam resistência

à compactação elevada. Esses dois fatos despertam a idéia de que, talvez, a mistura AZRb,

que apresenta VAM muito alto e resistência à compactação elevada, devesse ser compactada

com mais energia na tentativa de diminuir o VAM, melhorando dessa maneira o arranjo entre

partículas, diminuindo o RBV, além de melhorar a estabilidade da mistura. Essa idéia será

melhor explorada no Capítulo 6.

A concepção de que com arranjos mais próximos melhora-se a estabilidade das misturas

pôde ser veriﬁcada através dos resultados de estabilidade Marshall obtidos. O melhor arranjo

entre as partículas do agregado de gabro (VAM de 17%), em decorrência de suas características

158 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

de forma, de angularidade e de textura superﬁcial, pode ser veriﬁcado quando comparados os

valores de sua estabilidade Marshall aos das outras misturas AZR. A mistura AZRg apresentou

estabilidade Marshall, obtida através do ensaio de compressão diametral, de 17.583 N, enquanto

a mistura AZRb teve um valor de 12.837 N e a mistura AZRa apresentou um valor de 9.463 N,

no teor de projeto (Figura 5.21).

A ﬂuência Marshall, que corresponde à deformação sofrida pelo corpo-de-prova até o mo-

mento da ruptura, foi de 42 mm para a mistura AZRg, 44 mm para a mistura AZRb, considera-

dos estatisticamente iguais com um nível de conﬁança de 95% e 24 mm para a mistura AZRa

(Figura 5.21).

Figura 5.21: Estabilidade e Fluência Marshall obtidas na dosagem das misturas AZRg, AZRb

e AZRa

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 159

5.4.2 Dosagens das Misturas Asfálticas Bailey

Os resultados da dosagem das misturas Bailey, com agregado de gabro e basalto, estão

apresentados nas Tabelas 5.18 e 5.19, respectivamente. Nessas Tabelas, constam a porcentagem

de asfalto adicionada à mistura (Pb), a permeabilidade ou absorção de água pelo corpo-de-prova,

após 2 minutos de imersão (%Ab

), a densidade aparente da mistura (d), a densidade máxima

medida da mistura (DMM), o volume de vazios (Vv), os vazios do agregado mineral (VAM), a

relação betume-vazios (RBV) e a estabilidade (E) e ﬂuência (F ) Marshall.

Tabela 5.18: Dosagem Marshall - mistura Bailey - gabro

P b %Ab

d DMM V v V AM RBV E F

(%) (%) (%) (N ) (mm)

6, 0 0, 32 2, 338 2, 541 8, 0 19, 8 59, 8 13.327 36

6, 5 0, 09 2, 348 2, 521 6, 8 19, 9 65, 6 12.827 38

7, 0 0, 04 2, 372 2, 501 5, 2 19, 5 73, 6 13.317 41

7, 5 0, 03 2, 388 2, 482 3, 8 19, 4 80, 6 12.798 40

8, 0 0, 02 2, 392 2, 463 2, 9 19, 7 85, 4 12.719 45

Tabela 5.19: Dosagem Marshall - mistura Bailey - basalto

P b %Ab

d DMM V v V AM RBV E F

(%) (%) (%) (N ) (mm)

5, 5 0, 15 2, 421 2, 618 7, 5 20, 1 62, 5 9.503 35

6, 0 0, 08 2, 440 2, 596 6, 0 19, 8 69, 7 10.199 40

6, 5 0, 06 2, 462 2, 575 4, 4 19, 6 77, 6 9.875 42

6, 8 0, 03 2, 464 2, 562 3, 8 19, 7 80, 6 9.985 42

7, 0 0, 03 2, 465 2, 554 3, 5 19, 9 82, 6 9.208 42

7, 5 0, 03 2, 468 2, 534 2, 6 20, 2 87, 2 10.101 48

Na Tabela 5.20, encontra-se o resumo dos cálculos necessários para a elaboração do dia-

grama de componentes das misturas Bailey com agregados de gabro e de basalto, obtendo-se as

propriedades volumétricas, a porcentagem de asfalto absorvido pelo agregado, a porcentagem

de asfalto efetivo na mistura e a espessura do ﬁlme de asfalto. A Figura 5.22 apresenta uma

representação gráﬁca das propriedades volumétricas das misturas Bailey obtidas nas dosagens.

160 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Tabela 5.20: Propriedades das misturas Bailey

Propriedades Gabro Basalto

Volume Total (V t) 1 1 cm

Densidade Aparente da Mistura (d) 2, 388 2, 464 g/cm

Densidade de Asfalto (ρ

) 1, 02 1, 02 g/cm

Porcentagem do Asfalto (P b) 7, 5 6, 8 %

Densidade Aparente do Agregado (ρ

) 2, 742 2, 860 g/cm

Densidade Efetiva do Agregado (ρ

) 2, 808 2, 880 g/cm

Porcentagem do Fíler (%F ) 3, 5 3, 5 %

Área Superﬁcial do Agregado (AS) 7, 66 7, 66 m

/kg

Massa Total da Mistura (Mt) 2, 388 2, 464 g

Massa do Asfalto (Mb) 0, 179 0, 168 g

Massa do Agregado (Ma) 2, 209 2, 297 g

Volume Efetivo do Agregado (V

) 0, 787 0, 798 cm

Volume Aparente do Agregado (V

) 0, 806 0, 803 cm

Volume do Asfalto (V b) 0, 176 0, 164 cm

Volume do Asfalto Absorvido (V b

abs

) 0, 019 0, 005 cm

Volume do Asfalto Efetivo (V b

) 0, 157 0, 159 cm

Volume de Ar (V

) 0, 038 0, 038 cm

Massa do Asfalto Efetivo (Mb

) 0, 160 0, 162 g

Massa do Asfalto Absorvido (Mb

abs

) 0, 019 0, 005 g

Porcentagem de Volume de Vazios (V v) 3, 8 3, 8 %

Vazios do Agregado Mineral (V AM ) 19, 4 19, 7 %

Relação Betume Vazios (RBV ) 80, 5 80, 6 %

Asfalto Efetivo (P b

) 6, 7 6, 6 %

Asfalto Absorvido (A

abs

) 0, 9 0, 2 %

Densidade Máxima Medida (DM M) 2, 482 2, 562

Espessura do Filme de Asfalto (Ef

) 9, 3

−6

9, 0

−6

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 161

Figura 5.22: Propriedades volumétricas obtidas nas dosagens das misturas Bg e Bb

162 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

As misturas Bailey gabro (Bg) e Bailey basalto (Bb), diferentemente das misturas AZR, não

têm mesma granulometria. Portanto, a análise comparativa entre essas misturas deve ser feita

em função do arranjo entre partículas e das propriedades volumétricas.

Com base nos resultados das dosagens das misturas Bailey apresentados, pode-se perceber

que o teor de asfalto efetivo de projeto das misturas Bg e Bb são muito próximos, 6, 7% para

a mistura Bg e 6, 6% para a mistura Bb (Tabela 5.20). As propriedades volumétricas das duas

misturas são também aproximadamente iguais, sendo os valores de VAM de 19, 4% e 19, 7%,

RBV de 80, 5% e 80, 6%, para as misturas Bg e Bb, respectivamente, considerando um Vv de

3, 8% para ambas as misturas (Tabela 5.20). As espessuras do ﬁlme de asfalto para as duas

misturas também são muito similares, a mistura Bg apresenta aproximadamente 9, 3 µm e a

mistura Bb apresenta 9, 0 µm. Isso pode indicar que, apesar das diferentes características de

forma e angularidade dos agregados, a utilização do método Bailey permitiu que se conﬁgurasse

um arranjo similar entre as partículas dos dois tipos de granulometrias, compondo misturas

com características volumétricas similares. Destaca-se, portanto, a capacidade do método de

considerar as propriedades de superfície das partículas na obtenção de curvas granulométricas.

Mas apesar da similaridade das propriedades volumétricas, as misturas Bailey apresentaram

VAM altos e, conseqüentemente, RBV acima do valor limite de 75%. Os corpos-de-prova com-

pactados apresentaram também excesso aparente de asfalto, mais explícito nos corpos-de-prova

da mistura Bb, com aparência bastante brilhante e grudentos ao toque.

Isso demonstra que misturas com agregados de diferentes características de forma e angu-

laridade, mesmo utilizando o método Bailey, que considera essas diferenças, podem apresentar

valores altos de VAM e, portanto, também de teores de asfalto efetivo altos. Esse fato reforça

a idéia da possível utilização de energias de compactação mais elevadas para a diminuição do

VAM das misturas, pois teores de asfalto superiores ao necessário podem ocasionar problemas

de deformação permanente e aumentar o custo da obra de pavimentação.

A mistura Bg apresentou estabilidade Marshall de 12.798 N enquanto a mistura Bb de

9.985 N. Porém, ao analisar as Tabelas 5.18 e 5.19 e a Figura 5.23, pode-se veriﬁcar que

a estabilidade, tanto da mistura Bg como da Bb, oscilam com a variação do teor de asfalto

sem aparentemente apresentar alguma tendência, ao contrário da maioria das misturas que

tendem a aumentar a estabilidade Marshall ao se aproximar do teor efetivo de projeto. Uma

possível explicação poderia ser que a estabilidade da mistura está tão condicionada ao esqueleto

estrutural formado pelas partículas dos agregados que, ao variar o teor de asfalto, este pouco

contribui para o aumento ou diminuição da estabilidade da mistura. Mas, considerando apenas

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 163

esse ensaio, essa idéia deve ser encarada apenas como uma possível suposição. A ﬂuência

Marshall foi de 40 mm para a mistura Bg e de 42 mm para a mistura Bb (teor de projeto),

podendo ser consideradas iguais ao analisar a dispersão dos resultados (Figura 5.23).

Figura 5.23: Estabilidade e Fluência Marshall obtidas na dosagem das misturas Bg e Bb

164 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

5.4.3 Comparando Misturas AZR e Bailey

Na Figura 5.24, pode-se visualizar a variação do VAM das misturas AZR e Bailey. A mistura

AZRg apresenta VAM inferior ao da mistura Bg, indicando um arranjo entre as partículas mais

próximo. Esse arranjo mais próximo, somado às boas características de forma, angularidade e

textura superﬁcial das partículas, produzem um melhor intertravamento entre as partículas, que

pode ser constatado através da maior estabilidade Marshall da mistura AZRg comparada à das

outras misturas, como representado nos gráﬁcos da Figura 5.25.

Figura 5.24: VAM das misturas AZRg, AZRb, AZRa, Bg e Bb

Vale notar que VAMs muito baixos também são indesejáveis, como é o caso do mistura

AZRa. Devido às características de forma, angularidade e textura superﬁcial das partículas do

agregado de areia, elas assumem posições muito próximas umas das outras, permitindo que

uma quantidade de asfalto pequena seja adicionada à mistura, ocasionando uma espessura do

ﬁlme de asfalto muito delgada. As partículas de areia natural, com cantos arredondados e

textura superﬁcial lisa, não proporcionam intertravamento adequado, que pode ser percebido

em razão da menor estabilidade Marshall da mistura em comparação às outras (Figura 5.25).

Essas partículas, devido aos seus cantos arredondados e à sua textura superﬁcial lisa, tendem

a escorregar umas sobre as outras ao invés de intertravarem-se e, assim, a capacidade de carga

resistida pelo esqueleto estrutural formado é prejudicada.

Já as misturas AZRb e Bb, que apresentaram VAM similares, mostram valores de estabi-

lidade Marshall distintos. A estabilidade Marshall da mistura AZRb é superior à da mistura

Bb, 12.837 e 9.985, respectivamente. Isso pode demonstrar que, apesar dos valores do VAM

serem similares, um melhor arranjo entre as partículas da mistura AZRb foi formado, mas essa

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 165

Figura 5.25: Comparação entre a estabilidade e ﬂuência Marshall das misturas AZR e Bailey

hipótese poderá ou não ser validada através de outros ensaios realizados com essas mesmas

misturas, que serão apresentados nos próximos capítulos.

Pode-se notar que tanto as misturas AZR quanto as Bailey, para os agregados de gabro

e basalto, demonstram forte similaridade quanto à ﬂuência Marshall (Figura 5.25), apesar de

apresentarem valores distintos de asfalto efetivo (Figura 5.26).

De forma geral, os resultados indicam que quanto maior o VAM, maior a quantidade de as-

falto efetivo na mistura e, VAMs similares (AZRb, Bg e Bb) produzem valores muito próximos

de asfalto efetivo (6, 5; 6, 7 e 6, 6%), de RBV (80, 2; 80, 5 e 80, 6%) e de espessura do ﬁlme de

asfalto (8, 9; 9, 3 e 9, 3 µm), respectivamente.

166 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Figura 5.26: Comparação entre o asfalto efetivo, espessura do ﬁlme de asfalto e relação

betume-vazios das misturas AZR e Bailey

5.4. Resultados e Análises dos Resultados 167

A Tabela 5.21 traz as distâncias da linha de densidade máxima (LDM), em relação à curva

granulométrica utilizada, e os valores de VAM encontrados para essas misturas produzidas com

agregados de mesma origem.

Tabela 5.21: Comparação entre as distâncias da linha de densidade máxima e VAM

Mistura Distância da LDM VAM

AZRg 57, 5 17, 0

Bg 57, 5 19, 4

AZRb 57, 5 19, 5

Bb 41, 5 19, 7

A mistura AZRg e Bg têm mesma distância da LDM, calculada através da Equação 5.2,

porém os valores do VAM são diferentes (Tabela 5.21). Já a mistura AZRb tem distância da

LDM maior que a mistura Bb, portanto deveria apresentar VAM maior, o que também não

ocorreu, pelo contrário, o VAM da mistura Bb mostra-se ligeiramente mais elevado. Como

visto anteriormente, a LDM estaria associada à granulometria que resultaria do arranjo mais

denso formado entre as partículas dos agregados. Portanto, teoricamente, quanto mais próxima

a granulometria estivesse da LDM, mais denso seria o arranjo formado entre as partículas.

Contudo, as curvas granulométricas ensaiadas não satisﬁzeram a deﬁnição da LDM, mesmo

utilizando o traçado da LDM proposto por McLeod (1987), defendido por Huber & Shuler

(1992) e também utilizado pelo Superpave.

Através do gráﬁco da Figura 5.15, pode-se ver que a granulometria AZR é mais ﬁna que a

granulometria Bg. A mistura AZR possui menor quantidade de partículas grossas, em sua fração

grossa, e possui maior quantidade de partículas ﬁnas, em sua fração ﬁna, quando comparada à

mistura Bg. A quantidade menor de partículas grossas e a quantidade maior de partículas ﬁnas,

preenchedoras dos vazios formados pelas partículas grossas, podem explicar o VAM menor

encontrado para a mistura AZR, em comparação à mistura Bg, que possui quantidade maior

de partículas grossas, em sua fração grossa, e quantidade menor de partículas ﬁnas, em sua

fração ﬁna. Isso demonstra que apenas a avaliação da distância da LDM não permite dizer

se as misturas terão VAMs maiores ou menores, se não for levado em conta as características

granulométricas das misturas. A porcentagem de agregados grossos (formadores de espaços) e

a porcentagem de agregados ﬁnos (preenchedores desses espaços) também inﬂuenciam o valor

do VAM, ou seja, além da distância da LDM, as características das curvas granulométricas

devem ser consideradas. Portanto, a hipótese de que ao afastar a curva granulométrica da LDM

seriam encontrados VAMs mais altos, para agregados de mesma origem, pode ser refutada, pois

há mais a que se considerar que apenas a distância da LDM.

168 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

Uma explicação possível para o desacordo entre os resultados encontrados por Huber &

Shuler (1992) e os relatados nesta pesquisa é que Huber & Shuler (1992) compararam o VAM

entre curvas granulométricas com características granulométricas semelhantes, ou seja, havia

um balanceamento constante entre as frações grossas e ﬁnas das curvas granulométricas anali-

sadas. Já as curvas granulométricas estudadas nesta pesquisa não têm balanceamento constante,

como visto no parágrafo anterior. Portanto, os resultados apontam que a distância da LDM

parece não estar relacionada com o VAM de maneira tão direta e simplista como relatado por

Huber & Shuler (1992).

A não correlação observada entre o VAM e a LDM pode não ser uma problema de lo-

calização incorreta da linha, como suposto por Huber & Shuler (1992), mas talvez seja a

desconsideração do balanceamento entre as proporções de frações grossas, formadoras de va-

zios, e ﬁnas, preenchedoras de vazios. Parece razoável aﬁrmar que comparações entre curvas

granulométricas, com o objetivo de avaliar o VAM através da distância da LDM, só podem

ser válidas se as curvas granulométricas tiverem formas parecidas, ou seja, comparações entre

curvas do tipo "S" e curvas que passam acima ou abaixo da LDM proporcionariam resultados

inconsistentes quanto ao VAM.

5.5 Conclusões

Os ensaios realizados serviram para avaliar os efeitos das características de superfície dos

agregados e da granulometria. Um dos objetivos do experimento foi avaliar a granulometria sem

confundi-la com os efeitos das diferentes formas, angularidades e texturas superﬁciais dos agre-

gados. Para tanto, foram comparados os VAMs das misturas, as quais possuíam granulometrias

idênticas, mas com agregados de características de superfície diferentes (forma, angularidade e

textura superﬁcial). Também foram comparados os VAMs das misturas que possuíam o mesmo

tipo de agregado, mas com granulometrias diferentes.

Foram pesquisados três tipos de agregados, gabro com taxa de absorção de asfalto média,

basalto com taxa de absorção de asfalto baixa e uma areia natural com taxa de absorção baixa,

e três curvas granulométricas, AZR, determinada conforme as especiﬁcações Superpave, Bg e

Bb, determinadas através do método Bailey. Todas as granulometrias selecionadas para este

estudo continham 3, 5% de material passante na peneira 0, 075 mm.

Ao serem realizadas as dosagens Marshall para cada uma das três granulometrias e para

cada um dos três tipos de agregados estudados, pôde-se estabelecer comparações entre tipo de

5.5. Conclusões 169

agregado e VAM e, entre granulometria e características de superfície do agregado. O VAM

foi utilizado como modo de comparar as densidades relativas das misturas produzidas com

agregados com características de superfície diferentes, pois, a densidade relativa da mistura

pode ser expressa através da quantidade de vazios formados entre as partículas do agregado

mineral, após a compactação da mistura.

Os experimentos realizados permitem concluir que:

• Para uma dada granulometria, as características de forma, angularidade e textura superﬁ-

cial do agregado inﬂuenciam o arranjo entre partículas;

• Partículas arredondadas, de angularidade baixa e textura superﬁcial lisa, produzem mis-

turas com arranjo entre partículas muito próximos e, conseqüentemente, VAMs cerca de

5% mais baixos que agregados angulares e de textura superﬁcial rugosa;

• Valores muito baixos de VAM impossibilitam que uma quantidade suﬁciente de asfalto

seja adicionada à mistura e, conseqüentemente, as partículas do agregado são envolvidas

por uma películas de asfalto muito ﬁna, podendo comprometer a durabilidade da mistura;

• Para uma mesma granulometria, agregados com diferentes características de forma e

angularidade podem apresentar valores muito diferentes de VAM e, portanto, teores de

asfalto bastante distintos;

• Apesar das diferentes características de forma e angularidade dos agregados de gabro e

basalto estudados, a utilização do método Bailey permitiu que se conﬁgurasse um arranjo

similar entre as partículas das misturas Bg e Bb, compondo misturas com características

volumétricas similares, o que vem destacar a capacidade do método de considerar as

propriedades de superfície das partículas para a obtenção de curvas granulométricas;

• As misturas AZRb, Bg e Bb apresentaram um excesso aparente de asfalto após compac-

tadas, provavelmente devido aos valores altos do VAM dessas misturas;

• As estabilidades Marshall das misturas Bailey oscilaram com a variação do teor de asfalto,

sem aparentemente apresentar uma tendência, ao contrário da maioria das misturas, que

tendem a aumentar a estabilidade Marshall ao se aproximar do teor de asfalto efetivo de

projeto;

• Quanto maior o VAM, mais elevado é o teor de asfalto de projeto da mistura, para satis-

fazer a condição de Vv em torno de 4%. As misturas estudadas que apresentaram VAM

altos, conseqüentemente, apresentaram RBV acima do valor limite de 75% especiﬁcado

pelo Superpave;

170 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

• VAMs similares (AZRb, Bg e Bb) produzem valores muito próximos de asfalto efetivo,

de RBV e de espessura do ﬁlme de asfalto;

• Apenas a avaliação da distância da LDM não permite concluir se as misturas terão VAMs

maiores ou menores, se não for levado em conta as características granulométricas das

misturas. A distância da LDM não está relacionada com o VAM de maneira tão direta e

simplista como relatado por Huber & Shuler (1992). A não correlação observada, nesta

pesquisa, entre o VAM e a LDM pode não ser um problema de localização incorreta da

LDM, como suposto por Huber & Shuler (1992), mas, talvez, seja a desconsideração

do balanceamento entre as proporções de frações grossas, formadoras de vazios, e ﬁnas,

preenchedoras desses vazios. Comparações entre curvas granulométricas, com o objetivo

de avaliar o VAM através da distância da LDM, só podem ser válidas se as curvas tiverem

formas parecidas, ou seja, se houver balanceamento entre as proporções de frações gros-

sas e ﬁnas. Comparações entre curvas do tipo "S"e curvas que passam acima ou abaixo

da LDM podem proporcionar resultados inconsistentes quanto ao VAM.

5.6 Considerações Finais

O objetivo do processo de cura em laboratório é possibilitar que ocorra a absorção de asfalto

dentro dos poros dos agregados, durante o processo de mistura. Pois, considerando que o asfalto

absorvido não faz mais parte do volume da mistura, a DMM real não pode ser obtida até que a

absorção ocorra.

O tempo de cura em laboratório estabelecido pelo Superpave é de 4 horas, mas como

normalmente o tempo de cura em laboratórios estadunidenses é de 2 horas, o AASHTO Sub-

committee on Materials alterou o tempo de cura de 4 para 2 horas (Horan, 2001). Segundo

Horan (2001), essa especiﬁcação da AASHTO sugere a utilização de um tempo de cura de

2 horas quando utilizados agregados não absorsores na mistura, porém, esta não deﬁne agre-

gado absorsor nem esclarece qual deveria ser o tempo de cura a ser considerado se utilizados

agregados absorsores.

Horan (2001) propõe que a distinção entre agregados que absorvem e que não absorvem

asfalto seja feita considerando os valores de absorção de água desses agregados. Segundo ele,

quando um agregado apresenta absorção menor que 2, 5%, este deve ser considerado como não

absorsor ou de absorção baixa. Porém, essa hipótese de classiﬁcação entre agregados que absor-

vem e que não absorvem asfalto, tendo como base a absorção de água, deve ser vista com muita

5.6. Considerações Finais 171

cautela, pois, os dados sobre absorção levantados nesta pesquisa (apresentados no Capítulo 4)

permitem que essa hipótese seja refutada. O agregado de gabro estudado, mesmo apresentando

absorção de água de 1, 67%, apresentou absorção de asfalto em torno de 0, 9% para 2 horas

de cura, valor este que pode acarretar sensíveis diferenças nas propriedades volumétricas das

misturas caso essa absorção não seja considerada, como demonstrado no Capítulo 4. Portanto, o

valor de 2, 5% proposto por Horan (2001) parece estar muito acima do valor limite de absorção

de água que pode inﬂuenciar os cálculos das propriedades volumétricas das misturas. Uma

das idéias defendidas neste trabalho de pesquisa é que a capacidade de absorção de água de

um agregado não deve ser utilizada como forma de classiﬁcação de agregados e muito menos

para predizer o grau de absorção de asfalto desse agregado, pois, como visto no Capítulo 3,

muitos fatores podem afetar a porcentagem de asfalto absorvido em comparação à porcentagem

de água absorvida pelo agregado, dentre eles o tipo do agregado, o tamanho dos poros e sua

distribuição, a temperatura do asfalto e a espessura da película de asfalto.

Deve-se sempre ter em mente que o propósito base do processo de cura é permitir que

a quantidade de asfalto absorvido durante o projeto da mistura seja equivalente à absorção

de asfalto que ocorrerá durante a prática de produção de misturas no campo. Portanto, o

método de predição da absorção que parece mais realístico para o campo é o proposto nesta

pesquisa e apresentado no Capítulo 3, que sugere o traçado da reta absorção versus DMM como

forma de predição das propriedades volumétricas das misturas, após a compactação em campo,

transcorrido um determinado tempo de armazenamento e transporte.

Com base nos resultados apresentados neste capítulo, pode-se concluir que o VAM é in-

ﬂuenciado diretamente pelas características de forma, angularidade e textura superﬁcial das

partículas, além da granulometria. No entanto, no momento da escolha do agregado ou dos agre-

gados que serão utilizados no desenvolvimento de um projeto de mistura, essas características

de superfície do agregado geralmente não são levadas em conta para a obtenção do VAM e, con-

seqüentemente, o VAM é obtido aleatoriamente. Também é comum, quando se faz necessário

aumentar ou diminuir o VAM, simplesmente prescrever alterações na granulometria da mistura,

mas, como visto neste capítulo, muitas vezes a granulometria não é a responsável principal

pela obtenção de VAM altos ou baixos, mas sim as características de forma, angularidade e

textura superﬁcial das partículas dos agregados. Além de que o ajuste granulométrico pode,

muitas vezes, apresentar resultados confusos, pois, em alguns casos, o afastamento da curva

granulométrica da LDM, com o objetivo de aumentar o VAM, pode provocar a sua diminuição.

Portanto, granulometria e propriedades de superfície das partículas não podem ser dissociadas

quando se trata do VAM da mistura.

172 5. Propriedades Volumétricas e Seleções Granulométricas

A proporção ﬁnal entre agregados grossos e ﬁnos e suas propriedades individuais determi-

nam o conjunto geral de características da mistura para um dado tipo e esforço de compactação.

É de conhecimento consolidado que quanto maior a angularidade e quanto mais rugosas forem

as partículas, maior será a resistência à compactação e, portanto, maior deverá ser o esforço de

compactação necessário para a obtenção da densiﬁcação desejada da mistura. Esse fato levanta

a hipótese de que talvez as misturas produzidas com agregados bastante angulares apresentem

VAM muito altos devido à resistência à compactação elevada imposta por suas partículas.

Como o VAM é dependente do tipo e grau de compactação das misturas, um maior esforço

de compactação poderia proporcionar uma diminuição do VAM, proporcionando um arranjo

mais próximo entre as partículas, formando um esqueleto estrutural mais resistente. Essa hipó-

tese será estudada no capítulo próximo, onde se pretende avaliar a variação das propriedades

volumétricas das misturas em função da energia de compactação, com variação do número de

golpes do soquete Marshall.

CAPÍTULO

Vazios do Agregado Mineral e

Energia de Compactação

6.1 Considerações Iniciais

A função do VAM tem mudado desde sua introdução como critério de projeto de misturas.

Inicialmente, alguns projetistas tentaram minimizar o VAM para aumentar a estabilidade das

misturas, outros, alteraram seu valor na tentativa de garantir durabilidade à mistura. Na década

de 1950, o VAM era um parâmetro periférico e não muito enfatizado. Nessa época, o Corps

of Engineers especiﬁcava valores para RBV em projetos de misturas Marshall, mas não para o

VAM. No período entre 1955 e 1962, Norman McLeod demonstrou a necessidade de utilização

de um VAM mínimo como critério de projeto, em vários artigos publicados. Então, em 1962,

o Asphalt Institute passou a adotar a sugestão de McLeod quanto a utilização do VAM como

critério de projeto.

Atualmente, com a implementação do Superpave, novas pesquisas sobre o VAM vêm sendo

desenvolvidas, com abordagem principal às diﬁculdades de alcançar o VAM mínimo especi-

ﬁcado. Alguns pesquisadores, como Anderson & Bahia (1997), ressaltam que o processo de

avaliação e seleção da granulometria, com o objetivo de alterar o VAM para enquadrá-lo nas

especiﬁcações Superpave, é bastante difícil, além do grande tempo consumido no processo.

Outros, como Hinrichsen & Heggen (1996), salientam que as especiﬁcações para o VAM

mínimo são muito restritivas e muitas vezes impedem projetos econômicos de misturas com

desempenho aceitável.

174 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

Mas o problema abordado pelos pesquisadores estadunidenses é sempre a diﬁculdade de

encontrar o VAM mínimo especiﬁcado. Esse problema aparentemente está associado à elevação

do esforço de compactação devido ao uso do compactador giratório, durante a implementação

do Superpave (Kandhal et al., 1998). No entanto, os resultados desta pesquisa evidenciam o

problema inverso, misturas que apresentam VAMs bastante altos e, conseqüentemente, RBVs

acima dos especiﬁcados pelo Superpave.

Partindo do princípio que o problema de não atingir o VAM mínimo nos Estados Unidos

esteja realmente associado à energia de compactação mais elevada atualmente utilizada, faz-se,

então, a seguinte indagação: "estariam as misturas produzidas com agregados brasileiros sendo

subestimadas quanto às suas potencialidades mecânicas, devido ao uso de energias de com-

pactação inadequadas, ou melhor, inferiores ao que realmente seria necessário para promover

um arranjo mais próximo entre partículas e produzir misturas com esqueleto estrutural mais

resistente?"

O número de giros do compactador giratório Superpave é função do clima no qual a mis-

tura vai ser colocada e do nível de tráfego. Quanto mais quente a região de pavimentação e

quanto maior o nível de tráfego, maior o número de giros do compactador giratório. Porém,

na compactação Marshall, são especiﬁcados apenas três níveis de esforços de compactação

possíveis: 35 golpes por face para níveis de tráfego baixo; 50 golpes por face para níveis de

tráfego médio e 75 golpes por face para níveis de tráfego alto. Essa limitação relativa, que

impossibilita a diminuição do VAM através de um maior esforço de compactação, pode fazer

com que as misturas produzidas com agregados mais angulares e rugosos, que sabidamente

impõem uma maior resistência à compactação, tenham sua capacidade de carga subestimada,

pois a diminuição do VAM, supostamente, resultaria em misturas com arranjos estruturais mais

densos e, portanto, mais resistentes à deformação permanente.

O ideal seria que o esforço de compactação pudesse ser ﬁxado em função tanto do tipo

quanto das características de superfície dos agregados, além do clima da região e do nível de

tráfego. Porém, já que um processo como esse ainda não foi divulgado no meio cientíﬁco,

neste capítulo, pretende-se avaliar os efeitos do aumento da energia de compactação sobre as

propriedades volumétricas das misturas asfálticas, utilizando o compactador Marshall, que é o

equipamento disponível na grande maioria dos laboratórios de pesquisa brasileiros.

6.2. Vazios do Agregado Mineral 175

6.2 Vazios do Agregado Mineral

Vários estudos foram desenvolvidos enfocando de maneira direta ou indireta o VAM das

misturas. Uma revisão bibliográﬁca vasta, realizada durante o desenvolvimento desta pesquisa,

permite, através de pinceladas conclusivas dos pesquisadores, vislumbrar conceitualmente o

VAM:

• minimizar o VAM é uma forma de conseguir granulometrias adequadas e de aumentar a

estabilidade das misturas (Hudson & Davis, 1965);

• não é aconselhável estabelecer limites para o VAM, considerando aplicações universais,

devido à versatilidade das aplicações dos materiais betuminosos e dos vários tipos e

granulometrias de agregados (Marshall (1949)

apud Coree & Hislop (1998));

• os agregados ﬁnos são os componentes mais críticos para o controle do VAM e os que

mais contribuem para a estabilidade das misturas. Deve-se sempre utilizar agregados ﬁnos

angulares, com textura superﬁcial rugosa e com distribuição granulométrica adequada

(Lefebvre, 1957);

• quantidades maiores de agregados grossos podem ser usadas para controle do VAM, em

misturas densas (Vavrik et al., 2002);

• em misturas densas, os valores do VAM controlam a quantidade de asfalto que pode ser

incorporada à mistura (Field, 1978).

Vários fatores foram citados como inﬂuentes no VAM e, dentre os mais citados, encontram-se:

• características de superfície do agregado, como forma, angularidade e textura superﬁcial;

• arranjo entre partículas e grau de compactação da mistura;

• granulometria;

• proporção entre agregados grossos e ﬁnos na mistura;

• proporção e características de superfície dos agregados ﬁnos;

• teor de fíler.

The Marshall Method for the Design and Control of Bituminous Paving Mixtures, 3

rev., Marshall

Consulting and Testing Laboratory, Jackson, MS 1949.

176 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

6.3 Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

Considerando uma mesma granulometria, o VAM depende do grau de compactação e das

características de superfície dos agregados, que por sua vez, inﬂuenciam o arranjo entre partícu-

las. VAMs mais elevados são encontrados quando misturas com agregados bastante angulares

e com textura superﬁcial rugosa são utilizados para a produção de misturas. Agregados assim

apresentam resistência à compactação mais elevada que agregados de angularidade baixa e/ou

textura superﬁcial lisa (Kandhal & Cooley Jr., 2001). Isso foi demonstrado por Anderson &

Bahia (1997) quando correlacionaram o VAM com a inclinação da curva de densiﬁcação da

mistura, utilizando o compactador giratório Superpave. A inclinação, K, foi calculada como

a variação da porcentagem da densidade máxima medida como uma função do logaritmo do

número de giros. Essa propriedade indica a resistência da mistura à compactação. Os resultados

também mostraram que quanto mais angulares e com textura superﬁcial mais rugosa forem os

agregados usados na mistura, maior será a resistência à compactação e, portanto, maior o valor

de K.

Uma maneira apropriada de vencer essa resistência à compactação elevada, derivada do ar-

ranjo formado entre partículas angulares e rugosas, seria a elevação da energia de compactação

aplicada à mistura. De acordo com Anderson & Bahia (1997), uma energia de compactação

mais elevada pode ser encarada de duas maneiras:

• um esforço de compactação maior resulta em misturas com teores de asfalto menores;

• um esforço de compactação maior resulta em misturas com uma estrutura granular mais

resistente.

A primeira maneira inﬂuencia diretamente a espessura do ﬁlme de asfalto, que é um ele-

mento chave à durabilidade da mistura. A durabilidade da mistura refere-se à sua habilidade de

reter propriedades originais, com o passar do tempo (Chadbourn et al., 2000). Se a espessura do

ﬁlme de asfalto for muito ﬁna, pode-se criar um problema de falta de coesão entre as partículas

do agregado, ou então, a mistura pode sofrer mais rapidamente os efeitos da oxidação do asfalto.

Se a espessura do ﬁlme for muito grossa, ou seja, a mistura estiver com excesso de asfalto, isso

pode acarretar vários problemas, dentre eles exsudação e instabilidade da mistura.

Nesta pesquisa, pode-se encarar a diminuição da película de asfalto, devido à elevação da

energia de compactação, de uma maneira salutar para as misturas, pois, com os VAMs altos

encontrados e, conseqüentemente, RBVs acima dos valores especiﬁcados, há a preocupação

6.4. Experimentos Laboratoriais 177

quanto a ocorrência de excesso de asfalto. Portanto, neste estudo, a maneira apropriada de

ver uma energia de compactação mais elevada é considerar que esse esforço de compactação

adicional resultará em misturas com estruturas granulares mais resistentes.

Como os resultados desta pesquisa apontam valores de VAMs altos, será testada a hipótese

de que, para uma mesma granulometria (AZR), misturas produzidas com agregados com resis-

tência à compactação elevada (gabro e basalto) devem ser mais compactadas, na tentativa de

diminuir o VAM e melhorar o arranjo entre partículas, aumentando a estabilidade das misturas.

6.4 Experimentos Laboratoriais

Utilizando a granulometria AZR para produzir misturas com agregados de gabro (AZRg) e

de basalto (AZRb), foram moldados corpos-de-prova Marshall com energias de compactação

de 75, 110 e 155 golpes por face, sendo determinados os teores de projeto para cada nível de

compactação. As misturas AZRg e AZRb compactadas com energias de 110 e 155 golpes,

foram dosadas e moldadas da mesma maneira que as executadas com 75 golpes, como descrito

no Capítulo 5, item 5.3.3. A Figura 6.1 ilustra como se desenvolveu o procedimento de escolha

das energias de compactação de 110 e 155 golpes por face do corpo-de-prova. Pode-se observar

que se procurou manter o aumento padrão dos níveis de energias de compactação correntes no

método Marshall.

Figura 6.1: Procedimento para escolha das energias de compactação correspondentes a 110 e

155 golpes por face do corpo-de-prova Marshall

Com o propósito de veriﬁcar a ocorrência de quebra de partículas durante a compactação,

avaliou-se a granulometria das misturas após a compactação, através da extração de asfalto

com posterior peneiramento do agregado no mesmo conjunto de peneiras utilizado neste es-

tudo. A porcentagem de quebras de partículas foi determinada através das diferenças, entre a

178 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

granulometria encontrada após a compactação Marshall e a granulometria original, em todas as

peneiras.

As amostras utilizadas na extração de asfalto foram colocadas dentro de um cesto revestido

com papel ﬁltro, para que não houvesse perda de ﬁnos. A Figura 6.2 ilustra o equipamento

utilizado para a extração de asfalto.

Figura 6.2: Equipamento utilizado para extração de asfalto

O processo de extração de asfalto, ilustrado na Figura 6.3, consiste em retirar o asfalto

aderido às partículas de agregado, através do uso de um solvente que irá gotejar sobre a mistura,

escorrendo ao fundo do recipiente misturado ao asfalto (Figura 6.3(a)). O fundo do equi-

pamento é aquecido para que, através da fervura, promova a evaporação apenas do solvente

(Figura 6.3(b)), que, ao encontrar uma superfície fria, condensa-se, tornando a gotejar sobre a

amostra (Figura 6.3(c)). Esse processo se repete até que o gotejamento ao fundo do recipiente

torne-se límpido e a amostra encontra-se livre de asfalto (Figura 6.3(d)).

6.4. Experimentos Laboratoriais 179

(a) Asfalto diluído (b) Fervura

Figura 6.3: Processo de extração de asfalto

180 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

6.5 Resultados e Análises dos Resultados

6.5.1 Análise de Quebra de Partículas

Na Tabela 6.1, encontram-se as porcentagens de quebra sofridas pelos agregados após a

compactação com 110 e 155 golpes do soquete Marshall. Na Figura 6.4, encontram-se as

curvas granulométricas obtidas após a compactação e plotadas junto com a curva granulo-

métrica original da mistura AZR. Pode-se observar, tanto na Tabela 6.1 como na Figura 6.4,

que as porcentagens de quebra das partículas foram baixas, tanto para o agregado de gabro

quanto para o agregado de basalto, o que vem corroborar com os resultados bons de abrasão

los angeles encontrados de 18, 3% e 16, 2%, respectivamente. Pode-se observar também que

o aumento da energia de compactação de 110 para 155 golpes não alterou signiﬁcativamente

as porcentagens de quebras. Portanto, a preocupação inicial quanto a possíveis quebras de

partículas que poderiam afetar as propriedades mecânicas das misturas e, portanto, os resultados

dos ensaios mecânicos realizados (apresentados no próximo capítulo), ﬁca descartada.

Tabela 6.1: Resultados, em porcentagem, referentes à quebra de partículas

Porcentagem Passante

AZRg AZRb AZR de Projeto

Peneiras número de golpes número de golpes

(mm) 110 155 110 155

19, 0 100 100 100 100 100

12, 5 95 95 95 95 95

9, 5 87 89 88 89 86

4, 75 63 64 62 62 61

2, 36 47 45 46 46 45

1, 19 37 37 38 40 35

0, 6 27 29 29 30 26

0, 3 20 21 21 19 19

0, 15 11 12 12 12 11

0, 075 3, 6 4 4, 1 4 3, 5

%quebra 0, 9 1, 5 1, 4 1, 6

Obs.: A porcentagem de quebra corresponde à soma das diferenças, dividida pelo número de peneiras

6.5. Resultados e Análises dos Resultados 181

Figura 6.4: Curvas granulométricas AZRg e AZRb obtidas após compactação e curva

granulométrica AZR de projeto

6.5.2 Propriedades Volumétricas das Misturas AZR versus Energia de

Compactação

VAM

Os resultados das propriedades volumétricas, correspondentes à média entre aproximada-

mente 25 corpos-de-prova, compactados com 75, 110 e 155 golpes do soquete Marshall, estão

apresentados na Tabela 6.2. Os resultados mostram que o aumento da energia de compactação

realmente faz diminuir o VAM das misturas, ou seja, melhora o arranjo formado entre as

partículas dos agregados. A mistura AZRb apresentou decréscimo em torno de 2, 1% no valor

do VAM e a mistura AZRg apresentou decréscimo de aproximadamente 1% no valor do VAM

(Figura 6.5).

A mistura AZRb, que apresentava o maior valor de VAM quando compactada com energia

de 75 golpes por face, foi a que apresentou melhor entretecimento entre suas partículas com o

aumento da energia de compactação, tornando a mistura relativamente mais densa. Já a mistura

AZRg, que não apresentava VAM tão elevado quanto o da mistura AZRb, teve uma aproximação

entre partículas, porém, não tão acentuada como a da mistura AZRb. Isso pode indicar que a

mistura AZRb estava realmente sendo subestimada quanto à sua capacidade de arranjamento

entre partículas.

182 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

Tabela 6.2: Resultados das propriedades volumétricas das misturas AZR para energias de

compactação de 75, 110 e 155 golpes

Propriedades Volumétricas

VAM (%) RBV (%) Vv (%)

Misturas 75 110 155 75 110 155 75 110 155

AZRg 17, 0 16, 5 16, 0 74, 5 74, 9 74, 5 4, 3 4, 1 4, 1

AZRb 19, 5 18, 3 17, 4 80, 2 79, 3 78, 4 3, 9 3, 8 3, 8

Figura 6.5: Variação dos vazios do agregado mineral das misturas AZRg e AZRb, conforme a

energia de compactação aplicada

O método Marshall especiﬁca que se utilize energia de compactação de 75 golpes em

projetos de misturas destinadas a revestir rodovias com volume de tráfego alto. Considerando

que essa energia de 75 golpes é suﬁciente e adequada para promover um arranjo forte e estável

entre partículas, poder-se-ia imaginar que, ao compactar a mistura com energia de 110 golpes

por face, não haveria ganhos signiﬁcativos quanto à sua densiﬁcação, indicativo de que a

mistura já estaria com arranjo bastante próximo entre suas partículas. Em vista dessa suposição

inicial, empregar energias de compactação ainda mais elevadas (por exemplo 155 golpes) seria

apenas para constatar que fora alcançado o limite de densiﬁcação das misturas. Porém, nesta

pesquisa, ao aumentar a energia de compactação de 75 para 110 golpes, observou-se a elevação

da densidade relativa das misturas, indicando que quando compactadas com 75 golpes estas

ainda não estavam próximas de seu limite de densiﬁcação. Ao elevar ainda mais a energia de

compactação, de 110 para 155 golpes, observou-se que ainda não havia sido atingido o limite

de densiﬁcação das misturas. No entanto, energias de compactação ainda mais elevadas que

155 golpes não foram testadas, na tentativa de alcançar o limite de densiﬁcação, porque, mesmo

6.5. Resultados e Análises dos Resultados 183

que a mistura permitisse ser ainda mais compactada, provavelmente sua rigidez seria tão elevada

que poderia prejudicar a sua vida de fadiga.

RBV

Os resultados, encontrados na Tabela 6.2, indicam que houve uma tendência de diminuição

do RBV conforme o aumento do esforço de compactação. A mistura AZRb apresentou um

decréscimo mais elevado de RBV comparado à mistura AZRg (Figura 6.6), porém, mesmo com

155 golpes por face, a mistura AZRb não se enquadrou na faixa de especiﬁcação Superpave.

No entanto, os corpos-de-prova compactados tanto com 110 como com 155 golpes deixaram

de aparentar excesso de asfalto. Essa aparência mais seca dos corpos-de-prova deve-se à

diminuição do teor de asfalto efetivo da mistura e, conseqüentemente, da espessura do ﬁlme

de asfalto, em decorrência da utilização de energias de compactação mais elevadas.

Figura 6.6: Variação da relação betume-vazios das misturas AZRg e AZRb conforme a energia

de compactação aplicada

6.5.3 Asfalto Efetivo e Espessura do Filme de Asfalto versus Energia de

Compactação

Na Tabela 6.3, estão apresentadas as variações dos valores do asfalto efetivo e da espessura

do ﬁlme de asfalto, conforme a energia de compactação aplicada. O aumento da energia de

compactação, tanto de 75 para 110 golpes como de 110 para 155 golpes, representou uma

184 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

diminuição do asfalto efetivo da mistura AZRg em aproximadamente 0, 1% e de 0, 2%, res-

pectivamente, e uma diminuição da espessura do ﬁlme de asfalto em aproximadamente 0, 3%

e 0, 2%, respectivamente (Tabela 6.3). Já a mistura AZRb, com o aumento da energia de

compactação de 75 para 110 golpes, apresentou uma diminuição do asfalto efetivo em torno

de 0, 5% e entre 110 para 155 golpes uma diminuição de 0, 4%. A espessura do ﬁlme de asfalto

da mistura AZRb variou em aproximadamente 0, 8% ao aumentar a energia de compactação de

75 para 110 golpes e em 0, 5% ao aumentar a energia de 110 para 155 golpes. A Figura 6.7

traz as ilustrações gráﬁcas da variação do teor de asfalto efetivo (Figura 6.7(a)) e da variação da

espessura do ﬁlme de asfalto (Figura 6.7(b)), conforme a energia de compactação aplicada.

Tabela 6.3: Resultados do asfalto efetivo e da espessura do ﬁlme de asfalto, para energias de

compactação de 75, 110 e 155 golpes por face

Asfalto efetivo (%) Espessura do ﬁlme de asfalto (µm)

Misturas 75 110 155 75 110 155

AZRg 5, 3 5, 2 5, 0 7, 3 7, 0 6, 8

AZRb 6, 5 6, 0 5, 6 8, 9 8, 1 7, 6

6.5.4 RBV sob Nova Óptica

Os limites mínimos e máximos de RBV estabelecidos pelo Superpave podem ser analisados

de maneira inversa. Através do controle do VAM dentro de determinados limites, poder-se-ia

assegurar que os valores mínimos e máximos do RBV especiﬁcados pelo Superpave fossem

respeitados. Por exemplo, para manter os valores de RBV entre 65 e 75%, considerando-se um

volume de vazios de 4%, as misturas deveriam ter valores de VAM entre 11, 5% e 16%.

Em vista disso, poder-se-ia conceber que misturas com granulometrias adequadas, produ-

zidas com agregados altamente angulares e rugosos, que apresentem valores de RBV acima

do limite máximo estabelecido pelo Superpave, devessem ser submetidas a esforços maiores de

compactação para vencer a resistência à compactação imposta por suas partículas, diminuindo o

VAM para valores entre 11, 5 e 16%. Esta pesquisa mostra que a mistura AZRb, mesmo quando

submetida a 155 golpes por face do corpo-de-prova, continuou apresentando RBV acima do

especiﬁcado (78, 4%). Em outras palavras, mesmo com uma energia de compactação tão

elevada não foi possível diminuir o VAM da mistura AZRb para valores dentro desse intervalo.

Isso parece indicar que os limites de RBV estabelecidos pelo Superpave são inadequados para

misturas produzidas com agregados altamente angulares e rugosos, representativos de muitos

dos agregados brasileiros.

6.5. Resultados e Análises dos Resultados 185

(a) Variação do asfalto efetivo com a energia de compactação

(b) Variação da espessura do ﬁlme de asfalto com a energia de compactação

Figura 6.7: Variação do asfalto efetivo e espessura do ﬁlme de asfalto das misturas AZRg e

AZRb, conforme a energia de compactação aplicada

186 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

Assim como as especiﬁcações Superpave para agregados, os valores limites das proprieda-

des volumétricas das misturas foram escolhidos às pressas, apenas com base no conhecimento

de especialistas locais estadunidenses, ou melhor, com base na experiência que absorveram

utilizando agregados locais. É de conhecimento comum que os tipos de agregados normalmente

utilizados nos EUA em pesquisas e também em pavimentação são diferentes dos agregados

mais comumente pesquisados e utilizados na pavimentação de rodovias brasileiras. A exemplo,

a norma NBR 12891, desenvolvida com base na experiência adquirida através da produção de

misturas asfálticas com agregados nacionais, especiﬁca valores de RBV entre 75 a 82%, valores

estes bem mais elevados que os praticados nos EUA, de 65 a 75%, para misturas Marshall

projetadas para tráfego alto. Portanto, considerando as características dos agregados nacionais

estudados, que possuem angularidades elevadas e texturas superﬁciais bastante rugosas, os

valores de RBV especiﬁcados pelo Superpave estão inadequados.

Apesar da importância do VAM para o controle da densidade relativa das misturas (arranjo

entre partículas) e do teor de asfalto efetivo, essa propriedades não faz parte da norma brasileira

de dosagem de misturas pelo Método Marshall, ainda tão utilizada no país. No entanto, se o

objetivo for estipular valores limites adequados para o VAM e RBV das misturas, como propõe

o Superpave, faz-se necessário ampliar os estudos, com amostragens amplas de agregados

nacionais, considerando o VAM em função das características dos agregados e também em

função do grau de compactação da mistura.

6.6 Conclusões

• As porcentagens de quebra de partículas foram baixas, tanto para o agregado de gabro

quanto para o agregado de basalto, com a elevação da energia de compactação;

• A elevação da energia de compactação de 75 para 110 ou de 75 para 155 golpes não

alterou signiﬁcativamente as porcentagens de quebra das partículas;

• A elevação da energia de compactação promoveu a diminuição do VAM das misturas;

• A mistura AZRb, a qual apresentou o valor mais elevado de VAM quando compac-

tada com 75 golpes por face, teve o decréscimo mais signiﬁcativo de VAM com o au-

mento da energia de compactação, indicando que suas partículas, angulosas e rugosas,

arranjaram-se de maneira mais próxima, aumentando a densidade relativa da mistura;

• A mistura AZRg, que não apresentava VAM tão elevado quanto a mistura AZRb, também

teve uma aproximação entre partículas com o aumento da energia de compactação, porém,

não tão acentuada;

6.7. Considerações Finais 187

• A elevação da energia de compactação promove a diminuição do asfalto efetivo e da

espessura do ﬁlme de asfalto das misturas;

• A mistura AZRb apresentou um decréscimo elevado de RBV, se comparada à mistura

AZRg, porém, mesmo recebendo 155 golpes em cada face do corpo-de-prova Marshall,

a mistura AZRb continuou não se enquadrando nos limites de RBV estabelecidos pelo

Superpave;

• Os valores de RBV especiﬁcados pelo Superpave mostraram-se inadequados para as mis-

turas produzidas com os agregados brasileiros estudados, que apresentam angularidades

elevadas e texturas superﬁciais rugosas.

6.7 Considerações Finais

Os especialistas do Strategic Highway Research Program (SHRP) estabeleceram, através

de uma escala de notas, quais das propriedades volumétricas das misturas que deveriam ser

consideradas e incorporadas pelo Superpave. A média das notas, dadas pelos especialistas

e publicadas por Cominsky et al. (1994) (SHRP A-408), podem ser vistas na Tabela 6.4.

Ao analisar a pontuação, parece claro que o VAM foi considerado como uma propriedade

importante, no entanto, o RBV não. O Vv e o VAM tiveram aceitação forte, porém, o RBV

e a porcentagem de fíler (dust asphalt ratio) tiveram aceitação neutra e a espessura do ﬁlme de

asfalto teve aceitação baixa.

Provavelmente, sob a inﬂuência da publicação do relatório SHRP A-408, no mesmo ano de

1994, o Asphalt Institute reintroduziu o RBV como critério de projeto de misturas Marshall,

mesmo este não sendo um critério muito popular entre os especialistas do SHRP, e alterou o Vv

para 4%, assim como introduziu o VAM como função do Vv e do diâmetro máximo nominal

(Coree & Hislop, 1998).

A experiência adquirida nesta pesquisa mostra que se fosse utilizado o critério do RBV, a

mistura AZRb não seria adequada aos propósitos de pavimentação por apresentar excesso de

asfalto. Mesmo aumentando a energia de compactação, ainda assim a mistura AZRb continuaria

apresentando excesso de asfalto, sob a óptica do RBV. Se fosse utilizado o critério de espessura

do ﬁlme de asfalto, essa mistura seria considerada adequada, pois apresentou, mesmo para 75

golpes, espessura de 8, 9µm, apropriada para uma mistura densa.

188 6. Vazios do Agregado Mineral e Energia de Compactação

Tabela 6.4: Resumo classiﬁcatório das notas dadas pelos especialistas do SHRP para as

características das misturas asfálticas

Características Média

desvio padrão "melhor" maneira de determinação

Vv 6, 77 0, 44 método Rice

VAM 6, 15 0, 90 densidade aparente do agregado

RBV 4, 00 1, 68 não deﬁnida

Dust asphalt ratio 4, 46 1, 85 não deﬁnida

Esp. do ﬁlme de asfalto 3, 31 1, 89 MS-2 Procedure

Método que considera o teor efetivo de asfalto e área superﬁcial do agregado

escala de notas:

1 - desacordo total

2 - desacordo forte

3 - desacordo

4 - neutro

5 - concordância

6 - concordância forte

7 - concordância total

Existe muita polêmica quanto ao melhor critério a ser usado para garantir durabilidade à

mistura, VAM e RBV ou espessura do ﬁlme de asfalto. McLeod (1957), defensor principal do

uso do VAM para garantir durabilidade à mistura, aﬁrma que para uma mistura compactada

com 3 a 5% de Vv, deveria ser requerido apenas um VAM mínimo de 15%, pois especiﬁcar

RBVs entre "75 e 85%" seria muito restritivo. Vale notar que o limite de RBV que McLeod

(1957) achava restritivo demais, por não permitir que uma quantidade suﬁciente de asfalto fosse

adicionada à misturas Marshall para garantir-lhes durabilidade, é bem superior ao especiﬁcado

pelo Superpave.

Outros pesquisadores, como Kandhal et al. (1998), aﬁrmam que misturas asfálticas duráveis

estão diretamente relacionadas com a espessura da película de asfalto que envolve o agregado.

De acordo com esses pesquisadores, o VAM mínimo deveria ser baseado na espessura mínima

da película de asfalto ao invés de uma quantidade mínima de asfalto necessária dentro da

mistura, pois a quantidade mínima de asfalto difere entre misturas que contêm agregados com

características de superfície e granulometrias diferentes.

Já que o propósito da utilização do VAM é propiciar que pelo menos uma quantidade

mínima de asfalto seja adicionada à mistura, garantindo-lhe assim durabilidade, parece mais

racional que seja realmente utilizada uma espessura mínima de película de asfalto, pois, dessa

maneira, estaria sendo considerado o que realmente interessa, o quanto de asfalto está envol-

vendo cada partícula do agregado. No entanto, quão válida pode ser a espessura do ﬁlme de

6.7. Considerações Finais 189

asfalto calculada simplesmente pela divisão da área superﬁcial do agregado (obtida de sua

granulometria) pelo teor de asfalto efetivo da mistura? É improvável que todas as partículas

na mistura tenham a mesma espessura de película envolvendo-as. Partículas de agregados mais

grossas podem ou não ter espessura de ﬁlme de asfalto mais ﬁnas que partículas mais ﬁnas

e, algumas partículas muito ﬁnas, podem ser simplesmente incorporadas ao asfalto. Além de

que, apesar de existirem muitas formas de estimar a área superﬁcial dos agregados, as mais

comumente utilizadas partem do pressuposto de que as partículas têm textura superﬁcial lisa e

que são completamente esféricas, o que obviamente é origem de erros apreciáveis. No entanto,

outras formas de estimar a área superﬁcial dos agregados podem ser utilizadas, mas geralmente

são muito complexas e/ou exigem equipamentos soﬁsticados. Portanto, utilizando a forma atual

e mais comum de cálculo, o termo espessura do ﬁlme de asfalto é enganoso e de difícil deﬁnição.

Dúvidas permanecem quanto ao melhor critério a ser usado para permitir que uma quan-

tidade suﬁciente de asfalto seja adicionada à mistura, porém, o VAM pode ser um critério

adequado se, ao utilizá-lo, for levado em conta as propriedades de superfície das partículas

de agregado e o grau de compactação adequado a cada mistura.

CAPÍTULO

Propriedades Mecânicas e de

Adesividade das Misturas Asfálticas

7.1 Considerações Iniciais

O pavimento pode ser entendido como um sistema de camadas sujeitos às cargas dos veícu-

los que causam tensões, deformações e deslocamentos a essas camadas. Como parte integrante

desse sistema de camadas tem-se a camada de revestimento, objeto de estudo desta pesquisa,

responsável por receber a ação do rolamento dos veículos, além de propiciar comodidade e

segurança àqueles que trafegam pelo pavimento. Essa explanação exprime aquilo que foi histo-

ricamente o propósito da pavimentação no mundo, desde a construção das primeiras estradas.

O desempenho de uma camada de revestimento asfáltico está relacionado diretamente à

resposta da mistura à ação das cargas. O agregado é responsável por formar a estrutura de

sustentação ou o esqueleto estrutural da mistura, cuja função é resistir majoritariamente à

compressão e ao movimento das cargas dos veículos. Portanto, as propriedades dos agrega-

dos estão intimamente ligadas à capacidade de sustentação do esqueleto estrutural formado e,

conseqüentemente, intimamente relacionadas aos parâmetros de desempenho dos pavimentos,

tais como: deformação permanente, trincas por fadiga e desgaste.

192 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

7.2 Deformação Permanente

A Pesquisa sobre o Inter-relacionamento dos Custos Rodoviários (PICR), desenvolvida

pelo GEIPOT em 1982, mostra que na década de 1970 a deformação permanente não era

um problema grave para os pavimentos brasileiros. Atualmente, em função do aumento do

volume de tráfego e, principalmente, da evolução tecnológica da modalidade rodoviária, que

permitiu maiores cargas por eixo, maiores pressões de enchimento dos pneus e novos tipos de

pneus e de rodagem (pneus extralargos), a deformação permanente tem merecido toda a atenção

no dimensionamento e dosagem de misturas asfálticas e tem condicionado muitos projetos de

reabilitação de pavimentos. Nos dias atuais, o acúmulo de deformação permanente nas trilhas de

roda tornou-se uma das principais formas de deterioração dos pavimentos ﬂexíveis brasileiros,

a exemplo do que ocorre há várias décadas nos Estados Unidos e na Europa (Figura 7.1).

Figura 7.1: Deformação permanente

Estudos realizados por Parker Jr. & Brown (1992) mostram que a pressão de enchimento dos

pneus dos caminhões e, conseqüentemente, a pressão de contato dos pneus com o pavimento,

têm aumentado, estando muito acima dos 550 kP a (75 psi), valor de referência do AASHTO

Road Test. A média de pressão dos pneus utilizada atualmente é de 700 kP a (100 psi), com

uma parcela grande de caminhões usando pressões de pneus ainda maiores, entre 900 e 960 kPa

(120 e 130 psi).

A deformação permanente desenvolve-se gradualmente com o aumento das solicitações das

cargas por eixo e geralmente aparece sob a forma de depressões longitudinais nas faixas de

7.2. Deformação Permanente 193

rodagem (trilhas de roda), acompanhadas ou não de elevações laterais ao longo dessas faixas.

A variação longitudinal da magnitude da deformação permanente causa irregularidades ao

pavimento, tornando a via menos segura e causando desconforto ao usuário, além de aumentar

os custos de operação dos veículos. A falta de segurança é mais explícita em dias chuvosos,

quando a água passa a acumular-se nas depressões longitudinais das faixas de rodagem, dimi-

nuindo o atrito pneu/pavimento. Como conseqüência, há redução da resistência à derrapagem

e aumento do potencial de hidroplanagem, além do indesejável spray, que reduz a visibilidade

dos motoristas.

Geralmente, incutem-se como causas da deformação permanente a ação combinada de

densiﬁcação (compactação pelo tráfego) e de deformação por cisalhamento, ambas podendo

ocorrer em uma ou mais camadas do pavimento, inclusive no próprio subleito. A parcela

de deformação permanente causada pela densiﬁcação refere-se à compactação adicional da

camada asfáltica devida à ação do tráfego, caracterizada pela diminuição do volume da camada,

sem movimento relativo entre as partículas senão a aproximação entre elas. Isso ressalta a

importância da compactação da camada para obtenção de rigidez inicial suﬁciente. O termo

rigidez refere-se à capacidade de resistir à deformação.

A parcela de deformação causada por cisalhamento resulta em um ﬂuxo plástico lateral à

trilha de roda. Segundo Roberts et al. (1991), esse tipo de deformação é causado por misturas

que apresentam rigidez insuﬁciente para resistir à passagem das cargas atuantes no pavimento.

A rigidez das misturas asfálticas pode ser afetada por vários fatores, dentre eles, a tempe-

ratura. Variações diárias e sazonais da temperatura causam variações na rigidez das misturas,

ou seja, a deformabilidade maior ou menor do pavimento está condicionada às variações da

temperatura do ar ou das condições meteorológicas de um modo geral (Medina, 1997). Misturas

menos suscetíveis às variações de temperatura apresentam esqueleto estrutural resistente, pois,

principalmente nos meses quentes de verão, quando a viscosidade do asfalto está mais baixa, as

cargas do tráfego são suportadas principalmente pela estrutura e capacidade de intertravamento

dos agregados. Dessa forma, independentemente da origem, método de processamento ou mi-

neralogia, espera-se que o agregado seja resistente (duro e durável) e que tenha características de

forma, angularidade e textura superﬁcial adequadas para a formação de um esqueleto estrutural

resistente às aplicações de cargas repetidas.

Em uma mistura apenas de agregados, os fatores principais que interferem em sua resistên-

cia ao cisalhamento são: compacidade, tamanho, angularidade, textura superﬁcial das partículas

e granulometria. A inﬂuência da compacidade pode ser percebida quando os materiais granu-

194 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

lares mais compactos apresentam maior rigidez que os materiais granulares fofos. Quanto ao

tamanho das partículas, tem-se observado que materiais granulares grossos apresentam mai-

ores ângulos de atrito do que os materiais ﬁnos. Nota-se, também, que materiais granulares

compostos de partículas angulares apresentam ângulos de atrito mais elevados do que materi-

ais granulares formados por partículas menos angulares, assim como partículas mais rugosas

apresentam ângulos de atrito maiores do que partículas mais lisas. Quanto à granulometria,

sabe-se que agregados bem graduados oferecem melhores oportunidades de entrosamento entre

suas partículas, que resultam em uma estrutura granular mais compacta (melhor arranjada) e,

conseqüentemente, mais rígida que uma estrutura formada por agregados mal graduados (Bueno

& Vilar, 1985).

Ao adicionar asfalto às misturas de agregados passa-se a considerar um número maior de

fatores que interferem na rigidez da mistura asfáltica formada. Por exemplo, do ponto de vista

apenas do asfalto, um decréscimo da quantidade de asfalto pode elevar a rigidez da mistura, mas,

por sua vez, causar a diminuição de sua durabilidade e de resistência à fadiga. Analogamente,

o aumento da viscosidade do asfalto pode enrijecer a mistura, porém, pode aumentar sua

suscetibilidade às trincas for fadiga. Portanto, vários pesquisadores, dentre eles Parker Jr. &

Brown (1992), são defensores de que mudanças nas propriedades dos agregados geralmente são

alternativas mais indicadas para alterar a rigidez das misturas e garantir desempenho adequado

ao pavimento.

Misturas mais rígidas são produzidas ao utilizar agregados compostos por partículas, em sua

maioria, angulares e com textura superﬁcial rugosa (Cross & Brown, 1992; Button et al., 1990).

Os resultados obtidos por Button et al. (1990) mostram que misturas asfálticas compostas por

agregados de areia natural com formas arredondadas e angularidade baixa deformam-se plasti-

camente, sob a ação de cargas estáticas ou dinâmicas, muito mais rapidamente que misturas de

graduação similar contendo somente partículas angulares.

Também no estudo realizado por Kim et al. (1992) a mesma conclusão foi obtida, ou seja,

ao investigar a inﬂuência do tipo do agregado e da granulometria na resistência à deformação

permanente das misturas, em função dos fatores tipo do agregado, granulometria, tipo de asfalto

(maior e menor suscetibilidade térmica), teor de asfalto, volume de vazios, temperatura e nível

de tensão aplicada, os pesquisadores concluíram que o tipo do agregado afeta diretamente a

estabilidade da mistura e que o melhor intertravamento entre partículas mais angulares resulta

em deformações permanentes menores. Os resultados mostraram também que mudanças nas

proporções das frações ﬁna e grossa dos agregados com um mesmo diâmetro máximo nominal

não afetam a deformação permanente. Um fato curioso observado pelos pesquisadores foi

7.3. Trincas por Fadiga 195

que o efeito das outras variáveis (como o tipo de asfalto, volume de vazios e temperatura)

na estabilidade da mistura foi mais pronunciado em misturas produzidas com agregados com

angularidade baixa e com textura superﬁcial lisa. Os pesquisadores justiﬁcaram a ocorrência

desse fato devido, provavelmente, à capacidade de suporte das misturas, prejudicada pelo inter-

travamento fraco entre as partículas de agregados com angularidade baixa e textura superﬁcial

lisa, depender muito mais da viscosidade do asfalto do que misturas com agregados mais an-

gulares que proporcionam intertravamento melhor entre suas partículas formando um esqueleto

estrutural resistente.

7.3 Trincas por Fadiga

A fadiga é um fenômeno pelo qual a estrutura da camada asfáltica é gradualmente en-

fraquecida pela ação repetida da aplicação de tensões menores que a tensão de ruptura. As

trincas por fadiga e rupturas são causadas pelo movimento da carga das rodas, que produzem

alternadamente tensões de compressão e de ﬂexão (Maupin, 1970). As trincas iniciam-se

geralmente na parte inferior do revestimento asfáltico, propagando-se para cima até atingir a

superfície (Figura 7.2).

Figura 7.2: Trincas por fadiga

Inicialmente, a trinca por fadiga não foi reconhecida como um fenômeno devido à ação de

cargas repetidas, mas sim como um mero envelhecimento do pavimento. No entanto, por volta

196 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

da década de 1950, pesquisadores como Hveem passaram a incutir como causa dessas trincas a

ação repetida de ﬂexão das camadas asfálticas sobre bases resilientes (Maupin, 1970).

Hveem entendia que o trincamento progressivo da camada asfáltica se devia à deformação

resiliente (elástica) das camadas subjacentes. Hveem passou a utilizar o termo deformação

resiliente ao invés de deformação elástica, em virtude das deformações elásticas relativas à

pavimentos serem muito maiores do que as deformações que ocorrem em sólidos elásticos

como concreto e aço, por exemplo. O termo resiliência signiﬁca energia armazenada num

corpo deformado elasticamente, a qual é devolvida quando cessam as tensões causadoras das

deformações (Medina, 1997).

As investigações de Hveem relacionaram trincas por fadiga, magnitude de deﬂexão e rigidez

do pavimento, indicando que, se bem projetado, o pavimento deve ser capaz de resistir às

deﬂexões, ou melhor, ter rigidez suﬁciente para reduzir as deﬂexões a níveis aceitáveis (Maupin,

1970). Como visto anteriormente, a rigidez da mistura pode ser afetada tanto pelo asfalto quanto

pelo agregado utilizado na mistura. Geralmente, atribui-se um peso maior à inﬂuência que o

asfalto exerce sobre o desempenho à fadiga das misturas, mas, como o agregado é o objeto de

estudo desta pesquisa, seus efeitos sobre a fadiga é que serão investigados.

Maupin (1970) ao realizar pesquisas sobre os efeitos da forma e da textura dos agrega-

dos no comportamento à fadiga obteve evidências de que misturas produzidas com agregados

com formas mais arredondadas apresentam vida de fadiga maior que misturas produzidas com

agregados com formas cúbicas e lamelares, ou seja, a vida de fadiga tende a decrescer com o

aumento da rigidez da mistura. A explicação desse fato foi vislumbrada ao seccionar as misturas

produzidas com agregados de forma arredondada, cúbica e lamelar, revelando que agregados

com partículas lamelares e cúbicas apresentavam uma melhor estrutura de intertravamento

entre suas partículas, enquanto as partículas arredondadas e com angularidade baixa pareciam

"ﬂutuar" entre o material asfáltico. Maupin explica que quando uma mesma tensão é aplicada,

misturas produzidas com partículas que proporcionam maior intertravamento podem transmitir

tensões maiores ao ﬁlme de asfalto que envolve essas partículas, resultando em uma vida de

fadiga menor da mistura.

Maupin (1970) cita o trabalho de Monismith

, que apresenta resultados que mostram que as

misturas produzidas com partículas britadas (angulares) têm vida de fadiga maior que misturas

produzidas com partículas não britadas. Maupin relata como possível explicação para esse

desacordo o fato de que Monismith obteve volumes de vazios mais elevados para as misturas

Monismith, C. L. (1965) Asphalt Mixture Behavior in Repeated Flexure. California Div. Of. Highways, Rept.

TE-65-9

7.4. Desgaste 197

produzidas com agregados britados comparados aos obtidos com as misturas produzidas com

agregados não britados e, conseqüentemente, as misturas com Vv mais elevados seriam mais

ﬂexíveis e, portanto, mais resistentes à fadiga.

Kim et al. (1992), ao desenvolver pesquisas sobre os efeitos do tipo do agregado na vida de

fadiga das misturas, investigaram cinco fatores: tipo do agregado, onde são testados agregados

com textura superﬁcial rugosa e agregados com textura superﬁcial lisa; tipo de asfalto; teor

de asfalto; volume de vazios e variação da temperatura. Os resultados obtidos mostram que

as misturas contendo agregados com textura superﬁcial rugosa são mais resistentes à fadiga,

indicando que a textura rugosa confere à partícula uma superfície mais adequada para propor-

cionar a aderência do asfalto às partículas e o resultado dessa interface melhor para a união

asfalto agregado é uma resistência à fadiga mais elevada. Exames cuidadosos nas superfícies

de ruptura, após os ensaios de fadiga, revelaram que a ruptura (fratura) ocorrida nas misturas

contendo agregados de textura superﬁcial lisa se dava através da interface entre o agregado e

o asfalto, provavelmente devido à união fraca entre o asfalto e a superfície lisa do agregado.

Por outro lado, a fratura em misturas contendo agregados com superfície rugosa progrediu

através das partículas dos agregados grossos, indicando uma união muito forte entre o asfalto e

o agregado.

7.4 Desgaste

O desgaste é o responsável pelo surgimento de defeitos como panelas e buracos, que são

atribuídos à desagregação da camada de rolamento. A desagregação é caracterizada pela desin-

tegração da camada de revestimento que ocorre a partir da superfície do pavimento, iniciando-se

com a perda de ﬁnos e progredindo, com a ação do tráfego, para o deslocamento de partículas

maiores do agregado. A desagregação é precedida pela perda de adesividade entre as partículas

de agregado e o asfalto. Dentre as causas que levam à desagregação podem ser citadas a

presença excessiva de ﬁnos, a segregação e a densiﬁcação baixa da camada de revestimento.

A desagregação pode ocorrer quando há excesso de ﬁnos na mistura de agregados, eviden-

ciado por uma cobertura de pó sobre as partículas. Essa cobertura de pó torna-se danosa à

mistura quando se apresenta grossa o suﬁciente para que o ﬁlme de asfalto una-se à ela em

vez de unir-se ao agregado. A segregação também é causa de desagregação da camada por

proporcionar a diminuição dos pontos de contato entre partículas, ou melhor explicando, em

áreas segregadas da camada asfáltica, a parcela maior de contato entre as partículas se dá entre

agregados grossos unidos pontualmente pelo asfalto e, com o passar do tempo, o endurecimento

198 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(envelhecimento) do asfalto, além da presença de umidade, podem comprometer essa ligação

pontual asfalto/agregado e vir a ocasionar sua quebra, com posterior remoção das partículas

pela passagem dos veículos. A desagregação pode ocorrer, também, devido à baixa densidade

da capa asfáltica, resultado de uma compactação inadequada. Quando a compactação da camada

asfáltica é insuﬁciente, a coesão entre as partículas do agregado envoltas pela película adesiva

de asfalto também é insuﬁciente, tornando a mistura propensa a desagregar durante a passagem

de veículos.

Outro defeito, mais difícil de ser detectado, é o descolamento da película de asfalto do agre-

gado na presença de umidade, denominado stripping em língua inglesa. O stripping geralmente

inicia-se na parte inferior da camada de rolamento, devido aos esforços de tração resultantes da

passagem dos veículos, progredindo até a superfície (Figura 7.3).

Figura 7.3: Perda de adesividade entre o asfalto e o agregado na presença de água

Tanto na desagregação como no stripping, o problema é a perda de adesividade, devido a

uma ligação adesiva deﬁciente, que pode estar aliada a uma solicitação capaz de descolar o

asfalto do agregado, ou ainda à ação da água na interface asfalto/agregado. O problema da

perda de adesividade entre o asfalto e o agregado é complexo e dependente de muitas variáveis,

incluindo o tipo e o uso da mistura, as características do asfalto, as características do agregado,

os fatores climáticos, o tráfego, as práticas de construção e o uso de aditivos para melhorar a

adesividade. Entretanto, a presença de umidade é um fator comum. Na literatura, veriﬁca-se

7.5. Experimentos Laboratoriais 199

que a perda de adesividade entre o agregado e a película de asfalto tem como causas principais

a inﬂuência da umidade, a mineralogia e a composição química do agregado. Mas, os estudos

realizados nesta pesquisa mostram evidências de que outro fator também pode inﬂuenciar a

adesividade entre o asfalto e o agregado, a absorção de asfalto.

7.5 Experimentos Laboratoriais

As propriedades mecânicas das misturas AZRg, AZRb, Bg e Bb foram avaliadas através

dos ensaios de estabilidade e ﬂuência Marshall, ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

e dinâmica, resistência à tração por compressão diametral uniforme, módulo de resiliência por

compressão diametral dinâmica e fadiga por compressão diametral dinâmica. As misturas foram

avaliadas também quanto à sua suscetibilidade aos danos causados pela umidade (stripping), de

acordo com as normas AASHTO T 283 e ASTM D 4867, utilizando os ensaios de resistência

à tração por compressão diametral uniforme e módulo de resiliência por compressão diametral

dinâmica para a veriﬁcação da variação dessas propriedades mecânicas.

7.5.1 Estabilidade e Fluência Marshall

Para a determinação da estabilidade (E) e ﬂuência (F) Marshall, os corpos-de-prova são

imersos em um banho de água a 60

C, por 20 minutos. Após, cada qual é imediatamente

submetido ao ensaio de compressão diametral, na forma idealizada por Marshall, para a deter-

minação da estabilidade, que corresponde à carga de ruptura, e da ﬂuência, que corresponde à

deformação sofrida pelo corpo-de-prova até o momento da ruptura. A prensa empregada para

a compressão diametral dos corpos-de-prova tem velocidade de compressão de 50 mm/min. e

está ilustrada na Figura 7.4.

7.5.2 Ensaio de Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme

O ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme, também conhecido por creep está-

tico, consiste na aplicação contínua de uma carga de compressão de 0, 1 MPa, durante 60 mi-

nutos, seguido de um período de recuperação de 15 minutos, com temperatura controlada

em 40

C. Essas condições de ensaio foram adotadas para atender às recomendações de De

Hilster & Van De Loo (1977), tendo em vista a permanência da mistura em seu trecho de

viscoelasticidade linear.

200 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Figura 7.4: Prensa empregada na realização dos ensaios Marshall

O equipamento de compressão uniaxial uniforme é composto por componentes que perma-

necem dentro de uma câmara de isolamento térmico, com regulagem térmica, e por compo-

nentes externos a essa câmara de isolamento térmico. A parte do equipamento que permanece

dentro da câmera consiste basicamente de prensa pneumática, LVDTs, suporte para a ﬁxação

dos LVDTs e placa metálica para a distribuição de carga sobre o corpo-de-prova. Já a parte

do equipamento externa à câmara de isolamento térmico consiste basicamente de indicadores

digitais de deslocamento e de tensão e de um microcomputador, necessário para o registro dos

dados obtidos no transcorrer do ensaio (Figura 7.5).

Figura 7.5: Equipamento usado nos ensaios de ﬂuência por compressão uniaxial

7.5. Experimentos Laboratoriais 201

Procedimentos Prévios

Antes da realização dos ensaios, os corpos-de-prova têm suas bases circulares polidas com

lixa ferro n. 80, sendo o acabamento dado com uma lixa mais ﬁna (n. 120). Após o polimento,

determinam-se as alturas dos corpos-de-prova com o auxílio de um paquímetro, com resolução

em centésimos de milímetro.

Após, encaminham-se os corpos-de-prova à estufa, mantida em 40

C, onde permanecem

por 12 horas precedentes ao ensaio, com o objetivo de estabilizar e homogeneizar a tem-

peratura por todo o corpo-de-prova. No momento que antecede a realização do ensaio, as

bases circulares do corpo-de-prova são lubriﬁcadas com uma ﬁna camada de vaselina comum.

Esse procedimento é utilizado por recomendação de Souza et al. (1991), que aﬁrmam que os

resultados do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme, quando expressos sob a

forma de deformação (variação da altura do corpo-de-provadividida por sua altura original), não

dependem do formato nem das dimensões do corpo-de-prova empregado, desde que as bases

do cilindro, delineado pelo corpo-de-prova, sejam paralelas entre si e estejam adequadamente

polidas e lubriﬁcadas. Tanto o polimento quanto a lubriﬁcação das bases do corpo-de-prova são

necessários para evitar o aparecimento de tensões cisalhantes, garantindo assim a uniformidade

da distribuição da tensão normal.

Pré-condicionamento

Em cada corpo-de-prova é efetuado um pré-condicionamento imediatamente anterior ao

período de realização do ensaio. No pré-condicionamento, o corpo-de-prova é mantido sob a

aplicação da carga do ensaio durante 5 minutos e, em seguida, é submetido a um período de

descanso ou de recuperação também de 5 minutos.

Realização do Ensaio

Após o pré-condicionamento, inicia-se o ensaio com aplicação da carga no corpo-de-prova

por 60 minutos, correspondente a uma tensão de compressão de 0, 1 MPa, seguido pela de-

saplicação da carga por 15 minutos, correspondente ao período de recuperação. Durante os

75 minutos de ensaio, a carga aplicada e os deslocamentos axiais sofridos pelo corpo-de-prova

são obtidos eletrônicamente através de dois sensores do tipo LVDT (Linear Variable Differential

Transducers).

202 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Os ensaios são gerenciados por um programa computacional que realiza a aquisição de

dados, desenvolvido no ambiente LabView pelo professor Dr. Glauco Tulio Pessa Fabbri. Esse

programa permite o controle da prensa pneumática, registra as leituras dos deslocamentos axiais

obtidos pelo LVDT e da carga aplicada. As leituras são armazenadas na memória secundária

do microcomputador, em formato texto (arquivos .txt). O programa de cálculo, também desen-

volvido em LabView, lê o arquivo texto gerado durante todo o ensaio, transforma as leituras de

volt para milímetro, calcula a deformação total, a deformação elástica, a deformação plástica, a

recuperação, a declividade média ou inclinação do trecho entre 1000 e 3600 segundos (trecho de

ﬂuência uniforme) e os módulos de ﬂuência para 3600 e 4500 segundos e grava esses resultados

em outro arquivo texto.

A Figura 7.6 é ilustrativa de uma tela do programa obtida após a realização de um ensaio de

ﬂuência por compressão uniaxial uniforme, onde podem ser vistas as curvas de ﬂuência obtidas

através registros dos deslocamentos axiais e a variação da carga aplicada ao longo do ensaio. Na

Figura 7.7, pode-se visualizar uma tela do programa de cálculo, com cálculos de deformação

total, deformação elástica, deformação plástica, recuperação, inclinação do trecho entre 1000 s

e 3600 s e os módulos de ﬂuência para 3600 s e 4500 s, referentes à média das leituras obtidas

nos dois LVDTs.

Figura 7.6: Ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

7.5. Experimentos Laboratoriais 203

Figura 7.7: Cálculo do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

7.5.3 Ensaio de Fluência por Compressão Uniaxial Dinâmica

O ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica, também conhecido por creep di-

nâmico, é realizado com a aplicação de 5.000 ciclos de carregamento, cada ciclo com duração

de 1 s, sendo 0, 1 s de aplicação de carga e 0, 9 s de descanso, com tensão de compressão de

0, 1 MP a (1 kgf/cm

) e temperatura controlada de 40

C. No momento imediatamente anterior

ao início do ensaio, o corpo-de-prova é submetido a um pré-condicionamento, com aplicação

de 200 ciclos de carregamento nas mesmas condições de tensão e de temperatura do ensaio.

O equipamento, a forma de aquisição de dados, a preparação dos corpos-de-prova e o con-

dicionamento térmico a que os corpo-se-prova são submetidos antes do ensaio são os mesmos

descritos para o ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme.

Para o processamento dos dados obtidos durante o ensaio utiliza-se um programa compu-

tacional também desenvolvido pelo professor Dr. Glauco Tulio Pessa Fabbri em LabView, que

calcula a deformação total, a inclinação da curva de deformação axial versus tempo no trecho

entre 100 s e 5.000 s e o módulo de ﬂuência para 5.000 s. A Figura 7.8 ilustra telas do programa,

onde podem ser vistas, em geral e em detalhe, as curvas de ﬂuência obtidas através do registro

dos deslocamentos axiais e da variação da carga aplicada ao longo do ensaio.

204 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) geral (b) detalhe

Figura 7.8: Telas de um ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

7.5.4 Ensaios de Compressão Diametral

Os ensaios de avaliação das propriedades mecânicas das misturas procuram simular as

condições reais de solicitações no campo. O ensaio de compressão diametral, idealizado pelo

professor Fernando Luiz Lobo B. Carneiro

, foi desenvolvido com base na investigação da

resistência que cilindros de concreto, dentro de tubos metálicos, teriam quando solicitados

diametralmente. Tratava-se de um projeto de deslocamento de uma velha igreja para a abertura

da Avenida Presidente Vargas no Rio de Janeiro, no início dos anos de 1940 (Medina, 1997).

O ensaio de compressão diametral, conhecido mundialmente como Ensaio Brasileiro, inspi-

rou o professor Icarahy da Silveira

apud Medina (1997) a desenvolver estudos sobre compres-

são diametral em amostras compactadas de solos coesivos, prevendo as potencialidades desse

ensaio simples na determinação da tração de maneira indireta. Medina (1997) atribui a Schmidt

(1972) a aplicação desse ensaio, sob carregamento dinâmico, em misturas betuminosas.

Ensaio de Resistência à Tração por Compressão Diametral Uniforme

O ensaio consiste na aplicação progressiva de carga de compressão diametral uniforme até

a ruptura do corpo-de-prova (Figura 7.9). A resistência à tração é deﬁnida como a tensão de

tração sob a qual ocorre a ruptura diametral do corpo-de-prova quando submetido a uma carga

de compressão uniforme paralela ao eixo de ruptura.

Carneiro, F. L. L. B. (1943) Um novo método para a determinação da resistência à tração dos concretos.

Comunicação, 5. Reunião da Associação Brasileira de Normas Técnicas, publ. Instituto Nacional de Tecnologia,

Rio de Janeiro.

Silveira, I. (1944) Ensaio de compressão diametral em solos. R. Municipal de Engenharia, v.11, n.3 e 4, Rio

de Janeiro.

7.5. Experimentos Laboratoriais 205

Figura 7.9: Ensaio de resistência à tração por Compressão diametral uniforme

Como procedimentos prévios à realização do ensaio, determina-se as alturas médias dos

corpos-de-prova, para em seguida, acomodá-los dentro de uma sala climatizada na mesma tem-

peratura de realização do ensaio (25

C), durante pelo menos 24 horas. O ensaio resume-se em

submeter o corpo-de-prova, acondicionado ao suporte com frisos (Figura 7.12(a)), à aplicação

progressiva de carga pela prensa, com velocidade de compressão de 0, 8 mm/s, até a ruptura do

corpo-de-prova (Figura 7.10).

Com o valor da carga de ruptura, pode-se calcular a resistência à tração do corpo-de-prova,

através da Equação 7.1.

ou RT =

Π × D × H × 10, 2

(7.1)

onde:

ou RT = resistência à tração indireta, MP a;

F = carga de ruptura, kgf;

D = diâmetro do corpo-de-prova, cm;

H = altura do corpo-de-prova, cm.

206 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Aplicação de carga até a ruptura (b) Exemplo de trinca produzida no

corpo-de-prova

Figura 7.10: Ruptura do corpo-de-prova

A resistência à tração (DNER ME 138) também foi utilizada nesta pesquisa para a deﬁnição

da carga aplicada aos corpos-de-prova submetidos aos ensaios de módulo de resiliência e de

fadiga.

Ensaio de Compressão Diametral de Cargas Repetidas

A simulação da solicitação dinâmica dos pavimentos é bastante difícil e complexa, pois os

pavimentos estão sujeitos a cargas de intensidades diferentes e freqüências variáveis ao longo

do dia e do ano. Os ensaios de carga repetida procuram reproduzir as condições de campo,

onde a força aplicada atua no sentido de compressão, de zero a um máximo e depois diminui

7.5. Experimentos Laboratoriais 207

até anular-se ou atingir um patamar inferior, para atuar novamente após um intervalo pequeno

de repouso. A amplitude da carga e seu tempo de pulso são função da velocidade do veículo e da

profundidade em que se calculam as tensões e deformações produzidas no pavimento, enquanto

a freqüência retrata o ﬂuxo dos veículos.

O ensaio de compressão diametral de cargas repetidas é um ensaio de tração indireta con-

duzido em um corpo-de-prova cilíndrico. As cargas repetidas são de compressão, atuantes ao

longo de um plano diametral, aplicadas através de dois frisos de carga opostos (Figura 7.12(a)),

produzindo uma tensão de tração relativamente uniforme ao longo do plano diametral vertical.

Para o estado biaxial de tensões, considerando as misturas homogêneas, isotrópicas e elásticas,

as tensões de tração e de compressão, que ocorrem no centro do corpo-de-prova, podem ser

modeladas da seguinte maneira:

Π × D × H × 10, 2

(7.2)

= −

Π × D × H × 10, 2

(7.3)

onde:

= tensão de tração, em MPa;

= tensão de compressão, em MPa;

F = carga de ruptura, em Kgf;

D = diâmetro do corpo de prova, em cm;

H = altura do corpo-de-prova, em cm.

Módulo de Resiliência

A resiliência das misturas asfálticas refere-se à deformação recuperável ou elástica da mis-

tura sob a ação de cargas repetidas, onde a energia armazenada no corpo-de-prova deformado

elasticamente é devolvida quando cessam as tensões causadoras da deformação. Outro termo

bastante usado também é rigidez, para indicar a capacidade das misturas asfálticas de resistir à

deformação (Medina, 1997). A repetição das deformações resilientes, na camada asfáltica do

pavimento, provoca deterioração gradual por fadiga.

Nesta pesquisa, o módulo de resiliência das misturas foi obtido através do ensaio de com-

pressão diametral dinâmica, ou ensaio de tração indireta, realizado de acordo com o método

normalizado pelo DNER ME 133, utilizando o equipamento ilustrado na Figura 7.11. Esse

208 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

equipamento é composto por: prensa pneumática, LVDT, frisos com suporte para a acomodação

do corpo-de-prova, suporte para a ﬁxação dos LVDT, indicadores digitais de deslocamento e

de tensão e microcomputador, necessário para o registro dos dados obtidos no transcorrer do

ensaio. O detalhe dos frisos pode ser visto na Figura 7.12(a), do suporte para a ﬁxação dos

LVDT na Figura 7.12(b) e do conjunto montado na Figura 7.12(c).

Figura 7.11: Equipamento do ensaio de compressão diametral

Os procedimentos que antecedem a realização do ensaio consistem em determinar as alturas

dos corpos-de-prova e mantê-los, por pelo menos 24 horas, em uma sala climatizada a 25

Nos minutos que antecedem ao ensaio, faz-se um pré-condicionamento do corpo-de-prova,

para a redução da inﬂuência das deformações permanentes. Para tanto, são aplicados 200 ciclos

de carregamento no corpo-de-prova, com mesma carga e temperatura do ensaio e, só então, as

medições das deformações resilientes começaram a ser computadas.

O ensaio é realizado a 25

C, com a aplicação de 500 ciclos de carregamento, tendo cada

ciclo duração de 1 s, com 0, 1 s de aplicação da carga e 0, 9 s de recuperação. A magnitude

da carga aplicada varia de 20 a 25% da resistência à tração do corpo-de-prova, com freqüência

de 60 ciclos por minuto. Segundo Medina (1997), só é admissível que se aplique a teoria

da elasticidade em misturas asfálticas se os níveis de tensão de tração forem considerados

baixos (menores que 50%) em relação à tensão de ruptura e se forem utilizadas temperaturas

inferiores a 40

C. A Figura 7.13 ilustra a realização do ensaio, com uma visão geral do

equipamento 7.13(a) e um detalhe 7.13(b).

7.5. Experimentos Laboratoriais 209

(a) frisos (b) suporte

Figura 7.12: Frisos e suporte do LVDT

(a) geral (b) detalhe

Figura 7.13: Ensaio de módulo de resiliência

210 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

O módulo de resiliência pode então ser calculado através da Equação 7.4.

MR =

∆ × H × 10, 2

× (0, 9976µ + 0, 2692) (7.4)

onde:

MR = módulo de resiliência, MP a;

F = carga vertical repetida e aplicada diametralmente no corpo-de-prova n vezes, kgf;

∆ = deslocamento resiliente sofrido pelo corpo-de-prova, na direção perpendicular às aplica-

ções da carga, cm;

H = altura do corpo-de-prova, cm;

µ = coeﬁciente de Poisson.

O controle do carregamento e a aquisição dos dados são gerenciados por um programa

computacional desenvolvido em LabView, pelo professor Dr. Glauco Tulio Pessa Fabbri, que

registra as informações, adquiridas durante o ensaio, na memória do computador, em formato

texto (arquivos .txt). A Figura 7.14 apresenta telas do programa. Outro programa, também

desenvolvido em LabView, lê o arquivo texto gerado durante o ensaio, transforma as leituras de

volt para milímetro, calcula o módulo de resiliência médio, módulo de resiliência instantâneo

e a carga média aplicada, considerando todos os ciclos, e grava os resultados em outro arquivo

texto.

(a) geral (b) detalhe

Figura 7.14: Telas obtidas após um ensaio de módulo de resiliência

A norma da AASHTO TP31 menciona dois tipos de módulo de resiliência, o módulo de

resiliência total (MR) e o módulo de resiliência instantâneo (MR

), determinados com base na

curva deformação versus tempo de cada ciclo de carregamento (Figura 7.15).

O módulo de resiliência instantâneo é calculado com a deformação recuperada instantane-

amente na fase de descarregamento do ciclo (deformação instantânea, ∆

inst

), não incluindo a

7.5. Experimentos Laboratoriais 211

deformação recuperada durante o período de descanso ou recuperação, ou seja, período em que

a deformação é recuperada ao longo do tempo. A deformação instantânea é determinada pela

diferença entre a deformação máxima atingida pelo corpo-de-prova, no referido ciclo, e a defor-

mação na base do trecho de descarregamento da curva de deformação. O ponto da curva no qual

a deformação da base do trecho de descarregamento é considerada é determinado gerando-se

uma linha vertical a partir da intersecção de duas retas de regressão e estendendo-a até que

intercepte a curva de deformação. A reta de regressão denominada reta 1 (Figura 7.15) é uma

extensão da parte linear do trecho de descarregamento da curva de deformação e baseia-se em

todos os pontos localizados após o pico da curva e antes da recuperação de 75% da deformação

máxima sofrida. A reta de regressão, denominada reta 2, baseia-se nos pontos correspondentes

aos últimos 0, 75 segundos do ciclo. Essas duas retas são estendidas e interceptam-se em

um ponto, a partir do qual é traçada a linha vertical que por sua vez interceptará a curva de

deformação (Greco, 2004).

(AASHTO TP31 apud Greco (2004))

Figura 7.15: Curva de deformação versus tempo, para um ciclo de carregamento

O módulo de resiliência total (MR) é calculado a partir da deformação resiliente total

(∆

T otal

), que inclui tanto a deformação que é recuperada instantaneamente como a deformação

recuperada durante a fase do ciclo em que o corpo-de-prova permanece sem carregamento,

ou seja, em descanso. A deformação total é deﬁnida como a diferença entre a deformação

máxima do ciclo de carregamento e a deformação ﬁnal, determinada pela média dos valores de

deformação dos últimos 75% do ciclo (Greco, 2004).

212 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Estimativa da Vida de Fadiga

O ensaio de compressão diametral serve também para o estudo de fadiga das misturas

asfálticas. Para esse ﬁm, aplicam-se vários níveis de tensão calculadas como uma porcentagem

em relação à ruptura estática. Então, determina-se o número de aplicações de carga até o

trincamento e ruptura num plano vertical.

O ensaio de fadiga é realizado a 25

C, sob o regime de tensão controlada (TC), isto é, com

a tensão de tração repetidamente aplicada e induzida pela força vertical distribuída no friso

da geratriz, sem sofrer alterações até a ruptura do corpo-de-prova. A aplicação de carga, com

freqüência de 60 ciclos por minuto, tem duração de 0, 1 s e recuperação de 0, 9 s. Pode-se ter

uma visão geral do equipamento utilizado na realização do ensaio na Figura 7.16(a) e um detalhe

da aplicação de carga no corpo-de-prova na Figura 7.16(b). Nesta pesquisa, utilizou-se como

critério de parada do ensaio a ruptura do corpo-de-prova, caracterizada pelo seccionamento ao

longo do plano vertical, ou a deformação vertical máxima de 4 mm.

A estimativa da vida de fadiga das misturas foi realizada através da aplicação de cargas verti-

cais repetidas de tal forma que as tensões geradas correspondessem a 20, 30 e 40% da resistência

à tração, para misturas produzidas com diferentes tipos de agregados (gabro e basalto) e de

granulometrias (AZR e Bailey). De uma maneira geral foram ensaiados dois corpos-de-prova,

para cada nível de tensão de tração atuante.

As cargas verticais aplicadas podem ser determinadas em função da resistência à tração e

do nível de tensão desejado, como mostra a Equação 7.5.

F =

Π × D × H × %RT

(7.5)

onde:

F = carga de ruptura, em kgf;

%RT = nível de tensão de tração, em kgf/cm

;

D = diâmetro do corpo de prova, em cm;

H = altura do corpo-de-prova, em cm.

A vida de fadiga é expressa pelo número N de solicitações necessárias para a conclusão do

ensaio e modelada através da diferença de tensões, no estado biaxial de tensões, como mostra a

Equação 7.6.

N = K(

∆σ

)

(7.6)

7.5. Experimentos Laboratoriais 213

sendo,

∆σ = σ

− σ

(7.7)

então, no centro da amostra, para o estado biaxial de tensões:

Π × D × H × 10, 2

(7.8)

= −

Π × D × H × 10, 2

(7.9)

onde:

N = vida de fadiga, expressa em número de solicitações de carga;

∆σ = diferença entre as tensões horizontal (de tração) e vertical (de compressão) no centro da

amostra, em MPa;

∆σ = σ

− (−σ

) = 4σ

(7.10)

K e n = parâmetros de fadiga, determinados experimentalmente;

= tensão de tração, em MP a;

= tensão de compressão, em MP a;

F = carga de ruptura, em kgf;

D = diâmetro do corpo de prova, em cm;

H = altura do corpo-de-prova, em cm.

214 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Visão geral do equipamento

(b) Detalhe da aplicação de carga no corpo-de-prova

Figura 7.16: Ensaio realizado para a estimativa da vida de fadiga das misturas

7.5. Experimentos Laboratoriais 215

7.5.5 Adesividade entre o Asfalto e o Agregado

A adesividade entre o asfalto e o agregado pode ser avaliada através de métodos de análise

visual ou de análise do comportamento mecânico das misturas asfálticas. Nesta pesquisa, foram

empregadas tanto a forma de avaliação da adesividade através de análises visuais, utilizando os

ensaios de adesividade do agregado grosso (DNER ME 078) e de adesividade do agregado

ﬁno (DNER ME 079), como através de análises do comportamento mecânico das misturas,

utilizando os métodos de avaliação da sensibilidade à umidade das misturas, normalizados pela

ASTM D 4867 e AASHTO T 283.

Adesividade do Agregado Grosso

A propriedade de aderência entre o agregado grosso e o asfalto é avaliada visualmente

quanto ao descolamento da película de asfalto que envolve a partícula do agregado, quando

a mistura é submetida à ação da água destilada, numa temperatura de 40

C por 72 horas, como

estabelece a norma DNER ME 078.

Cerca de 500 g de agregado grosso, fracionado por peneiramento entre as peneiras de

abertura 19, 0 mm e 12, 5 mm, é lavado e deixado submerso em água destilada durante 1 minuto.

Após, drena-se a amostra levando-a à estufa onde permanece por 2 horas numa temperatura de

120

A próxima etapa do ensaio é realizar a mistura asfalto/agregado. Para tanto, aquece-se o

asfalto a 120

C e o agregado a 100

C, vertendo cerca de 17, 5 g de asfalto sobre o agregado e

efetuando um completo envolvimento entre os materiais, com o auxílio de uma espátula. Logo

depois, a mistura é colocada sobre uma superfície lisa e limpa, onde permanece até que atinja a

temperatura ambiente, para então ser submersa em água destilada a 40

C, por 72 horas.

Após as 72 horas, analisa-se visualmente a amostra, classiﬁcando-a como de adesividade

satisfatória, quando não houver descolamento da película de asfalto, ou como não satisfatória,

quando ocorrer descolamento total ou parcial da película. A Figura 7.17 revela a aparência de

uma partícula de agregado com rompimento da película de asfalto.

216 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Figura 7.17: Descolamento da película de asfalto

Adesividade do Agregado Fino

A propriedade de aderência entre o agregado ﬁno e o asfalto é avaliada visualmente quanto

ao descolamento da película de asfalto que envolve a partícula do agregado, quando a mistura é

submetida à ação da água destilada fervente e a soluções molares de carbonato de sódio fervente,

como estabelece a norma DNER ME 079.

A amostra de agregado utilizada no ensaio é fracionada por peneiramento entre as peneiras

de abertura 0, 59 mm e 0, 21 mm, lavada e seca em estufa. Em seguida, procede-se a produção

da mistura asfalto/agregado, aquecendo cerca de 29% de asfalto a 160

C e 71% de agregado a

175

C, e efetuando um completo envolvimento entre os materiais. Após, coloca-se a mistura

sobre uma superfície lisa e limpa, onde permanece até que atinja a temperatura ambiente.

Completado o período de resfriamento, cerca de 5 g da mistura é colocada dentro de um

tubo de ensaio com água destilada. Em seguida, aquece-se uma solução de glicerina em um

bécher a aproximadamente 110

C (banho-maria), submetendo o conjunto (tubo, amostra e

água destilada) a submersão parcial nesse banho-maria, até que seja completado 1 minuto de

fervura da água. Em seguida, a mistura é retirada do tubo para a avaliação visual quanto ao

descolamento ou não da película de asfalto. Se houver descolamento da película, o agregado é

classiﬁcado como material de adesividade má, a exemplo do material ilustrado na Figura 7.18.

Se o descolamento não ocorrer, o ensaio é repetido, sendo agora substituída a água por

soluções de carbonato de sódio em concentrações diferentes, partindo da solução menos con-

centrada para a mais concentrada, objetivando a determinação da concentração na qual ocorrerá

o descolamento da película de asfalto. Dependendo da concentração em que ocorrer o descola-

mento, a adesividade do agregado poderá ser classiﬁcada como satisfatória, boa ou ótima.

7.5. Experimentos Laboratoriais 217

Figura 7.18: Deslocamento da película de asfalto do agregado ﬁno

Sensibilidade das Misturas à Umidade

Os danos causados pela umidade às misturas asfálticas podem ser avaliados através dos

métodos padronizados pela ASTM D 4867 e pela AASHTO T 283. Basicamente, as diferenças

entre esses dois métodos, destinados ao mesmo propósito, estão na etapa de cura e de condi-

cionamento das misturas à umidade. Durante o estudo desses dois métodos, suspeitou-se que,

em virtude dessas diferenças, poderiam ocorrer absorções de asfalto em maior ou menor grau

pelos agregados e que, talvez isso, pudesse inﬂuenciar a suscetibilidade à umidade das misturas.

Portanto, optou-se por utilizar tanto o método da ASTM D 4867 como o da AASHTO T 283

nesta pesquisa, com o objetivo de estabelecer comparações entre os métodos e avaliar o efeito

da absorção de asfalto sobre os resultados encontrados.

De uma maneira geral, ambos os métodos consistem em avaliar a variação de uma propri-

edade mecânica da mistura, antes e depois desta ser submetida à ação da água. Para tanto,

são produzidos 6 corpos-de-prova Marshall, divididos em 2 grupos de 3 corpos-de-prova, onde

o primeiro grupo é submetido a algum tipo de condicionamento à água, chamado de grupo

condicionado, e outro não é submetido a nenhum tipo de condicionamento, denominado grupo

de controle. Ambos os métodos estabelecem como propriedade mecânica a ser avaliada a resis-

tência à tração das misturas, no entanto, em vista dos resultados apresentados por Furlan et al.

(2004) e Gouveia et al. (2004), que indicam o módulo de resiliência como uma propriedade

mecânica bastante sensível à detecção de variações sofridas pela mistura quando submetida à

ação da água, optou-se por também avaliar o módulo de resiliência das misturas antes e depois

de submetidas ao condicionamento por umidade.

218 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

As diferenças entre os dois procedimentos de ensaios utilizados estão na fase de cura e de

condicionamento das misturas. Quanto à cura, as misturas destinadas à realização do ensaio da

ASTM D 4867 são produzidas conforme o procedimento de moldagem utilizado nesta pesquisa,

como descrito no Capítulo 5, item 5.3.3, ou seja, são submetidas a um período de cura de

2 horas, antes da compactação. Já as misturas destinadas à realização do ensaio da AASHTO T

283, após a mistura do asfalto com o agregado, são espalhadas em bandejas e colocadas em

estufas ventiladas onde permanecem por 16 horas a uma temperatura de 60

C, ou seja, são

submetidas a uma fase de envelhecimento. Após as 16 horas, as misturas são colocadas numa

estufa não ventilada mantida na temperatura de compactação, onde permanecem por 2 horas,

para só então serem compactadas. Nesta pesquisa, para a avaliação de ambos os métodos,

os grupos de controle foram submetidos ao ensaio de módulo de resiliência e de resistência à

tração, após 24 horas da moldagem.

O processo de condicionamento, do grupo condicionado da ASTM D 4867, consiste em

colocar os corpos-de-prova submersos em água em temperatura ambiente e submetê-los a vá-

cuo parcial até que atinjam um grau de saturação entre 55 e 80%. Após a saturação, os

corpos-de-prova são colocados submersos em água destilada a 60

C, por 24 horas, e, em

seguida, são submersos em água destilada a 25

C, por 1 hora. Já o condicionamento do grupo

condicionado da AASHTO T 283 consiste em, após o mesmo procedimento de saturação por

vácuo parcial (entre 55 a 80%) descrito, submeter os corpos-de-prova a uma fase de congela-

mento, onde permanecem por 16 horas a −18

C e, posteriormente, a uma fase de desconge-

lamento, onde permanecem por 24 horas a 60

C. Terminada a fase de descongelamento, os

corpos-de-prova são submersos em água destilada a 25

C, por 2 horas. Em ambos os métodos,

terminada a fase de condicionamento, os corpos-de-prova são submetidos ao ensaio de módulo

de resiliência e de resistência à tração. A Tabela 7.1 apresenta resumidamente os procedimentos

que compõem os ensaios da ASTM D 4867 e da AASHTO T 283.

De posse dos valores de módulo de resiliência e de resistência à tração do grupo de controle

e do grupo condicionado de ambos os métodos, pode-se calcular a relação entre os módulos

de resiliência, denominada de módulo de resiliência retido (MRR), através da razão entre o

módulo de resiliência do grupo condicionado (MR

) e do grupo de controle (MR

), e a relação

entre as resistências à tração, denominada resistência à tração retida (RT R), através da razão

entre a resistência à tração do grupo condicionado (RT

) e do grupo de controle (RT

). É

bastante aceito na literatura que misturas que apresentem propriedade retida superior a 70%,

ou seja, perda de propriedade causada pelo ação da água inferior a 30%, sejam consideradas

aceitáveis.

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 219

Tabela 7.1: Resumo dos procedimentos de ensaio da ASTM D 4867 e da AASHTO T 283

Ensaio Corpo-de-prova Cura e Envelhecimento Condicionamento Critério de aceitação

n = 6 cura: temp. de congel.: não há Propr. retida

ASTM V v = 7 ± 1% compac. por 2h aquec.: 60

C por 24h > 70%

ou de campo envelhec.: não há imersão: 25

C por 1h

n = 6 cura: não há congel.: −18

C por 16h Propr. retida

AASHTO V v = 7 ± 1% envelhec.: mistura descong.: 60

C por 24h > 70%

ou de campo solta a 60

C por 16h imersão: 25

C por 2h

7.6 Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas

7.6.1 Estabilidade e Fluência Marshall

Na Tabela 7.2, estão apresentados os valores médios e o desvio padrão da estabilidade e

ﬂuência Marshall das misturas AZR executadas com energia de compactação de 75, 110 e 155

golpes por face dos corpos-de-prova Marshall, produzidas com agregados de gabro e de basalto.

Tabela 7.2: Resultados da estabilidade (E) e ﬂuência (F) Marshall das misturas AZR compac-

tadas com energias de 75, 110 e 155 golpes por face

Agregados E(N) F (0, 1 mm)

75 110 155 75 110 155

Gabro 17.583 22.080 28.924 42 38 37

Dpadrão 531 873 1.026 1 3 1

Basalto 12.837 16.981 19.299 44 44 43

Dpadrão 873 325 219 2 2 1

Os resultados mostram que com a elevação da energia de compactação aplicada ocorre

ganho de estabilidade (Figura 7.19). O aumento da energia de compactação de 75 golpes para

110 golpes representou um ganho de estabilidade em torno de 20% para a mistura AZRg e de

24% para a mistura AZRb. Aumentando a energia de compactação de 110 para 155 golpes,

o ganho de estabilidade foi de 24% para a mistura AZRg e de 12% para a mistura AZRb. O

ganho de estabilidade, comparando as estabilidades alcançadas com energias de 75 e 155 golpes,

foi de 39% para a mistura AZRg e de 33% para a mistura AZRb. Os ganhos de estabilidade

observados, devem-se, provavelmente, à energia de compactação adicional benéﬁca aplicada,

que possibilitou que fosse vencida a resistência à compactação promovida pelas partículas

angulosas e de textura rugosa, tornando possível a formação de arranjos mais próximos entre

partículas, constatado através da diminuição do VAM (ver Tabela 7.3), culminado em misturas

com esqueletos estruturais mais resistentes.

220 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Figura 7.19: Variação da estabilidade em função da energia de compactação aplicada

Tabela 7.3: Resultados do VAM e do asfalto efetivo, para energias de compactação de 75, 110

e 155 golpes

VAM (%) Asfalto efetivo (%)

Agregados 75 110 155 75 110 155

AZRg 17, 0 16, 5 16, 0 5, 3 5, 2 5, 0

AZRb 19, 5 18, 3 17, 4 6, 5 6, 0 5, 6

O aumento da energia de compactação, tanto de 75 para 110 golpes como de 110 para

155 golpes, representou uma diminuição do VAM em torno de 0, 5% e de asfalto efetivo em

aproximadamente 0, 1%, para a mistura AZRg (Tabela 7.3). Já a mistura AZRb, com o aumento

da energia de compactação tanto de 75 para 110 golpes como de 110 para 155 golpes, apresentou

uma diminuição mais acentuada do VAM, em torno de 1% e de asfalto efetivo de 0, 5%. No

entanto, apesar da mistura AZRg ter apresentado uma diminuição menor do VAM e, portanto,

do teor de asfalto efetivo de projeto, esta teve ganho de estabilidade mais pronunciado se

comparado ao ganho de estabilidade da mistura AZRb (Figura 7.20). Uma possível explicação

é que uma maior energia de compactação não somente aproxima as partículas entre si, mas

possibilita também que elas arranjem-se de maneira mais eﬁcaz para promover um melhor

intertravamento entre partículas. E devido às características de forma da partícula de gabro

serem mais adequadas para promover o intertravamento entre partículas, o ganho de estabilidade

da mistura AZRg foi maior.

Vale notar também que as misturas produzidas com o agregado de gabro são mais estáveis

que as produzidas com o agregado de basalto, para todas as energias de compactação aplicadas

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 221

Figura 7.20: Variação da estabilidade Marshall em função do VAM das misturas

(Figura 7.21). Esse fato mostra a superioridade das características de forma do agregado de

gabro comparadas às do agregado de basalto e destaca a importância dessa propriedade na

formação do esqueleto estrutural da mistura.

Figura 7.21: Variação da estabilidade das misturas AZRg e AZRb em função da energia de

compactação aplicada

A ﬂuência Marshall das misturas sofreu pouca variação com o aumento da energia de

compactação (Tabela 7.2). Estatisticamente, não houve variação da ﬂuência da mistura AZRg

com o aumento da energia de compactação de 75 para 110 golpes ou de 110 para 155 golpes.

Somente foi veriﬁcada uma diminuição da ﬂuência da mistura AZRg quando comparados os

valores médios obtidos com energias de compactação de 75 e 155 golpes. Já para a mistura

AZRb não houve variação da ﬂuência com o aumento da energia de compactação.

222 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

7.6.2 Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme

O ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme resulta numa curva de ﬂuência, a

qual consiste na deformação sofrida pelo corpo-de-prova em função do tempo de realização do

ensaio. Através dessa curva de ﬂuência pode-se calcular os parâmetros de análise do ensaio.

Esses parâmetros são a deformação total do corpo-de-prova ao ﬁnal do ensaio, a deformação

plástica, aquela que permanece após o período de recuperação, a deformação elástica, determi-

nada pela diferença entre a deformação total e a deformação plástica, a recuperação elástica,

a qual representa uma relação percentual entre a deformação elástica e a deformação total,

o módulo de ﬂuência após 3600 s de ensaio e a inclinação da curva de ﬂuência. O módulo

de ﬂuência pode ser obtido pela relação entre a tensão aplicada e a deformação sofrida pelo

corpo-de-prova após 3600 s de aplicação de carga, enquanto a inclinação da curva deformação

versus tempo pode ser determinada no trecho entre 1000 e 3600 s após o início da aplicação de

carga.

Nas Tabelas 7.4 e 7.5, estão apresentados os valores médios referentes a três determinações e

o desvio padrão das deformações totais (Dt), deformações elásticas (De), deformações plásticas

(Dp), recuperações (Recup.), módulos de ﬂuência (MF) e inclinações (Inclin.), obtidos através

do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme.

Tabela 7.4: Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme para

misturas produzidas com 75 golpes por face

Misturas e Dt De Dp Recup. MF Inclin.

Agregados (mm/mm) (mm/mm) (mm/mm) (%) (MP a)

AZRg 0, 00270 0, 00159 0, 00111 60 36, 39 0, 04030

Dpadrão 0, 00001 0, 00001 0, 00001 1 1, 08 0, 00098

AZRb 0, 00358 0, 00166 0, 00192 51 35, 01 0, 05993

Dpadrão 0, 00060 0, 00004 0, 00066 6 5, 59 0, 00623

Bg 0, 00292 0, 00162 0, 00131 59 34, 89 0, 05537

Dpadrão 0, 00039 0, 00008 0, 00055 10 5, 10 0, 02613

Bb 0, 00190 0, 00123 0, 00067 71 59, 18 0, 03733

Dpadrão 0, 00055 0, 00027 0, 00028 4 13, 5 0, 00391

Curva Granulométrica

Ao analisar comparativamente a granulometria das misturas AZR e Bg, produzidas com

agregado de gabro e compactadas com 75 golpes por face (Tabela 7.4), pode-se veriﬁcar que

as misturas AZRg e Bg tiveram valores considerados estatisticamente iguais de deformações

(total, elástica e plástica), assim como de recuperação, de módulo de ﬂuência e de inclinação

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 223

(Figura 7.23). Os parâmetros analisados pelo ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme indicam que

as misturas produzidas com as granulometrias AZR e Bg apresentam comportamento mecânico

semelhante, não indicando superioridade de uma granulometria em relação à outra.

Já as misturas AZRb e Bb apresentaram apenas deformações elásticas estatisticamente

iguais. A mistura AZRb deformou-se plasticamente cerca de 65% a mais que a mistura Bb,

com deformação total 47% maior à da mistura Bb (Figura 7.22). A capacidade de recuperação

elástica da mistura Bb foi aproximadamente 28% maior que a da mistura AZRb (Figura 7.23(a)).

O módulo de ﬂuência da mistura Bb foi 41% mais elevado que o módulo da mistura AZRb

(Figura 7.23(b)) e a inclinação da curva de ﬂuência da mistura Bb foi cerca de 38% mais baixa

que a inclinação da mistura AZRb (Figura 7.23(c)). Os parâmetros analisados pelo ensaio de

ﬂuência uniaxial uniforme, de uma maneira geral, indicam a superioridade da granulometria Bb

em relação à granulometria AZR para resistir às deformações permanentes.

Figura 7.22: Variações das deformações total, elástica e plástica das misturas AZRb e Bb

224 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Recuperação elástica

(b) Módulo de ﬂuência

Figura 7.23: Variações da recuperação elástica, módulo de ﬂuência e inclinação, obtidas através

do ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme, das misturas AZRg, Bg, AZRb e Bb

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 225

Tipo de Agregado

Os parâmetros do ensaio encontrados para as misturas AZRg e AZRb, compactadas com 75

golpes por face (Tabela 7.4), indicam que não há diferença entre as médias, ou seja, os valores

de deformação total, elástica e plástica, assim como a recuperação e módulo de ﬂuência podem

ser considerados estatisticamente iguais. Apenas a inclinação da curvas de ﬂuência da mistura

AZRb foi mais elevada comparada à da mistura AZRg, mas, de uma maneira geral, os desvios

padrões referentes às médias das inclinações foram relativamente altos.

Na Tabela 7.5, estão apresentados os parâmetros do ensaio encontrados para as misturas

AZRg e AZRb compactadas com 110 e 155 golpes por face do corpo-de-prova. Os resultados

também indicam que não há diferença entre os valores de deformação total, elástica e plás-

tica, assim como, de recuperação, módulo de ﬂuência e inclinação ao comparar as misturas

110AZRg e 110AZRb ou 155AZRg e 155AZRb. Portanto, pode-se concluir que, para uma

mesma granulometria AZR, o comportamento das misturas produzidas com agregado de gabro

e de basalto são semelhantes quanto à deformação permanente, considerando os parâmetros

analisados através do ensaios de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme.

Tabela 7.5: Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme para

misturas produzidas com 110 e 155 golpes por face

Misturas e Dt De Dp Recup. MF Inclin.

Agregados (mm/mm) (mm/mm) (mm/mm) (%) (MP a)

110AZRg 0, 00147 0, 00128 0, 00019 87 72, 69 0, 04678

Dpadrão 0, 00012 0, 00001 0, 00012 6 9, 12 0, 03221

110AZRb 0, 00172 0, 00124 0, 00049 73 62, 29 0, 08773

Dpadrão 0, 00027 0, 00013 0, 00019 7 8, 34 0, 03045

155AZRg 0, 00118 0, 00087 0, 00031 75 77, 99 0, 13120

Dpadrão 0, 00017 0, 00015 0, 00006 7 15, 40 0, 02286

155AZRb 0, 00133 0, 00086 0, 00047 67 89, 37 0, 14318

Dpadrão 0, 00010 0, 00020 0, 00030 14 13, 64 0, 04147

Energia de Compactação

Já se for considerada a variação da energia de compactação aplicada para um mesmo tipo de

agregado, outras observações podem ser conjeturadas. Para misturas produzidas com agregado

de gabro, conforme o aumento da energia de compactação de 75 golpes para 110 golpes, ocorreu

uma redução da deformação total em torno de 46%, uma redução da deformação plástica em

83% (Figura 7.24), a capacidade de recuperação elástica da mistura foi melhorada em cerca

de 31% (Figura 7.25(a)) e o módulo de ﬂuência foi 50% maior (Figura 7.25(b)). Com base

nesses resultados, pode-se depreender que ao aumentar a energia de compactação de 75 para

226 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

110 golpes, na produção das misturas com gabro, há uma melhora média superior a 50% quando

à sua capacidade de resistir à deformação permanente.

Figura 7.24: Variação das deformações das misturas produzidas com gabro, obtidas através do

ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme, conforme o aumento da energia de compactação

No entanto, o aumento da energia de compactação de 110 para 155 golpes por face não

acrescentou ganhos signiﬁcativos quanto à capacidade de resistir à deformação permanente.

Tanto a mistura 110AZRg como a mistura 155AZRg tiveram valores estatisticamente equi-

valentes quanto à deformação total e deformação plástica, recuperação e módulo de ﬂuência

(Figura 7.25).

Também para as misturas produzidas com agregado de basalto, conforme o aumento da

energia de compactação de 75 golpes para 110 golpes, as misturas 110AZRb tiveram uma

redução da deformação total em torno de 51%, uma redução da deformação plástica em 75%

(Figura 7.26), a capacidade de recuperação elástica da mistura foi melhorada cerca de 31% e o

módulo de ﬂuência foi 44% maior (Figura 7.25). Com base nesses resultados, pode-se concluir

que ao aumentar a energia de compactação de 75 para 110 golpes há uma melhoria média

superior a 50% quando à capacidade da mistura produzida com basalto de resistir à deformação

permanente. Com a elevação da energia de compactação de 110 para 155 golpes por face, as

misturas produzidas com basalto apresentaram resultados estatisticamente equivalentes quanto

às deformações (total, elástica e plástica) e recuperação, porém, o módulo de ﬂuência da mistura

155AZRb foi cerca de 30% maior que o módulo da mistura 110AZRb (Figura 7.25).

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 227

(a) Recuperação

(b) Módulo de ﬂuência

Figura 7.25: Variações da recuperação e do módulo de ﬂuência, obtidos através do ensaio de

ﬂuência uniaxial uniforme, das misturas produzidas com agregado de gabro e de basalto, em

função da energia de compactação aplicada

228 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Figura 7.26: Variação das deformações das misturas produzidas com basalto, obtidas através do

ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme, conforme o aumento da energia de compactação

7.6.3 Fluência por Compressão Uniaxial Dinâmica

Nas Tabelas 7.6 e 7.7, estão apresentados os valores médios referentes a três determinações

e desvio padrão das deformações totais, módulos de ﬂuência e inclinações nos trechos entre 100

e 5000 s da curva de ﬂuência, obtidos através do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial

dinâmica.

Tabela 7.6: Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica para

misturas produzidas com 75 golpes por face

Mistura e Tipo Dt MF Inclinação

de Agregado (mm/mm) (MP a)

AZRg 0, 00267 38, 37 0, 34798

Dpadrão 0, 00036 3, 36 0, 02520

AZRb 0, 00351 32, 09 0, 34633

Dpadrão 0, 00024 2, 83 0, 02450

Bg 0, 00396 27, 13 0, 34096

Dpadrão 0, 00021 0, 34 0, 05005

Bb 0, 00485 22, 95 0, 36388

Dpadrão 0, 00034 1, 23 0, 03078

Curva Granulométrica

Ao analisar comparativamente as curvas granulométricas AZR e Bg, produzidas com agre-

gado de gabro, pode-se observar que as misturas AZRg e Bg apresentam deformação total e

módulo de ﬂuência estatisticamente diferentes. A mistura AZRg deformou-se cerca de 33%

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 229

menos que a mistura Bg e apresentou módulo de ﬂuência 29% maior que o módulo da mistura

Bg (Figura 7.27). Já as inclinações das duas misturas podem ser consideradas estatisticamente

iguais. De uma maneira geral, esses resultados indicam comportamento melhor quanto à de-

formação permanente das misturas com a granulometria AZR, contrariando os resultados en-

contrados através do ensaio de ﬂuência por compressão uniforme, que indicam comportamento

equivalente entre as duas misturas.

A mistura AZRb também apresentou deformação total cerca de 28% menor que a deforma-

ção total da mistura Bb e módulo de ﬂuência aproximadamente 28% mais elevado que o módulo

da mistura Bb. Já a inclinação das duas misturas podem ser consideradas estatisticamente

iguais (Figura 7.27). Esses resultados também indicam um comportamento melhor quanto à

deformação permanente das misturas produzidas com a granulometria AZR quando comparado

ao comportamento da mistura produzida com granulometria Bb, contrariando os resultados

obtidos com o ensaio de ﬂuência por compressão uniforme, que apontam a superioridade da

granulometria Bb para resistir à deformação permanente.

230 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Deformação total

(b) Módulo de ﬂuência

Figura 7.27: Parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica para misturas com granulome-

trias AZR e Bailey, produzidas com agregados de gabro e de basalto

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 231

Tipo de Agregado

Na Tabela 7.6, estão apresentados os parâmetros do ensaio encontrados para as misturas

AZRg e AZRb, compactadas com 75 golpes por face. Os resultados mostram que a mistura

AZRg deformou-se cerca de 24% menos que a mistura AZRb, porém com módulos de ﬂuência

e inclinações estatisticamente equivalentes, concordando com os resultados obtidos no ensaio

de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme.

Na Tabela 7.7, estão apresentados os parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica

encontrados para as misturas AZRg e AZRb, compactadas com 110 e 155 golpes por face

do corpo-de-prova. A comparação entre os resultados das misturas 110AZRg e 110AZRb

e, 155AZRg e 155AZRb também indicam não haver diferenças estatísticas entre os valores

de deformação total, módulo de ﬂuência e inclinação da curva de ﬂuência das misturas (Fi-

gura 7.28). Portanto, pode-se concluir que para uma mesma granulometria AZR, mesmo em-

pregando energias de compactação diferentes, os parâmetros analisados através do ensaios

de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica indicam comportamento semelhante entre as

misturas produzidas com agregado de gabro e de basalto quanto à deformação permanente,

concordando inteiramente com os resultados encontrados através do ensaio de ﬂuência por

compressão uniaxial uniforme.

Tabela 7.7: Valores médios do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica para

misturas produzidas com 110 e 155 golpes por face

Mistura e Tipo Dt MF Inclinação

de Agregado (mm/mm) (MP a)

AZRg 0, 00267 38, 37 0, 34798

Dpadrão 0, 00036 3, 36 0, 02520

110AZRg 0, 00163 74, 93 0, 27692

Dpadrão 0, 00015 5, 47 0, 01462

155AZRg 0, 00066 174, 38 0, 18435

Dpadrão 0, 00007 20, 79 0, 02317

AZRb 0, 00351 32, 09 0, 34633

Dpadrão 0, 00024 2, 83 0, 02450

110AZRb 0, 00161 67, 59 0, 29953

Dpadrão 0, 00027 14, 32 0, 03184

155AZRb 0, 00068 166, 74 0, 16015

Dpadrão 0, 00004 7, 21 0, 00859

232 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Deformação total

(b) Módulo de ﬂuência

Figura 7.28: Parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica das misturas produzidas com

agregados de gabro e de basalto com energias de compactação de 75, 110 e 155 golpes

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 233

Energia de Compactação

Já se for considerada a variação da energia de compactação aplicada (75, 110 e 155),

para um mesmo tipo de agregado (gabro ou basalto), outras considerações podem ser feitas.

Considerando as misturas produzidas com agregado de gabro, com o aumento da energia de

compactação de 75 golpes para 110 golpes houve redução da deformação total em torno de 39%,

aumento do módulo de ﬂuência em aproximadamente 49% e redução da inclinação da curva de

ﬂuência em aproximadamente 20% (Figura 7.29). Com base nesses resultados, pode-se concluir

que ao aumentar a energia de compactação de 75 para 110 golpes, em misturas produzidas com

gabro, há uma melhoria média superior a 35% quando à resistência à deformação permanente,

fato que vem corroborar os resultados do ensaio de ﬂuência por compressão uniforme.

Também foi constatada uma melhora média superior a 50% quanto à capacidade da mistura

AZRg de resistir à deformação permanente, quando a energia de compactação passou de 110

para 155 golpes por face do corpo-de-prova. A mistura 155AZRg apresentou deformação total

diminuída em aproximadamente 60%, módulo de ﬂuência majorado cerca de 57% e inclinação

da curva de ﬂuência diminuída em 33% (Figura 7.29). Esses resultados encontrados através

do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica diferem dos resultados do ensaio de

ﬂuência por compressão uniforme, o qual, com aumento da energia de compactação de 110

para 155 golpes, não detectou melhoria da resistência à deformação permanente das misturas.

Também para as misturas produzidas com agregado de basalto, o aumento da energia de

compactação de 75 para 110 golpes resultou numa diminuição da deformação total da mistura

110AZRb em torno de 54% e numa elevação da estabilidade, evidenciada através do aumento

do módulo de ﬂuência, em aproximadamente 53% (Figura 7.29). Portanto, pode-se concluir

que ao aumentar a energia de compactação de 75 para 110 golpes há uma melhoria média

superior a 50% quando à capacidade da mistura produzida com basalto de resistir à deformação

permanente, resultados estes concordantes com os resultados obtidos no ensaio de ﬂuência por

compressão uniforme.

Ao aumentar a energia de compactação de 110 para 155 golpes, a mistura 155AZRb teve

sua deformação total diminuída em 58%, seu módulo de ﬂuência elevado em cerca de 60% e a

inclinação da curva de ﬂuência diminuída em 47%, ou seja, a elevação da energia de compacta-

ção de 110 para 155 golpes resultou numa elevação da resistência à deformação permanente da

mistura superior a 50% (Figura 7.29).

234 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Deformação total

(b) Módulo de ﬂuência

Figura 7.29: Parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica das misturas AZRg e AZRb

ao variar a energia de compactação aplicada

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 235

Comparação entre os Resultados dos Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial

Uniforme e por Compressão Uniaxial Dinâmica

Os resultados encontrados através do ensaio de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

diferem dos resultados do ensaio de ﬂuência por compressão uniforme, o qual, com aumento

da energia de compactação de 110 para 155 golpes, não detectou melhoria da resistência à

deformação permanente das misturas, já os resultados obtidos através do ensaio dinâmico

mostram melhora signiﬁcativa. Contudo, os resultados alcançados através do ensaio dinâmico

parecem mais realísticos, considerando que o aumento da energia de compactação de 110 para

155 produziram diminuição do VAM, indicando um aumento da densidade relativa das misturas

devido à formação de arranjos mais próximos entre partículas, também sinalizado pelo aumento

da estabilidade Marshall dessas misturas. Portanto, é razoável supor que o ensaio dinâmico

tenha sido mais sensível que o ensaio uniforme para diagnosticar ganhos de estabilidades com a

elevação da energia de compactação. Ou ainda, que o ensaio uniforme talvez não seja sensível

o suﬁciente para detectar variações na estabilidades de misturas muito compactadas, ou seja,

produzidas com energias de compactação muito elevadas.

Conclusões Parciais

• A estabilidade Marshall varia conforme a energia de compactação aplicada, maiores

energias de compactação foram responsáveis por maiores valores de estabilidades;

• As misturas com granulometria AZR, produzidas tanto com o agregado de gabro (AZRg)

como com o agregado de basalto (AZRb), apresentaram estabilidades Marshall superiores

às encontradas nas misturas Bailey gabro (Bg) e Bailey basalto (Bb);

• As misturas AZRg apresentaram estabilidades Marshall mais elevadas que as misturas

AZRb, para todas as energias de compactação aplicadas (75, 110 e 155 golpes);

• A ﬂuência Marshall das misturas sofreu pouca variação com o aumento da energia de

compactação;

• O ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica indicou potencialidades melhores quanto a resis-

tência à deformação permanente das misturas com granulometria AZR (AZRg e AZRb)

quando comparadas às misturas com granulometrias Bailey (Bg e Bb);

• O ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme indicou potencialidades semelhantes quanto à

deformação permanente entre as misturas com granulometria AZR e Bg, produzidas com

agregado de gabro. Os parâmetros do ensaio de ﬂuência uniaxial uniforme, de uma

236 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

maneira geral, indicaram superioridade quanto à deformação permanente das misturas

com granulometria Bb em relação às misturas com granulometria AZR, produzidas com

agregado de basalto;

• Considerando uma mesma granulometria AZR, o comportamento das misturas produzi-

das com agregado de gabro e de basalto foram semelhantes quanto à deformação per-

manente, para as três energias de compactação estudadas, com base nos parâmetros

analisados através do ensaios de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme e dinâmica;

• A resistência à deformação permanente das misturas variou conforme a energia de com-

pactação aplicada, energias de compactação mais elevadas foram responsáveis por me-

lhores comportamentos quanto à deformação permanente;

• De uma maneira geral, o ensaio de ﬂuência uniaxial dinâmica demonstrou ser mais

sensível para detectar variações nas estabilidades das misturas estudadas.

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 237

7.6.4 Ensaios de Resistência à Tração e de Módulo de Resiliência

Através do ensaio de resistência à tração por compressão diametral uniforme pode-se es-

timar a tensão máxima a ser utilizada na realização do ensaio de módulo de resiliência por

compressão diametral dinâmica e também a relação MR/RT . Nas Tabelas 7.8 e 7.9, estão

apresentados os valores médios, referentes a três determinações, da resistência à tração por

compressão diametral (RT ), módulo de resiliência (MR), módulo de resiliência instantâneo

(MR

) e a relação módulo de resiliência/resistência à tração (MR/RT ).

Tabela 7.8: Valores médios de resistência à tração, módulo de resiliência, módulo de resiliência

instantâneo e da relação MR/RT , para misturas compactadas com 75 golpes por face

Mistura e Agregado RT MR M R

MR/RT

(MP a) (MP a) (MP a)

AZRg 1, 36 5.410 5.938 3.972

Dpadrão 0, 05 182 162

AZRb 1, 35 5.146 5.576 3.809

Dpadrão 0, 04 150 475

Bg 1, 16 3.528 3.922 3.041

Dpadrão 0, 04 353 409

Bb 1, 10 2.817 3.233 2.561

Dpadrão 0, 05 445 502

Tabela 7.9: Valores médios de resistência à tração, módulo de resiliência, módulo de resiliência

instantâneo e da relação MR/RT , para misturas compactadas com 110 e 155 golpes por face

Mistura e Agregado RT MR M R

MR/RT

(MP a) (MP a) (MP a)

110AZRg 2, 12 12.130 14.550 5.735

Dpadrão 0, 02 917 1.014

110AZRb 1, 69 7.282 8.623 4.306

Dpadrão 0, 02 787 1.053

155AZRg 2, 35 19.016 22.392 8.098

Dpadrão 0, 01 1.893 2.054

155AZRb 1, 90 11.011 12.815 5.809

Dpadrão 0, 03 1.494 1.716

238 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Curva Granulométrica

Ao analisar comparativamente a granulometria das misturas AZR e Bg, produzidas com

agregado de gabro e compactadas com 75 golpes por face (Tabela 7.8), pode-se veriﬁcar que a

mistura AZRg apresenta valores de resistência à tração, de módulo de resiliência e de módulo

de resiliência instantâneo mais elevados que os valores obtidos para a mistura Bg. A resistência

à tração da mistura AZRg mostra-se cerca de 15% superior a resistência à tração da mistura Bg,

seu módulo de resiliência e módulo de resiliência instantâneo são aproximadamente 35% mais

elevados que os módulos da mistura Bg (Figura 7.30). Também o valor da relação MR/RT

obtido para a mistura AZRg é 23% superior ao valor obtido para a mistura Bg (Figura 7.31), no

entanto, esses valores são semelhantes à gama de valores de relações MR/RT encontrados em

vários trabalhos de pesquisa, dentre eles, os apresentados na Tabela 7.10.

A mistura AZRb também apresentou resistência à tração, módulo de resiliência e módulo de

resiliência instantâneo mais elevados que os valores encontrados para a mistura Bb. O valor da

resistência à tração da mistura AZRb mostra-se cerca de 19% superior a resistência à tração da

mistura Bb, seu módulo de resiliência e módulo de resiliência instantâneo são aproximadamente

45% mais elevados que os módulos da mistura Bb (Figura 7.30). Também o valor da relação

MR/RT obtido para a mistura AZRb é aproximadamente 33% maior que o valor encontrado

para a mistura Bb (Figura 7.31) e, ainda assim, esses valores podem ser considerados adequados,

pois encontram-se dentro da faixa de valores de relações MR/RT freqüentemente encontrados

(Tabela 7.10).

Como visto, a utilização da granulometria AZR gerou misturas com resistência à tração,

módulos de resiliência e relação MR/RT mais elevados que os valores dessas propriedades

obtidos para as misturas produzidas com granulometrias Bailey.

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 239

(a) Resistência à tração

(b) Módulo de resiliência

Figura 7.30: Resistência à tração, módulos de resiliência e módulos de resiliência instantâneo

das misturas produzidas com agregados de gabro e de basalto compactadas com 75 golpes por

face

240 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Tabela 7.10: Relações MR/RT encontradas em estudos realizados a 25

Pesquisas tipo de asfalto MR/RT

Pinto (1991) CAP 20 4.347

Motta & Pinto (1994) asfalto convencional MR = 343 + 4028RT

Magalhães (2004) CAP 20 4.183

Santos (2004) CAP 20 2.671

Motta & Leite (2002) CAP 20 4.125∗

* valor médio obtido dentre as observações realizadas no trecho experimental denominado Rio Orla, que é parte

integrante de uma extensa pesquisa de campo realizada pelo CENPES e UFRJ

Figura 7.31: Relação MR/RT das misturas AZRg, AZRb, Bg e Bb

Tipo de Agregado

Os valores da resistência à tração, do módulo de resiliência e do módulo de resiliência ins-

tantâneo encontrados para as misturas AZRg e AZRb podem ser considerados estatisticamente

iguais, tendo em vista as misturas produzidas com energia de compactação de 75 golpes por

face do corpo-de-prova (Tabela 7.8).

No entanto, as misturas produzidas com agregado de gabro e de basalto passaram a apresen-

tar comportamentos distintos ao serem compactadas com energias mais elevadas (Tabela 7.9).

A mistura 110AZRg apresentou valor de resistência à tração cerca de 20% maior que o valor

encontrado para a mistura 110AZRb (Figura 7.33(a)), seus valores de módulo de resiliência e

de módulo de resiliência instantâneo também foram cerca de 40% mais elevados que os obtidos

para a mistura 110AZRb (Figura 7.33(b)).

O mesmo comportamento foi observado ao empregar energia de compactação de 155 golpes

por face, ou seja, a mistura 155AZRg apresentou ganhos de resistência à tração superior a 20%

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 241

e de módulos de resiliência acima de 40%, em relação aos valores encontrados para a mistura

155AZRb (Figura 7.33).

Com base nesses resultados, pode-se concluir que as misturas produzidas com agregados de

gabro e de basalto, quando compactadas com 75 golpes por face do corpo-de-prova, apresen-

tam comportamento elástico semelhante. No entanto, a elevação da energia de compactação,

proporcionando aproximação e melhor arranjo entre partículas, tornou evidente a maior rigidez

alcançada pelas misturas produzidas com o agregado de gabro em relação às misturas com

basalto, destacando a inﬂuência das características de forma desse agregado no comportamento

elástico das misturas.

A Figura 7.32 ilustra os valores da relação MR/RT das misturas AZRg, AZRb, 110AZRg,

110AZRb e 155AZRb, considerados adequados com base nos exemplos de valores freqüen-

temente observados, apresentados na Tabela 7.10. A mistura 155AZRg apresentou valor da

relação MR/RT mais alto do que o padrão observado, no entanto, vale lembrar que os va-

lores da relação MR/RT usados como referência (Tabela 7.10) foram obtidos para misturas

produzidas com energias compactação padronizadas pelo método Marshall.

Figura 7.32: Relação MR/RT das misturas AZR produzidas com agregados de gabro (AZRg)

e com agregado de basalto (AZRb), compactadas com 110 e 155 golpes por face

242 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Resistência à tração

(b) Módulo de resiliência

Figura 7.33: Resistência à tração, módulos de resiliência e módulos de resiliência instantâneo

das misturas AZR produzidas com gabro e com basalto, compactadas com 110 e 155 golpes por

face

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 243

Energia de Compactação

A resistência à tração das misturas variou conforme a energia de compactação aplicada. A

elevação da energia de compactação de 75 para 110 golpes por face do corpo-de-prova gerou

um ganho de resistência à tração na mistura 110AZRg em torno de 35%, enquanto que de 110

para 155 golpes, o ganho de resistência à tração foi de aproximadamente 10% (Figura 7.34).

Já nas misturas produzidas com basalto, a elevação da energia de compactação de 75 para 110

golpes proporcionou ganho de resistência à tração em torno de 20% e de 110 para 155 golpes, a

resistência à tração da mistura 155AZRb foi aproximadamente 11% mais elevada. (Figura 7.34).

Figura 7.34: Variação de resistência à tração das misturas AZR, produzidas com agregados de

gabro e de basalto, com a elevação da energia de compactação aplicada

O módulo de resiliência das misturas também variou com a energia de compactação apli-

cada. Tanto as misturas AZR produzidas com agregado de gabro quanto as produzidas com

agregado de basalto tiveram elevação do módulo de resiliência com o aumento da energia de

compactação aplicada. De 75 para 110 golpes, o aumento do módulo de resiliência da mistura

110AZRg foi de aproximadamente 55% e de 110 para 155 golpes, a mistura 155AZRg passou

a apresentar módulo de resiliência 35% superior (Figura 7.35). A mistura 110AZRb apresentou

módulo de resiliência cerca de 30% maior que a mistura AZRb e, ao aumentar ainda mais a

energia de compactação, de 110 para 155 golpes, o módulo de resiliência obtido para a mistura

155AZRb foi 34% mais elevado que o módulo da mistura 110AZRb.

A mesma análise feita para o módulo de resiliência pode ser considerada para o módulo

de resiliência instantâneo, pois os resultados do módulo de resiliência instantâneo são muito

244 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Figura 7.35: Variação do módulo de resiliência das misturas AZR, produzidas com agregados

de gabro e de basalto, com a elevação da energia de compactação aplicada

semelhantes aos resultados do módulo de resiliência, tendo como diferença apenas a magnitude

de seus valores.

Com base nos resultados, pode-se concluir que a elevação da energia de compactação

promove acréscimos de resistência à tração e de módulo de resiliência nas misturas. Pode-se

concluir também (Figuras 7.34 e 7.35), que as misturas AZRg e AZRb apresentaram resistências

à tração e módulos de resiliência semelhantes quando compactadas com 75 golpes por face do

corpo-de-prova. Porém, ao aplicar energias de compactação mais elevadas, as misturas com

gabro passaram a apresentar valores de resistência à tração e de módulos de resiliência mais

elevados, trazendo à luz a inﬂuência das características de forma dos agregados no comporta-

mento resiliente e de resistência à tração das misturas.

A relação MR/RT também variou com a energia de compactação. Tanto as misturas com

gabro como as com basalto apresentaram valores mais elevados para a relação MR/RT quanto

maior a energia de compactação aplicada (Figura 7.36). Os valores da relação MR/RT das

misturas AZR produzidas com gabro saltaram de 3.972 para 5.735 e então para 8.098, ao aplicar

75, 110 e 155 golpes, respectivamente. O mesmo ocorreu com as misturas AZR produzidas com

basalto, que aumentaram seus valores de relação MR/RT de 3.809 para 4.306 e para 5.809 com

a elevação da energia de compactação de 75 para 110 e então para 155 golpes. Pode-se concluir

que o aumento da energia de compactação proporciona às misturas uma elevação gradual da

relação MR/RT . Entretanto, embora as misturas tenham se tornado mais rígidas em função de

sua maior compactação, ainda assim, as relações MR/RT encontradas são indicativas do bom

comportamento mecânico dessas misturas, combinando boa ﬂexibilidade e resistência à tração

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 245

adequada, antecipando o que será apresentado na análise mecanística das misturas (item 7.6.5,

página 253).

Figura 7.36: Variação da relação MR/RT das misturas AZR, produzidas com agregados de

gabro e de basalto, com a elevação da energia de compactação aplicada

7.6.5 Estimativa da Vida de Fadiga

A vida de fadiga pode ser deﬁnida como sendo o número total de aplicações de carga

necessário para proporcionar fratura completa da amostra (Monismith, 1958). Nesta pesquisa,

a vida de fadiga das misturas foi estimada através da Equação 7.6. Os ensaios de fadiga a

tensão controlada foram realizados com níveis de tensão variando de 20 a 40% da resistência à

tração, com freqüência de aplicação de carga de 1Hz (carregamento de 0, 1 s e descarregamento

de 0, 9 s) e temperatura de 25

C. Segundo Medina (1997), as solicitações a tensão controlada

são representativas das tensões que ocorrem em pavimentos com revestimentos asfálticos muito

mais rígidos do que a camada de base, que ao resistirem às cargas determinam a magnitude das

deformações impostas ao pavimento. Medina (1997) também sugere que os ensaios de fadiga

sejam realizados a 25

C, com base nos vários estudos desenvolvidos no Brasil, que demonstram

que as temperaturas da superfície do revestimento betuminoso permanecem entre 10 e 40

durante cerca de 70% do ano.

Nas Tabelas 7.11, 7.12, 7.13, 7.14, 7.15, 7.16, 7.17 e 7.18, estão apresentados os resultados

dos ensaios de fadiga, com seus respectivos modelos de fadiga e coeﬁcientes de determinação

. O R

corresponde à qualidade do ajuste do modelo em relação aos pontos plotados, ou

seja, quanto mais próximo de 1 estiver o R

, menor será a dispersão dos pontos ensaiados em

relação ao modelo (Scheﬂer, 1988).

246 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Tabela 7.11: Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria AZR

utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 75 golpes por face

Mistura AZRg RT = 1,36 MPa MR = 5.410 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 5.719 40, 6 2, 20 1.237

2 5.719 40, 6 2, 20 1.035

3 4.267 30, 3 1, 64 2.307

4 4.267 30, 3 1, 64 2.045

5 2.815 20, 0 1, 07 22.725

6 2.815 20, 0 1, 08 33.417

Modelo de fadiga N = 32.552(

∆σ

)

4,58

= 0, 94

Tabela 7.12: Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria Bailey

gabro utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 75 golpes por face

Mistura Bg RT = 1,16 MPa MR = 3.528 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 5.033 41, 0 1, 90 680

2 5.033 41, 0 1, 89 588

3 3.571 29, 1 1, 35 4.276

4 3.571 29, 1 1, 36 3.256

5 2.492 20, 3 0, 94 29.027

6 2.492 20, 3 0, 94 40.290

Modelo de fadiga N = 22.773(

∆σ

)

5,69

= 0, 99

Tabela 7.13: Resultados do ensaio fadiga das misturas produzidas com granulometria AZR

utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 75 golpes por face

Mistura AZRb RT = 1,35 MPa MR = 5.146 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 5.562 40, 9 2, 21 791

2 5.562 40, 9 2, 21 887

3 4.081 30, 0 1, 64 7.953

4 4.081 30, 0 1, 63 2.551

5 2.659 19, 5 1, 06 16.448

6 2.659 19, 5 1, 06 12.892

Modelo de fadiga N = 20.694(

∆σ

)

3,79

= 0, 88

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 247

Tabela 7.14: Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria Bailey

basalto utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 75 golpes por face

Mistura Bb RT = 1,10 MPa MR = 2.817 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 4.571 40, 7 1, 82 828

2 4.571 40, 7 1, 82 717

3 3.522 31, 4 1, 38 1.523

4 3.522 31, 4 1, 40 1.852

5 2.227 19, 8 0, 89 41.809

6 2.227 19, 8 0, 88 6.026

Modelo de fadiga N = 8.521(

∆σ

)

4,24

= 0, 82

Tabela 7.15: Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria AZR

utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 110 golpes por face

Mistura 110AZRg RT = 2,12 MPa MR = 12.130 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 8.535 39, 9 3, 37 255

2 8.535 39, 9 3, 38 315

3 6.455 30, 2 2, 57 1.396

4 6.455 30, 2 2, 57 1.195

5 4.277 20, 0 1, 70 9.194

6 4.277 20, 0 1, 70 9.654

Modelo de fadiga N = 145.412(

∆σ

)

5,10

= 1, 00

Tabela 7.16: Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria AZR

utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 110 golpes por face

Mistura 110AZRb RT = 1,69 MPa MR = 7.282 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 6.710 40, 2 2, 71 518

2 6.710 40, 2 2, 71 1.461

3 5.013 30, 0 2, 02 1.989

4 5.013 30, 0 2, 03 1.350

5 3.335 20, 0 1, 36 5.148

6 3.335 20, 0 1, 35 13.519

Modelo de fadiga N = 21.226(

∆σ

)

3,33

= 0, 82

248 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Tabela 7.17: Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria AZR

utilizando agregado de gabro e energia de compactação de 155 golpes por face

Mistura 155AZRg RT = 2,35 MPa MR = 19.016 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 9.329 39, 4 3, 71 363

2 9.329 39, 4 3, 71 768

3 7.044 29, 8 2, 80 2.793

4 7.044 29, 8 2, 80 2.473

5 4.728 20, 0 1, 88 7.750

6 4.728 20, 0 1, 88 7.188

Modelo de fadiga N = 95.058(

∆σ

)

3,81

= 0, 91

Tabela 7.18: Resultados do ensaio de fadiga das misturas produzidas com granulometria AZR

utilizando agregado de basalto e energia de compactação de 155 golpes por face

Mistura 155AZRb RT = 1,90 MPa MR = 11.011 MPa

CP Carga (N) %RT ∆σ N

1 7.456 40, 3 3, 05 970

2 7.456 40, 3 3, 05 1.264

3 5.503 29, 7 2, 29 2.633

4 5.503 29, 7 2, 26 3.101

5 3.708 20, 0 1, 52 11.827

6 3.708 20, 0 1, 52 11.231

Modelo de fadiga N = 47.215(

∆σ

)

3,38

= 0, 99

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 249

Na Figura 7.37, estão ilustradas as curvas de fadiga das misturas AZRg e Bg. Pode-se

observar uma maior inclinação (n) da curva da mistura Bg em relação à curva da mistura AZRg,

indicativa de uma maior suscetibilidade da mistura Bg às variações da diferença de tensões, ou

seja, com pequenas alterações da diferença de tensões, a mistura Bg ganha ou perde capacidade

de aplicações de carga mais rapidamente do que a mistura AZRg. A Figura 7.38 mostra as

curvas de fadiga das misturas AZRb e Bb, onde se pode observar que a inclinação das curvas

são próximas, mostrando quase um paralelismo entre elas.

Figura 7.37: Curvas de fadiga das misturas AZR e Bailey produzidas com agregado de gabro e

energia de compactação de 75 golpes por face

Figura 7.38: Curvas de fadiga das misturas AZR e Bailey produzidas com agregado de basalto

e energia de compactação de 75 golpes por face

250 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Na Figura 7.39, estão ilustradas as curvas de fadiga das misturas AZRg e AZRb compac-

tadas com 75 golpes por face do corpo-de-prova. Pode-se observar uma maior inclinação da

curva da mistura AZRg em relação à inclinação da curva da mistura AZRb, indicativa da maior

suscetibilidade da mistura produzida com gabro às variações da diferença de tensões.

Figura 7.39: Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro e de

basalto com energia de compactação de 75 golpes por face

Também a comparação entre as curvas de fadiga das misturas 110AZRg e 110AZRb, com-

pactadas com 110 golpes por face do corpo-de-prova (Figura 7.40), indicam uma maior susceti-

bilidade da mistura com agregado de gabro às variações da diferença de tensões. No entanto, ao

empregar a energia de compactação de 155 golpes por face, a inclinação das curvas 155AZRg

e 155AZRb apresentaram valores próximos (Figura 7.41).

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 251

Figura 7.40: Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro e de

basalto com energia de compactação de 110 golpes por face

Figura 7.41: Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro e de

basalto com energia de compactação de 155 golpes por face

252 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Analisando as inclinações das curvas de fadiga em função da variação da energia de com-

pactação aplicada, pode-se observar que as misturas produzidas com gabro apresentaram incli-

nações entre 4, 58 e 5, 10, cuja menor inclinação ocorreu para a mistura 155AZRg (3, 81) (Fi-

gura 7.42). Já as misturas com basalto apresentaram inclinações bastante próximas para os três

níveis de energias de compactação aplicadas, com n variando entre 3, 33 e 3, 79 (Figura 7.43).

Figura 7.42: Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de gabro com

energias de compactação de 75, 110 e 155 golpes por face

Figura 7.43: Curvas de fadiga das misturas AZR produzidas com agregados de basalto com

energias de compactação de 75, 110 e 155 golpes por face

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 253

Análise Mecanística

Análises comparativas quanto às estimativas da vida de fadiga utilizando as curvas de fadiga

de diversas misturas só devem ser realizadas nos casos em que as misturas tenham rigidez, ou

especiﬁcamente, módulos de resiliência, semelhantes. Isso se deve ao fato de que misturas mais

rígidas absorvem muito mais tensões, gerando tensões de tração também maiores, não sendo

possível, nesse caso, simplesmente comparar a vida de fadiga de cada mistura para um mesmo

valor de ∆σ (Motta, 2004, comunicação pessoal) apud (Magalhães, 2004). Portanto, a partir

de uma mesma estrutura de camadas do pavimento, deve-se calcular as tensões geradas na base

da camada asfáltica, para cada mistura estudada e, então, comparar o número de solicitações

admissíveis ou vida de fadiga.

As misturas estudadas apresentam módulos de resiliência distintos, com exceção das mis-

turas AZRg e AZRb, então, o comportamento à fadiga das misturas serão comparados a partir

de um mesmo referencial, utilizando perﬁs de pavimentos pertinentes ao estudo, utilizando-se

valores de tensões obtidos computacionalmente através do programa Elsym5. O procedimento

de cálculo adotado pelo programa computacional Elsym5, com base na Teoria Elástica de

Sistema de Camadas, idealiza o pavimento como um sistema elástico tridimensional de ca-

madas sobrepostas, semi-ﬁnito no plano horizontal. Os materiais são assumidos como sendo

isotrópicos e homogêneos, com comportamento elástico-linear, obedecendo à lei de Hooke

generalizada.

Dois perﬁs estruturais serviram como referência para a estimativa da vida de fadiga das

misturas estudadas. Ambos os perﬁs são compostos por 4 camadas, porém, cada perﬁl foi

idealizado com níveis de rigidez diferentes, como se pode observar através das Figuras 7.44(a)

e 7.44(b).

Através do programa computacional Elsym5, foram determinadas as respostas estruturais

dos pavimentos em questão para solicitações de uma carga equivalente do eixo padrão do

DNER. A Figura 7.44 ilustra as características e a localização do carregamento e as localizações

dos pontos de aferição das tensões e deformações, que nesta pesquisa localizaram-se nas ﬁbras

inferiores da capa asfáltica.

Nas Tabelas 7.19 e 7.20 encontram-se as características mecânicas e de fadiga das misturas

estudadas, organizadas comparativamente. Estão apresentados os parâmetros do ensaio de

fadiga, assim como a diferença de tensões de tração e compressão calculadas para as estruturas

hipotéticas (1 e 2) e a vida de fadiga (N) das misturas.

254 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Tabela 7.19: Características mecânicas e de fadiga das misturas - Análise 1 - Perﬁl 1

N = k(

∆σ

)

Mistura MR (MPa) RT (MPa) MR/RT k n ∆σ (MPa) N

AZRg 5.410 1, 36 3.972 32.552 4, 58 0, 14 3, 0 × 10

Bg 3.528 1, 16 3.041 22.773 5, 69 0, 21 1, 6 × 10

AZRb 5.146 1, 35 3.809 20.694 3, 79 0, 17 1, 8 × 10

Bb 2.817 1, 10 2.561 8.521 4, 24 0, 24 3, 4 × 10

AZRg 5.410 1, 36 3.972 32.552 4, 58 0, 14 3, 0 × 10

AZRb 5.146 1, 35 3.809 20.694 3, 79 0, 17 1, 8 × 10

110AZRg 12.130 2, 12 5.735 145.412 5, 10 1, 08 9, 9 × 10

110AZRb 7.282 1, 69 4.306 21.226 3, 33 0, 36 6, 4 × 10

155AZRg 19.016 2, 35 8.098 95.058 3, 81 1, 49 5, 3 × 10

155AZRb 11.011 1, 90 5.809 47.215 3, 38 1, 00 2, 2 × 10

AZRg 5.410 1, 36 3.972 32.552 4, 58 0, 14 3, 0 × 10

110AZRg 12.130 2, 12 5.735 145.412 5, 10 1, 08 9, 9 × 10

155AZRg 19.016 2, 35 8.098 95.058 3, 81 1, 49 5, 3 × 10

AZRb 5.146 1, 35 3.809 20.694 3, 79 0, 17 1, 8 × 10

110AZRb 7.282 1, 69 4.306 21.226 3, 33 0, 36 6, 4 × 10

155AZRb 11.011 1, 90 5.809 47.215 3, 38 1, 00 2, 2 × 10

Tabela 7.20: Características mecânicas e de fadiga das misturas - Análise 2 - Perﬁl 2

N = k(

∆σ

)

Mistura MR (MPa) RT (MPa) MR/RT k n ∆σ (MPa) N

AZRg 5.410 1, 36 3.972 32.552 4, 58 0, 23 2, 6 × 10

Bg 3.528 1, 16 3.041 22.773 5, 69 0, 26 4, 8 × 10

AZRb 5.146 1, 35 3.809 20.694 3, 79 0, 23 5, 0 × 10

Bb 2.817 1, 10 2.561 8.521 4, 24 0, 28 2, 0 × 10

AZRg 5.410 1, 36 3.972 32.552 4, 58 0, 23 2, 6 × 10

AZRb 5.146 1, 35 3.809 20.694 3, 79 0, 23 5, 0 × 10

110AZRg 12.130 2, 12 5.735 145.412 5, 10 0, 19 7, 6 × 10

110AZRb 7.282 1, 69 4.306 21.226 3, 33 0, 22 3, 4 × 10

155AZRg 19.016 2, 35 8.098 95.058 3, 81 0, 15 1, 2 × 10

155AZRb 11.011 1, 90 5.809 47.215 3, 38 0, 20 1, 2 × 10

AZRg 5.410 1, 36 3.972 32.552 4, 58 0, 23 2, 6 × 10

110AZRg 12.130 2, 12 5.735 145.412 5, 10 0, 19 7, 6 × 10

155AZRg 19.016 2, 35 8.098 95.058 3, 81 0, 15 1, 2 × 10

AZRb 5.146 1, 35 3.809 20.694 3, 79 0, 23 5, 0 × 10

110AZRb 7.282 1, 69 4.306 21.226 3, 33 0, 22 3, 4 × 10

155AZRb 11.011 1, 90 5.809 47.215 3, 38 0, 20 1, 2 × 10

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 255

(a) Perﬁl 1

(b) Perﬁl 2

Figura 7.44: Perﬁs utilizados, características e localização do carregamento e pontos de aferição

das tensões

256 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

Granulometria

Considerando o perﬁl estrutural 1, pode-se analisar comparativamente a inﬂuência das gra-

nulometrias AZR e Bg e das granulometrias AZR e Bb quanto à vida de fadiga estimada das

misturas compactadas com 75 golpes por face. Os resultados mostram que as misturas AZRg

apresentam vida de fadiga cerca de 2 vezes maior que a vida de fadiga obtida para as misturas

Bg. Também a vida de fadiga das misturas AZRb mostraram-se pelo menos 5 vezes mais

elevadas que a vida de fadiga obtida para as misturas Bb. Portanto, os resultados indicam uma

superioridade da granulometria AZR comparada às granulometrias Bg e Bb quanto à resistência

à fadiga, considerando os resultados obtidos com base no perﬁl 1.

No entanto, ao considerar uma estrutura muito mais rígida (perﬁl estrutural 2), a mistura Bg

passou a apresentar vida de fadiga 2 vezes maior à encontrada para a mistura AZRg. Já a vida

de fadiga da mistura AZRb permaneceu mais elevada que a vida de fadiga da mistura Bb. Vale

lembrar que o perﬁl 1 corresponde a uma estrutura de menor rigidez, ou seja, mais compatível

com a rigidez das misturas compactadas com 75 golpes por face do corpo-de-prova.

Tipo de Agregado

Analisando a inﬂuência do tipo do agregado na vida de fadiga das misturas compactadas

com 75 golpes, pode-se constatar que as misturas AZR produzidas com agregado de gabro

mostram-se pelo menos 17 vezes mais resistentes à fadiga que as misturas AZR produzidas

com basalto (Tabela 7.19).

Ainda considerando os resultados obtidos com base no perﬁl 1, observa-se que para misturas

mais rígidas (compactadas com 110 e 155 golpes) os resultados se invertem, ou seja, as misturas

produzidas com basalto mostram-se mais resistentes à fadiga que as misturas produzidas com

gabro. Porém, essas misturas com módulos de resiliência elevados devem ser analisadas com

base numa estrutura com maior compatibilidade quanto à rigidez (perﬁl 2). Ao analisá-las

com base no perﬁl estrutural 2, os resultados tornam a indicar a superioridade das misturas

produzidas com agregado de gabro quanto à resistência à fadiga (Tabela 7.20).

Energia de Compactação

O gráﬁco da vida de fadiga versus número de golpes empregados na compactação das

misturas (Figura 7.45), mostra que a elevação da energia de compactação de 75 para 110 golpes

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 257

proporcionou um aumento da vida de fadiga da mistura 110AZRg em cerca de 2, 5 vezes e que

a elevação da energia de compactação de 110 para 155 golpes ocasionou um decréscimo da vida

de fadiga da mistura 155AZRg de aproximadamente 6 vezes.

Figura 7.45: Variação da vida de fadiga das misturas AZR produzidas com agregado de gabro,

em função da energia de compactação aplicada

O mesmo comportamento, quanto à variação da vida de fadiga em função da energia de com-

pactação aplicada, foi observado para as misturas AZR produzidas com basalto (Figura 7.46).

A elevação da energia de compactação de 75 para 110 golpes fez com que a vida de fadiga da

mistura 110AZRb praticamente dobrasse; no entanto, a mistura compactada com 155 golpes

teve sua vida de fadiga diminuída em aproximadamente 3 vezes. Os resultados indicam que

tanto as misturas com gabro quanto as misturas com basalto tiveram comportamento melhor

quanto à fadiga quando compactadas com 110 golpes por face do corpo-de-prova.

Figura 7.46: Variação da vida de fadiga das misturas AZR produzidas com agregado de basalto,

em função da energia de compactação aplicada

258 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

É interessante notar que as misturas com agregado de gabro tiveram comportamento melhor

quanto à fadiga que as misturas com basalto, para todas as energias de compactação aplicadas

(Figura 7.47).

Figura 7.47: Comparação entre as vidas de fadiga das misturas produzidas com agregado de

gabro e agregado de basalto, em função da energia de compactação aplicada

Conclusões Parciais

• As misturas produzidas com a granulometria AZR apresentaram valores de resistência à

tração, módulos de resiliência e relação MR/RT mais elevados que os valores dessas

propriedades obtidos para as misturas produzidas com granulometrias Bailey;

• Ao serem compactadas com energia de 75 golpes por face do corpo-de-prova, as misturas

AZRg e AZRb apresentaram valores semelhantes de resistência à tração, de módulo de

resiliência e de módulo de resiliência instantâneo;

• Tanto a elevação da energia de compactação de 75 para 110 golpes como de 110 para 155

golpes ocasionou ganho de resistência à tração em torno de 20% nas misturas produzidas

com gabro em relação ao valor obtido para as misturas produzidas com basalto, assim

como valores de módulo de resiliência e de módulo de resiliência instantâneo, cerca de

40% maiores que os obtidos para as misturas com basalto;

• Quando compactadas com 75 golpes por face do corpo-de-prova, as misturas produzidas

com gabro e com basalto apresentaram módulos de resiliência e resistência à tração seme-

lhantes. Porém, energias de compactação mais elevadas tornaram evidentes a inﬂuência

das características de forma dos agregados no comportamento das misturas. O agregado

de gabro, possuidor de formas mais arredondadas, porém com angularidade e textura

7.6. Resultados das Propriedades Mecânicas das Misturas 259

superﬁcial adequadas, gerou misturas mais rígidas e mais resistentes à tração que aquelas

produzidas com basalto, possuidor de formas mais planas;

• A relação MR/RT varia com a energia de compactação aplicada, quanto maior a energia

de compactação, mais elevados os valores da relação MR/RT ;

• As misturas produzidas com granulometria AZR apresentaram vida de fadiga maior que

aquelas produzidas com granulometrias Bg e Bb;

• Analisando a inﬂuência do tipo do agregado na vida de fadiga das misturas compactadas

com 75, 110 e 155 golpes, foram obtidas evidências de que as misturas produzidas com

agregados com formas mais arredondadas, porém com angularidade e textura superﬁcial

adequadas (gabro), apresentam vida de fadiga maior que as misturas produzidas com

agregados com formas mais planas (basalto), ou seja, a vida de fadiga tende a aumentar

com o aumento da rigidez das misturas;

• Ao analisar a inﬂuência da energia de compactação aplicada em relação à vida de fa-

diga das misturas, pode-se veriﬁcar que o melhor comportamento à fadiga foi obtido

ao compactar as misturas com 110 golpes por face do corpo-de-prova. No entanto,

resultados satisfatórios quanto à vida de fadiga, na ordem de 10

e de 10

, também foram

observados ao empregar energias de compactação tanto de 75 como de 155 golpes por

face do corpo-de-prova.

260 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

7.7 Resultados de Adesividade das Misturas

7.7.1 Adesividade entre o Asfalto e o Agregado - Análise Visual

Agregado Grosso

A Figura 7.48 ilustra o modo de avaliação visual da adesividade entre o asfalto e o agregado

grosso. Como se pode perceber, houve descolamento da película de asfalto que envolve as

partículas do agregado de gabro (Figuras 7.49(a) e 7.49(b)), indicando que a ligação adesiva

do asfalto e a superfície do agregado é insatisfatória. Insatisfatórias também foram as ligações

adesivas observadas entre o asfalto e o agregado de basalto e entre o asfalto e o agregado de areia

natural. Portanto, com base nos resultados observados através do procedimento de análise visual

quanto à adesividade do agregado grosso, pode-se concluir que os três agregados estudados

apresentaram ligações adesivas asfalto/agregado insatisfatórias.

Figura 7.48: Modo de análise visual da adesividade entre o asfalto e o agregado grosso

(a) Descolamento da película (b) Detalhe

Figura 7.49: Detalhamento da análise visual da adesividade entre o asfalto e o agregado grosso

7.7. Resultados de Adesividade das Misturas 261

Agregado Fino

A Figura 7.50 ilustra a aparência dos agregados ﬁnos de gabro (Figura 7.50(a)), de basalto

(Figura 7.50(b)) e de areia natural (Figura 7.50(c)) obtida após submeter as amostras a 1 mi-

nuto de fervura em água destilada. Como se pode observar, as amostras de agregados ﬁnos

apresentaram descolamento severo da película de asfalto, logo na primeira etapa do ensaio,

quando as misturas são submetidas à ação da água fervente. Portanto, com base nos resultados

observados através do procedimento de análise visual quanto à adesividade do agregado ﬁno,

pode-se concluir que os três agregados estudados apresentam ligações adesivas asfalto/agregado

insatisfatórias.

(a) Gabro (b) Basalto

Figura 7.50: Análise visual da adesividade entre o asfalto e os agregados ﬁnos

262 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

7.7.2 Sensibilidade à Umidade das Misturas Asfálticas

Variação da Absorção de Asfalto pelos Agregados

Durante o processo de avaliação da sensibilidade à umidade das misturas, através dos méto-

dos padronizados pela ASTM D 4867 e pela AASHTO T 283, pode-se veriﬁcar a ocorrência de

variações da taxa de absorção de asfalto das misturas conforme o método de ensaio utilizado,

como mostra a Tabela7.21.

Tabela 7.21: Variação da absorção de asfalto

Agregado AASHTO ASTM

Abs (%) Abs (%)

Gabro 0, 22 0, 88

Basalto 0, 04 0, 21

As causas principais das variações da taxa de absorção de asfalto observadas são a tempe-

ratura e o tempo utilizados. Como visto anteriormente, as misturas destinadas à avaliação da

sensibilidade à umidade através do método da ASTM D 4867 são submetidas a um período de

permanência em estufa na temperatura de compactação (148

C) por 2 horas (sem envelheci-

mento). Já as misturas destinadas à avaliação da sensibilidade à umidade através do método da

AASHTO T 283 são submetidas a um período de envelhecimento, permanecendo numa estufa

ventilada a 60

C por 16 horas. Ao observar os resultados de absorção de asfalto obtidos para um

mesmo agregado em função do método utilizado (Tabela7.21), pode-se observar que absorções

de asfalto mais elevadas foram apresentadas pelas misturas destinadas à avaliação pelo método

da ASTM D 4867.

Provavelmente as misturas ASTM D 4867 apresentaram taxas de absorção de asfalto 4 a 5

vezes mais elevadas que as obtidas nas misturas AASHTO T 283 em função da temperatura a

que foram expostas (146

C), que permitiu que o asfalto se tornasse menos viscoso, facilitando

sua penetração no interior dos poros dos agregados. Como visto através dos resultados apresen-

tados no Capítulo 3, o tempo de 2 horas na temperatura de compactação é suﬁciente para que

ocorra a saturação dos poros dos agregados estudados. Já as misturas AASHTO T 283, embora

tenham permanecido por um tempo maior na estufa, tiveram taxa de absorção de asfalto menor,

devido à menor temperatura da mistura (60

C) e, conseqüentemente, à viscosidade mais elevada

do asfalto.

7.7. Resultados de Adesividade das Misturas 263

Avaliação dos Danos Causados pela Umidade

Na Tabela 7.22 estão apresentados os resultados da resistência à tração por compressão

diametral dos grupos de controle (RT

) e condicionado (RT

) e da resistência a tração re-

tida (RT R). Os resultados mostram que tanto as misturas ASTM D 4867 como as mistu-

ras AASHTO T 283 produzidas com o agregado de gabro apresentaram perdas de apenas

6%. Também foram pequenas as perdas de resistência à tração apresentadas pelas misturas

ASTM D 4867 e AASHTO T 283 produzidas com o agregado de basalto. Considerando a RTR,

pode-se veriﬁcar as misturas ASTM D 4867 e as misturas AASHTO T 283, produzidas tanto

com o agregado de gabro como com o agregado de basalto, atenderam aos critérios de aceitação

estabelecidos (ver Tabela 7.1).

Tabela 7.22: Resultados de suscetibilidade aos danos por umidade ao avaliar a propriedade de

resistência à tração

Propriedade Gabro Basalto

AASHTO T 283 ASTM D 4867 AASHTO T 283 ASTM D 4867

V v

(%) 4, 5 5, 0 6, 1 6, 9

(MP a) 1, 58 1, 78 1, 34 1, 54

V v

(%) 4, 3 4, 8 5, 3 6, 1

(MP a) 1, 48 1, 68 1, 46 1, 50

RT R (%) 94 94 109 97

Na Tabela 7.23 estão apresentados os resultados do módulo de resiliência dos grupos de

controle (MR

), condicionado (MR

) e do módulo de resiliência retido (MRR), além do

volume de vazios (V v) e do grau de saturação (Gs) dos corpos-de-prova ensaiados.

Os resultados mostram que as misturas ASTM D 4867 produzidas com gabro apresentam

perdas de propriedade devido a ação danosa da água em torno de 40%, ou seja, superior ao

limite máximo de 30% estabelecido. Já as misturas ASTM D 4867, produzidas com basalto,

apresentam perdas de propriedade aceitáveis, em torno de 15%. Considerando os resultados

obtidos com as misturas AASHTO T 283, pode-se observar o mesmo comportamento já veriﬁ-

cado para as misturas ASTM D 4867, ou seja, as misturas produzidas com gabro apresentaram

perdas de propriedade, devido à ação danosa da água, também em torno de 40% e as misturas

com basalto mostram perdas de 26%, ou seja, inferior ao limite máximo de 30% estabelecido.

Com base nos resultados obtidos por ambos os métodos, pode-se concluir que as misturas com

gabro são mais sensíveis à ação da água que as misturas com basalto, pois apresentaram perdas

da propriedade mecânica, referente ao módulo de resiliência, superiores a 30%.

É importante lembrar que o agregado de gabro apresentou valor de equivalente de areia

(EA) de 75%, como visto no Capítulo 2, item 2.5.4. Aparentemente esse valor de EA deve-se

264 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

à camada de pó presente sobre suas partículas e/ou à presença excessiva de frações muito ﬁnas

do próprio agregado. Tanto a camada de pó quanto a presença excessiva de frações argilosas

podem inﬂuenciar negativamente a aderência asfalto/agregado, podendo levar a danos ainda

mais signiﬁcativos na presença de umidade.

Tabela 7.23: Resultados de suscetibilidade aos danos por umidade ao avaliar a propriedade

módulo de resiliência

cp Gabro-ASTM4867

V v(%) Gs(%) MR

(MP a) MR

(MP a) MRR(MP a)

1 5, 0 58 14.622 6.054 0, 41

3 4, 7 55 10.669 5.444 0, 51

5 4, 9 57 10.176 7.606 0, 75

média 4, 9 57 11.822 6.368 0, 56

desvio padrão 0, 15 2 2.437 1.115 0, 17

cp Gabro-AASHTO T 283

V v(%) Gs(%) MR

(MP a) MR

(MP a) MRR(MP a)

3 4, 2 77 10.267 5.731 0, 56

4 4, 2 71 11.274 6.441 0, 57

5 4, 1 75 9.639 5.592 0, 58

média 4, 2 77 10.393 5.921 0, 57

desvio padrão 0, 06 3 825 455 0, 01

cp Basalto-ASTM4867

V v(%) Gs(%) MR

(MP a) MR

(MP a) MRR(MP a)

2 6, 8 62 8.205 6.839 0, 83

3 6, 2 59 6.482 5.304 0, 82

5 6, 1 88 7.446 6.725 0, 90

média 6, 4 70 7.378 6.289 0, 85

desvio padrão 0, 38 16 864 855 0, 04

cp Basalto-AASHTO T 283

V v(%) Gs(%) MR

(MP a) MR

(MP a) MRR(MP a)

3 6, 0 71 6.358 3.995 0, 63

4 5, 4 59 6.696 4.842 0, 72

6 5, 8 59 6.068 5.299 0, 87

média 5, 7 63 6.374 4.712 0, 74

desvio padrão 0, 31 7 314 662 0, 12

Os resultados da sensibilidade à umidade obtidos com base na variação da resistência à

tração (RTR) não foram concordantes com os resultados obtidos com base na variação do

módulo de resiliência (MRR) das misturas, embora tal feito mereça destaque, não constitui

surpresa, pois as propriedades de resistência à tração e de módulo de resiliência podem não ser

igualmente sensíveis às mudanças de comportamento das misturas quando submetidas à ação

da água.

Os valores dos módulos de resiliência, tanto das misturas ASTM D 4867 quanto das mis-

turas AASHTO T 283, produzidas com agregado de gabro, foram estatisticamente iguais (Ta-

bela 7.23). O mesmo pode-se aﬁrmar quanto aos valores do módulo de resiliência obtidos para

7.7. Resultados de Adesividade das Misturas 265

as misturas ASTM D 4867 e AASHTO T 283, produzidas com agregado de basalto. Esses

resultados indicam que a aplicação de ambos os métodos levam a resultados semelhantes e,

portanto, induzem às mesmas conclusões sobre a sensibilidade à umidade das misturas.

Vale notar também que as misturas não envelhecidas (ASTM) apresentaram-se tão rígidas

quanto as misturas envelhecidas (AASHTO), ou seja, não foi detectada qualquer contribuição

do período de envelhecimento ao qual as misturas AASHTO T 283 foram submetidas.

As Figuras 7.51 e 7.52 mostram, graﬁcamente, os resultados dos módulos de resiliência

obtidos para cada corpo-de-prova ensaiado, utilizando o método da ASTM D 4867 e o método

da AASHTO T 283 respectivamente. Ao observar esses gráﬁcos pode-se notar claramente que

o ensaio de módulo de resiliência foi capaz de detectar as alterações mecânicas sofridas pelas

misturas em razão do condicionamento ao qual foram expostas.

(a) Misturas realizadas com agregado de gabro

(b) Misturas realizadas com agregado de basalto

Figura 7.51: Misturas avaliadas pelo método da ASTM D 4867

266 7. Propriedades Mecânicas e de Adesividade das Misturas Asfálticas

(a) Misturas realizadas com agregado de gabro

(b) Misturas realizadas com agregado de basalto

Figura 7.52: Misturas avaliadas pelo método da AASHTO T 283

Ainda que o método da AASHTO T 283 pareça mais severo que o método da ASTM D 4867

em termos de condicionamento, os resultados obtidos por ambos os métodos foram concor-

dantes quanto ao grau de sensibilidade à umidade das misturas avaliadas. Em vista disso, o

método da ASTM D 4867 pode ser uma opção boa para a avaliação dos efeitos da umidade em

misturas asfálticas, por ser um método mais simples e rápido quando comparado ao método da

AASHTO T 283.

Também a determinação do módulo de resiliência para avaliação das perdas de propriedade

sofrida pela mistura após o condicionamento parece promissora, pois, além do ensaio de mó-

dulo de resiliência não ser destrutível, possibilitando que determinações sejam repetidas, ele

mostra-se mais sensível às mudanças ocorridas nas misturas após serem submetidas à ação da

água. No entanto, deve-se ampliar as pesquisas nessa direção, com o intuito de averiguar se o

limite de 30% é adequado para representar perdas de propriedade aceitáveis após o condiciona-

mento da mistura à umidade.

7.7. Resultados de Adesividade das Misturas 267

7.7.3 Conclusões

Com base nos experimentos laboratoriais apresentados, pode-se concluir que:

• Os resultados observados através da análise visual da adesividade do agregado grosso e

do agregado ﬁno ao asfalto indicam que os três agregados estudados (gabro, basalto e

areia natural) possuem ligações adesivas asfalto/agregado insatisfatórias;

• Taxas de absorção de asfalto mais elevadas foram obtidas para as misturas destinadas à

avaliação da sensibilidade à umidade pelo método da ASTM D 4867. As causas principais

das variações da taxa de absorção de asfalto observadas são a temperatura e o tempo;

• Os resultados dos ensaios da ASTM D 4867 e da AASHTO T 283 indicam que as

misturas produzidas com gabro são mais sensíveis à umidade, pois, após submetidas à

ação da água passaram a apresentar valores de módulo de resiliência cerca de 40% mais

baixos, quando comparadas às misturas produzidas com basalto, que apresentaram perdas

aceitáveis, inferiores a 30%;

• As misturas não envelhecidas (ASTM D 4867) apresentaram módulos de resiliência se-

melhantes aos módulos de resiliência das misturas envelhecidas (AASHTO T 283), in-

dicando que aparentemente essas misturas não sofreram alterações devido ao período de

envelhecimento ao qual foram submetidas;

• A maior severidade aparente do método da AASHTO T 283 em relação ao método da

ASTM D 4867, em termos de condicionamento, não foi veriﬁcada;

• O método da ASTM D 4867 é uma opção boa para a avaliação dos efeitos da umidade em

misturas asfálticas, pois, apesar de ser um método mais simples e mais rápido que método

da AASHTO T 283, classiﬁca semelhantemente as misturas quanto à sensibilidade à

umidade;

• A determinação do módulo de resiliência para avaliação das perdas de propriedade sofrida

pela mistura após o condicionamento parece promissora, pois, além do ensaio de módulo

de resiliência ser não destrutível, possibilitando que determinações sejam repetidas, ele

mostra-se mais sensível às mudanças ocorridas nas misturas após serem submetidas à

ação da água.

CAPÍTULO

Conclusões e Sugestões

para Estudos Futuros

O comportamento e o desempenho das misturas asfálticas são afetados diretamente pelas

características dos agregados utilizados em sua composição, levando-se em conta que 80 a 90%

do volume total da mistura constitui-se de agregados. Então, poder-se-ia conceber que para ter

um prognóstico aproximado do comportamento de novas misturas em campo bastaria conhecer

as propriedades dos agregados. No entanto, essa aparente facilidade não se conﬁrma na prática.

Muitos laboratórios de pesquisa do mundo todo vêm tentando relacionar as propriedades dos

agregados com o desempenho das misturas, mas, essa não é uma tarefa fácil, tendo em vista que

uma única propriedade desse material pode inﬂuenciar propriedades fundamentais das misturas,

culminando em alterações complexas do todo.

Desde o início desta pesquisa, a importância e a inﬂuência dos agregados nas características

volumétricas e mecânicas das misturas asfálticas ﬁcaram bastante claras. Já nos primeiros

passos, durante as avaliações de uma mistura teste Superpave, que passava abaixo da linha de

densidade máxima, evitando a zona de restrição, veriﬁcou-se que as misturas produzidas com os

agregados de gabro e de basalto apresentavam Vv mais elevados que o esperado. Então, deu-se

início a um processo de investigação de prováveis fatores que poderiam estar ocasionando esse

problema.

Primeiramente, veriﬁcou-se a ocorrência de problemas com a temperatura de compacta-

ção da mistura, executando outros corpos-de-prova, com o mesmo teor de asfalto das mis-

turas anteriormente executadas, porém, com temperatura de compactação mais elevada. Os

270 8. Conclusões e Sugestões para Estudos Futuros

corpos-de-prova foram compactados com temperatura de 160

C, cerca de 14

C acima da tem-

peratura utilizada na dosagem. No entanto, os valores do Vv continuaram elevados, indicando

que as misturas não eram sensíveis a grandes variações da temperatura de compactação. Como

possível explicação pode-se conceber que em razão da viscosidade baixa do asfalto, decorrente

da temperatura de compactação alta, a capacidade de carga da mistura foi desempenhada prin-

cipalmente pelo esqueleto estrutural formado pelo agregado. Então, possivelmente, devido à

granulometria das misturas e às características de forma, angularidade e textura superﬁcial dos

agregados, formou-se um arranjo entre partículas tal que, independentemente da viscosidade do

asfalto estar ou não mais baixa, ao receberem os golpes do soquete durante a compactação, as

partículas se aproximaram uma das outras até um certo ponto e, depois, passam a resistir aos

golpes.

Também foram apontadas como possíveis causas do insucesso da mistura teste Superpave, a

escolha incorreta da densidade do agregado, assim como a negligenciação da absorção de asfalto

pelos agregados. Inicialmente, foram utilizadas a densidade real do agregado e a densidade

máxima teórica (DMT) das misturas para o cálculo das propriedades volumétricas, assumindo,

dessa maneira, que os agregados utilizados na pesquisa não absorviam asfalto. Tomada a

decisão de realizar o ensaio de determinação da densidade máxima medida (DMM), detectou-se

que os agregados absorviam asfalto e, portanto, apresentavam porosidade em suas partículas, o

que na prática representa que há diferenças entre os valores das densidades aparente, efetiva

e real dos agregados. Então, os parâmetros volumétricos das misturas foram recalculados,

utilizando-se as densidades aparente e efetiva dos agregados e a DMM das misturas, sendo

observada uma sensível diminuição nos valores do volume de vazios.

Esse pontapé inicial da pesquisa revelou que não seria possível desenvolver um estudo

consistente sobre as misturas asfálticas à luz da inﬂuência dos agregados, sem o entendimento

profundo sobre o real signiﬁcado de se utilizar uma ou outra densidade do agregado, sobre a

absorção de asfalto e também sobre a granulometria das misturas. Além de ter ﬁcado a lição de

que todo agregado deve ser considerado como absorsor de asfalto até que se prove o contrário.

Então, uma investigação sobre a absorção foi direcionada em função do tempo e do teor de

asfalto, com o objetivo de prever seu comportamento durante os processos de mistura e ao longo

da vida em serviço do pavimento. Como função do tempo, observou-se que a absorção de curto

prazo aumentava ao longo das horas de exposição das misturas à temperatura de compactação,

de maneira mais acentuada nas primeiras duas a três horas, tendendo à estabilização. Como

função do teor de asfalto, observou-se que, tanto as absorções de curto prazo como as de longo

prazo, as misturas absorviam menos asfalto quando produzidas com teores de asfalto mais

271

elevados, em outras palavras, observou-se que os agregados absorviam mais asfalto quando

a espessura da película que os envolvia estava mais ﬁna. Nesse ínterim, a hipótese levantada é a

de que quando o teor de asfalto na mistura é menor, também é menor a espessura da película de

asfalto que envolve a partícula, permitindo que o asfalto migre com mais facilidade ao interior

dos poros devido à diminuição de sua tensão superﬁcial.

Outro fato observado foi a proximidade entre os valores da absorção de curto e de longo

prazos, indicativa de que, as misturas mesmo estando com temperaturas muito diferentes, ou

melhor, mesmo o asfalto estando com viscosidades muito diferentes, as misturas com um

mesmo teor de asfalto absorveram quantidades semelhantes de asfalto, porém, o tempo necessá-

rio para que a absorção se complete é diretamente proporcional à viscosidade. Como base nesse

fato, uma outra hipótese seria a de que o limite da absorção de asfalto é função da saturação dos

poros do agregado, independentemente de quanto tempo leve para isso.

Os testes realizados sobre o comportamento da absorção de longo prazo após 2 horas de cura

vêm corroborar as duas hipóteses levantadas, pois, foram indicativos de que o agregado absorve

asfalto durante as duas horas de permanência da mistura na temperatura de compactação, não

absorvendo mais asfalto ao longo dos próximos seis meses (hipótese da saturação), além de

terem apresentado valores muito próximos dos valores das absorções de longo prazo, para os

três teores de asfalto estudados. Também na absorção de longo prazo após 2 horas de cura

foi observado o mesmo padrão de comportamento da absorção de curto e de longo prazos em

relação à espessura da película de asfalto, ou seja, quanto mais ﬁna a película, maior a taxa de

absorção (hipótese da espessura da película de asfalto). Essas observações podem substanciar

ainda uma outra hipótese, a de que se as misturas forem submetidas a períodos de 2 horas de

cura, estas deixarão de apresentar absorções de longo prazo, que são absorções muito difíceis

de serem previamente diagnosticadas e que podem causar danos importantes ao pavimento.

O comportamento da absorção veriﬁcado através desta pesquisa tanto em função do tempo

como do teor de asfalto são reveladores, porém, as hipóteses aqui levantadas foram concebidas

com base em observações feitas por esta pesquisa, portanto, sugere-se que estudos de maior

abrangência quanto a amostragem de agregados, além de estudos sobre a absorção à luz do

comportamento do asfalto, sejam desenvolvidos, pois, através de olhares distintos sobre o

mesmo foco, pode-se ampliar conceitualmente o entendimento do fenômeno da absorção.

A absorção de asfalto também foi estudada com vistas nas propriedades dos agregados de

gabro e de basalto estudados, ou seja, em função do comportamento da absorção em tipos

diferentes de agregados de mesma origem. Os resultados mostraram que quanto menor a

272 8. Conclusões e Sugestões para Estudos Futuros

densidade aparente entre agregados de mesma origem, maior é a absorção tanto de água como

de asfalto, devido à maior porosidade total do agregado. Essa observação leva à conclusão de

que a absorção, como função da densidade, está diretamente relacionada com a porcentagem de

interstícios (poros) da massa cristalina das partículas. Com base nisso, ﬁca fácil perceber que

o cálculo correto das propriedades volumétricas depende da escolha correta das densidades dos

agregados a serem utilizadas e também da quantidade de asfalto absorvido pelo agregado.

Tradicionalmente no Brasil, utiliza-se a densidade real do agregado e a DMT, que levam a

erros apreciáveis no cálculo das propriedades volumétricas ao se deparar com agregados que

absorvem asfalto. Nesta pesquisa, através de exemplos ilustrativos da magnitude dos erros

cometidos no calculo das propriedades volumétricas quando são utilizados métodos que usam

equivocadamente densidades inadequadas do agregado, ﬁcou claro que a utilização de uma

determinada densidade pode vir a estabelecer a adequação ou não da mistura projetada às

especiﬁcações requeridas em um método de dosagem, em outras palavras, signiﬁca dizer que

uma mistura pode ser aceita ou não dependendo da densidade do agregado empregada e da

existência ou não de asfalto absorvido pelos agregados. Por conseguinte, ﬁca a sugestão de

que as propriedades volumétricas das misturas sejam sempre calculadas através de métodos

que considerem a absorção de asfalto, como o Método Seguro e o Método do Diagrama de

Componentes, pois não se pode considerar que um agregado não absorve asfalto apenas olhando

para ele.

As propriedades volumétricas das misturas, além de serem sensíveis às densidades dos

agregados e à taxa de absorção destes, são inﬂuenciadas diretamente pela granulometria, pelas

características de superfície dos agregados, assim como pela energia de compactação aplicada.

Nesta pesquisa procurou-se avaliar a granulometria sem confundí-la com os efeitos das dife-

rentes características de superfície dos agregados. Para tanto, foram comparados VAMs de

misturas com granulometrias idênticas, mas com agregados com características de superfície

diferentes (forma, angularidade e textura superﬁcial). Os resultados mostraram que agregados

com diferentes características de forma e angularidade podem produzir misturas com valores

muito diferentes de VAM, apesar de apresentarem mesma granulometria. Isso mostra que as

características de forma, angularidade e textura superﬁcial do agregado inﬂuenciam diretamente

o arranjo entre partículas e, conseqüentemente, inﬂuenciam os valores do teor de asfalto e da

espessura do ﬁlme de asfalto.

Os resultados desta pesquisa evidenciaram a importância de se conhecer o VAM como forma

de analisar e prever a estruturação das partículas dos agregados. No entanto, atualmente, no

momento da escolha do agregado ou dos agregados que serão utilizados no desenvolvimento

273

de um projeto de mistura, suas características de superfície geralmente não são levadas em

conta e, conseqüentemente, o VAM é obtido aleatoriamente. Também é comum, quando se

faz necessário aumentar ou diminuir o VAM, simplesmente prescrever alterações na granu-

lometria da mistura, mas, como visto neste trabalho, muitas vezes a granulometria não é a

responsável principal pela obtenção de VAM altos ou baixos, mas sim as características de

forma, angularidade e textura superﬁcial das partículas dos agregados. Além de que o ajuste

granulométrico pode apresentar resultados confusos, pois, em alguns casos, o afastamento da

curva granulométrica da linha de densidade máxima, com o objetivo de aumentar o VAM,

pode provocar a sua diminuição. Em resumo, granulometria e propriedades de superfície das

partículas não podem ser dissociadas quando se trata do VAM da mistura.

Atualmente nos Estados Unidos, uma das diﬁculdades encontradas com a implementação

do Método Superpave de dosagem de misturas asfálticas tem sido alcançar os valores de VAM

mínimos especiﬁcados, destacando-se a hipótese de que o problema está associado ao aumento

do esforço de compactação provocado pelo compactador giratório Superpave. No entanto, as

misturas estudadas nesta pesquisa apresentaram o problema inverso, ou seja, apresentaram

VAMs altos e, conseqüentemente, RBV acima do valor limite de 75% especiﬁcado pelo Su-

perpave. A primeira hipótese levantada foi que esse fato poderia estar relacionado à energia

de compactação aplicada, de 75 golpes por face do corpo-de-prova, pois o V v, assim como o

V AM e o RBV , são dependentes do tipo e grau de compactação das misturas.

A limitação relativa à compactação Marshall, que impossibilita a diminuição do VAM de

misturas que contenham agregados muito angulares e rugosos, difíceis de serem compactados,

através de um maior esforço de compactação, poderia estar dissimulando as reais potencialida-

des mecânicas das misturas. Portanto, tomou-se a decisão de investigar mais detalhadamente

a inﬂuência do grau de compactação nas propriedades volumétricas e mecânicas das misturas,

variando-se gradativamente a energia de compactação de 75 golpes para 110 golpes e, então,

para 155 golpes, aplicados pelo soquete Marshall.

Neste ínterim, os estudos foram desenvolvidos com base na hipótese de que as misturas

produzidas com agregados angulares e rugosos (mais difíceis de serem compactados), poderiam

ser mais compactadas para diminuir o VAM, de maneira a melhorar o arranjo estrutural formado

entre suas partículas e, portanto, melhorar a estabilidade das misturas, sem no entanto, trazer

qualquer tipo de prejuízo. Os resultados mostraram que realmente as características volumétri-

cas das misturas são alteradas conforme a energia de compactação aplicada e, também, que as

partículas angulosas e rugosas dos agregados de gabro e de basalto estudados arranjaram-se de

maneira mais próxima com o aumento da energia de compactação aplicada. Por conseqüência,

274 8. Conclusões e Sugestões para Estudos Futuros

houve a diminuição do VAM, elevação da estabilidade e rigidez das misturas, sem causar

prejuízos à vida de fadiga, pelo contrário, houve ganho de vida de fadiga ao aumentar a energia

de compactação de 75 para 110 golpes por face do corpo-de-prova. Portanto, a hipótese de

aumentar a energia de compactação aplicada à misturas produzidas com agregados angulosos

e rugosos e que tenham resistência adequada parece promissora, porém, estudos de maior

abrangência em relação à amostragem de agregados, além de análises de desempenho das

misturas em campo devem ser realizados.

Os resultados deste estudo também permitiram constatar que, de uma maneira geral, o

agregado de gabro estudado apresentou superioridade em relação ao agregado de basalto e de

areia natural, quando analisado sozinho e também quando analisado como parte integrante das

misturas asfálticas. Suas características de forma, angularidade e textura superﬁcial permitiram

arranjos entre partículas adequados, formando esqueletos estruturais resistentes à deformação

permanente e também à fadiga. Também as análises das misturas à luz da granulometria

mostram que, de uma maneira geral, a granulometria AZR produziu misturas mais estáveis,

mais resistentes à deformação permanente e à fadiga. Os resultados evidenciaram também que

alterações granulométricas modiﬁcam o arranjo entre partículas e alteram o espaço existente no

esqueleto estrutural formado.

Outra etapa desaﬁadora deste trabalho foi a de caracterizar os agregados através das propri-

edades de consenso e de origem especiﬁcadas pelo Superpave, com o objetivo de não somente

realizar ensaios para obtenção de resultados, mas também realizar uma análise crítica sobre os

critérios estabelecidos pelo SHRP para selecionar, avaliar e estabelecer limites para essas pro-

priedades. Através da experiência adquirida durante a utilização desses ensaios com agregados

brasileiros, muitas observações e conclusões puderam ser feitas, dentre elas, observou-se que

alguns dos ensaios selecionados para avaliar determinadas propriedades não foram adequados,

como é o caso do ensaio de porcentagens de faces fraturadas (ASTM D 5821), adotado pelo

Superpave para avaliação da angularidade do agregado grosso, por determinar apenas o número

de faces fraturadas da partícula, não fazendo menção à angularidade. Outros ensaios também

se mostraram inadequados, ora por não avaliarem satisfatoriamente determinada propriedade,

ora por apresentarem metodologia imprópria para o objetivo ao qual se propõe, como é o caso

do ensaio de análise de materiais deletérios (ASTM C 142).

Resumidamente, as deﬁciências dos ensaios que mais chamaram à atenção foram:

• A incapacidade do ensaio de angularidade do agregado ﬁno (ASTM C 1252) de diferen-

ciar agregados com formas mais apropriadas daqueles com formas menos apropriadas ao

275

propósito da pavimentação, podendo induzir a escolha de agregados com formas menos

favoráveis por apresentarem valores de AAF mais elevados.

• O ensaio de determinação da forma das partículas de agregados grossos (ASTM D 4791),

se realizado utilizando razão dimensional de 5 : 1, como especiﬁca o Superpave, torna-se

insensível para indicar mudanças de forma do agregado, diﬁcultando a percepção das

reais características de forma das partículas, ao passo que a razão dimensional de 3 : 1

ressalta essas diferenças. Também é questionável a classiﬁcação das formas das partículas

através da avaliação de sua máxima dimensão (comprimento) e mínima dimensão (espes-

sura), como especiﬁcado pelo Superpave, pois não representa o quanto as partículas são

planas nem o quanto são alongadas. Classiﬁcar as partículas através de formas deﬁnidas

(planas, alongadas) torna possível uma compreensão melhor de suas características de

forma, permitindo julgar mais realisticamente a possibilidade de quebras dessas partí-

culas durante a compactação da mistura ou durante a vida em serviço do pavimento.

Portanto, com vistas ao desenvolvimento de novas pesquisas sobre esse assunto, visando

estabelecer um limite máximo realístico de partículas planas e alongadas que podem ser

utilizadas sem causar riscos ao pavimento, ﬁca a sugestão de classiﬁcação das formas

das partículas através de formas deﬁnidas, assim como a sugestão de utilização da razão

dimensional de 3 : 1.

• Apesar do ensaio de equivalente de areia (DNER ME 054) ser rápido e prático, portanto,

ideal para ser utilizado no campo, ele não permite a determinação exata da composição

dos ﬁnos plásticos ou da fração argilosa, levando a dúvidas quanto à presença ou não de

argilominerais no agregado.

• O procedimento adotado pelo Superpave para análise de materiais deletérios (ASTM C 142)

mostrou-se inadequado ao objetivo ao qual se propõe, pois, da maneira como foi con-

cebido, apenas partículas deletérias frágeis, que podem ser quebradas com a pressão

dos dedos, são consideradas friáveis, não sendo computadas como deletérias aquelas

partículas duras e/ou resistentes não constituídas por material rochoso. Outros problemas

quanto a esse ensaio puderam ser detectados, dentre eles, a apresentação dos resultados

como porcentagem de massa e sua subjetividade.

Os especialistas do SHRP identiﬁcaram propriedades dos agregados importantes para a pa-

vimentação, no entanto, várias dessas propriedades não puderam ser adequadamente avaliadas

através dos métodos de análise selecionados. Provavelmente, parte do fracasso na seleção

dos ensaios se deve ao critério de escolha, que limitou as opções possíveis apenas entre os

ensaios comumente usados pelas agências rodoviárias estadunidenses, desconsiderando ensaios

276 8. Conclusões e Sugestões para Estudos Futuros

utilizados em outros países e já consagrados por produzirem bons resultados. Vale lembrar

também que propriedades de extrema importância para o bom desempenho dos pavimentos não

foram consideradas pelo Superpave, dentre elas, forma e textura superﬁcial do agregado grosso,

densidades, porosidade e absorção. No entanto, visto que toda a especiﬁcação Superpave

para agregados foi baseada apenas na opinião de 14 especialistas, esse malogro já deveria ser

esperado.

Contudo, apesar das propriedades selecionadas pelos especialistas do SHRP serem de ex-

trema importância, os métodos utilizados para avaliá-las assim como os valores limites estipu-

lados devem ser considerados com ressalvas, visto que ainda há muito a ser estudado e compre-

endido a respeito dos agregados e também a respeito de sua interação com as propriedadas das

misturas.

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APÊNDICE

Análises Estatísticas

Neste Apêndice estão apresentadas as análises estatísticas dos resultados obtidos através

dos experimentos realizados nesta pesquisa. Para a comparação dos resultados foram realizadas

análises estatísticas baseadas no teste de hipóteses para diferenças entre médias de amostras

pequenas e independentes utilizando a variável t-Student. Os resultados acompanham suas

estatísticas descritivas, como os valores de média, variância e desvio padrão, assim como os

resultados das inferências estatísticas empregadas. Todas as descrições e premissas do teste de

hipóteses podem ser encontradas em Scheﬂer (1988).

A.1 Ensaios de Estabilidade e Fluência Marshall

Tabela A.1: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

AZRg e Bg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

AZRg 17583,41130 41,66667

Bg 12797,89056 39,79333

Estimativa da Variância 282758,07666 1,24193

Estimativa do Erro 434,17207 0,90992

Valor de T 11,02218 2,05879

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

288 A. Análises Estatísticas

Tabela A.2: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

AZRb e Bb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

AZRb 12836,93174 43,72667

Bb 9985,13989 42,33333

Estimativa da Variância 389265,05512 3,27873

Estimativa do Erro 509,42128 1,47845

Valor de T 5,59810 0,94243

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.3: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

AZRg e AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

AZRg 17583,41130 41,66667

AZRb 12836,93174 43,72667

Estimativa da Variância 522114,19939 2,27873

Estimativa do Erro 589,97977 1,23254

Valor de T 8,04516 -1,67134

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.4: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

110AZRg e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

110AZRg 22079,69400 38,06667

110AZRb 16980,53448 43,96667

Estimativa da Variância 433797,77997 4,38433

Estimativa do Erro 537,77181 1,70965

Valor de T 9,48201 -3,45101

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.5: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

155AZRg e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

155AZRg 28924,39914 36,88667

155AZRb 19298,90235 44,72333

Estimativa da Variância 550120,14094 1,20908

Estimativa do Erro 605,59620 0,89781

Valor de T 15,89425 -8,72869

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0

A.1. Ensaios de Estabilidade e Fluência Marshall 289

Tabela A.6: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

AZRg e 110AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

AZRg 17583,41130 41,66667

110AZRg 22079,69400 38,06667

Estimativa da Variância 521936,77064 3,39413

Estimativa do Erro 589,87952 1,50425

Valor de T -7,62237 2,39323

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.7: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

AZRg 17583,41130 41,66667

155AZRg 28924,39914 36,88667

Estimativa da Variância 667124,87420 0,97793

Estimativa do Erro 666,89573 0,80744

Valor de T -17,00564 5,91996

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.8: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

110AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

110AZRg 22079,69400 38,06667

155AZRg 28924,39914 36,88667

Estimativa da Variância 906921,45546 4,03873

Estimativa do Erro 777,56948 1,64088

Valor de T -8,80269 0,71913

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.9: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

AZRb e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

AZRb 12836,93174 43,72667

110AZRb 16980,53448 43,96667

Estimativa da Variância 433975,20872 3,26893

Estimativa do Erro 537,88178 1,47624

Valor de T -7,70356 -0,16258

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

290 A. Análises Estatísticas

Tabela A.10: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

AZRb e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

AZRb 12836,93174 43,72667

155AZRb 19298,90235 44,72333

Estimativa da Variância 405109,46613 2,50988

Estimativa do Erro 519,68546 1,29354

Valor de T -12,43439 -0,77049

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.11: Análise estatística dos resultados de Estabilidade e Fluência Marshall das misturas

110AZRb e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material E(N) F(mm)

110AZRb 16980,53448 43,96667

155AZRb 19298,90235 44,72333

Estimativa da Variância 76996,46545 1,55468

Estimativa do Erro 226,56341 1,01806

Valor de T -10,23276 -0,74324

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0

A.2. Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme 291

A.2 Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme

Tabela A.12: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e Bg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

AZRg 0,00270 0,00159 0,00111 59,62 370,92 0,04030

Bg 0,00292 0,00162 0,00131 58,68 355,66 0,05537

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 47,58087 1426,61444 0,00034

Estimativa do Erro 0,00022 0,00005 0,00021 5,63210 30,83952 0,01510

Valor de T -1,00049 -0,67344 -0,94156 0,16734 0,49477 -0,99842

Teste de Hipóteses Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0

Tabela A.13: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRb e Bb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

AZRb 0,00358 0,00166 0,00192 50,80 356,89 0,05993

Bb 0,00190 0,00123 0,00067 70,56 603,28 0,03733

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 26,27233 11170,54434 0,00003

Estimativa do Erro 0,00047 0,00016 0,00038 4,18508 86,29617 0,00425

Valor de T 3,59615 2,67650 3,30814 -4,72193 -2,85515 5,31965

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.14: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

AZRg 0,00270 0,00159 0,00111 59,62 370,92 0,04030

AZRb 0,00358 0,00166 0,00192 50,80 356,89 0,05993

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 17,97476 1687,26032 0,00002

Estimativa do Erro 0,00034 0,00002 0,00032 3,46167 33,53864 0,00364

Valor de T -2,57091 -3,15063 -2,51154 2,54814 0,41842 -5,39039

Teste de Hipóteses Aceita H0 Rejeita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Rejeita H0

292 A. Análises Estatísticas

Tabela A.15: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 110AZRg e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

110AZRg 0,00147 0,00128 0,00019 86,51 740,86 0,06303

110AZRb 0,00172 0,00124 0,00049 73,47 635,06 0,08773

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 41,42605 7946,23055 0,00098

Estimativa do Erro 0,00017 0,00008 0,00013 5,25522 72,78384 0,02559

Valor de T -1,52535 0,52223 -2,32152 2,48071 1,45360 -0,96512

Teste de Hipóteses Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0

Tabela A.16: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 155AZRg e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

155AZRg 0,00118 0,00087 0,00031 75,49 795,22 0,13120

155AZRb 0,00133 0,00086 0,00047 66,88 910,68 0,14318

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 122,35528 21894,57328 0,00112

Estimativa do Erro 0,00012 0,00015 0,00018 9,03162 120,81549 0,02734

Valor de T -1,35269 0,06864 -0,92012 0,95332 -0,95569 -0,43799

Teste de Hipóteses Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0

Tabela A.17: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e 110AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

AZRg 0,00270 0,00159 0,00111 59,62250 370,92000 0,04030

110AZRg 0,00147 0,00128 0,00019 86,50500 740,85667 0,06303

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 17,50463 4425,35523 0,00052

Estimativa do Erro 0,00007 0,00001 0,00007 3,41610 54,31608 0,01861

Valor de T 18,49448 48,02499 13,48725 -7,86935 -6,81081 -1,22152

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.18: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

AZRg 0,00270 0,00159 0,00111 59,62250 370,92000 0,04030

155AZRg 0,00118 0,00087 0,00031 75,48833 795,22000 0,13120

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 25,56901 12312,74597 0,00026

Estimativa do Erro 0,00010 0,00009 0,00003 4,12868 90,60076 0,01321

Valor de T 15,32880 7,97392 24,64799 -3,84283 -4,68318 -6,88254

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

A.2. Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial Uniforme 293

Tabela A.19: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 110AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

110AZRg 0,00147 0,00128 0,00019 86,50500 740,85667 0,06303

155AZRg 0,00118 0,00087 0,00031 75,48833 795,22000 0,13120

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 41,14848 16624,57218 0,00078

Estimativa do Erro 0,00012 0,00009 0,00008 5,23759 105,27606 0,02280

Valor de T 2,43172 4,51568 -1,50962 2,10339 -0,51639 -2,98956

Teste de Hipóteses Aceita H0 Rejeita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Rejeita H0

Tabela A.20: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRb e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

AZRb 0,00358 0,00166 0,00192 50,80167 356,88667 0,05993

110AZRb 0,00172 0,00124 0,00049 73,46833 635,05833 0,08773

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 41,89618 5208,13563 0,00048

Estimativa do Erro 0,00038 0,00008 0,00034 5,28496 58,92445 0,01795

Valor de T 4,93423 5,31596 4,22583 -4,28890 -4,72082 -1,54929

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.21: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas AZRb e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

AZRb 0,00358 0,00166 0,00192 50,80167 356,88667 0,05993

155AZRb 0,00133 0,00086 0,00047 66,87833 910,68167 0,14318

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 114,76103 11269,08762 0,00088

Estimativa do Erro 0,00035 0,00012 0,00036 8,74685 86,67598 0,02421

Valor de T 6,43651 6,79929 3,96417 -1,83800 -6,38926 -3,43849

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0 Aceita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.22: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial uniforme

das misturas 110AZRb e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) De(mm/mm) Dp(mm/mm) Rec (%) MF (kgf/cm

) Inclin.

110AZRb 0,00172 0,00124 0,00049 73,46833 635,05833 0,08773

155AZRb 0,00133 0,00086 0,00047 66,87833 910,68167 0,14318

Estimativa da Variância 0,00000 0,00000 0,00000 122,63286 13216,23165 0,00132

Estimativa do Erro 0,00016 0,00014 0,00020 9,04186 93,86597 0,02970

Valor de T 2,35727 2,70056 0,08943 0,72883 -2,93635 -1,86667

Teste de Hipóteses Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0 Rejeita H0 Aceita H0

294 A. Análises Estatísticas

A.3 Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial Dinâmica

Tabela A.23: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e Bg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

AZRg 0,00267 38,36591 0,34798

Bg 0,00396 27,13321 0,34096

Estimativa da Variância 0,00000 5,71867 0,00157

Estimativa do Erro 0,00024 1,95255 0,03235

Valor de T -5,30527 5,75284 0,21706

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.24: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRb e Bb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

AZRb 0,00351 32,09149 0,34633

Bb 0,00485 22,95269 0,36388

Estimativa da Variância 0,00000 4,77132 0,00077

Estimativa do Erro 0,00024 1,78350 0,02271

Valor de T -5,53189 5,12408 -0,77254

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.25: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

AZRg 0,00267 38,36591 0,34798

AZRb 0,00351 32,09149 0,34633

Estimativa da Variância 0,00000 9,67466 0,00062

Estimativa do Erro 0,00025 2,53964 0,02029

Valor de T -3,32079 2,47060 0,08123

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Aceita H0 Aceita H0

A.3. Ensaios de Fluência por Compressão Uniaxial Dinâmica 295

Tabela A.26: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 110AZRg e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

110AZRg 0,00163 74,92788 0,27692

110AZRb 0,00161 67,58646 0,29953

Estimativa da Variância 0,00000 117,57549 0,00061

Estimativa do Erro 0,00018 8,85345 0,02023

Valor de T 0,08310 0,82922 -1,11766

Teste de Hipóteses Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0

Tabela A.27: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 155AZRg e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

155AZRg 0,00066 174,37929 0,18435

155AZRb 0,00068 166,74384 0,16015

Estimativa da Variância 0,00000 242,21355 0,00031

Estimativa do Erro 0,00005 12,70731 0,01427

Valor de T -0,47343 0,60087 1,69583

Teste de Hipóteses Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0

Tabela A.28: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e 110AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

AZRg 0,00267 38,36591 0,34798

110AZRg 0,00163 74,92788 0,27692

Estimativa da Variância 0,00000 20,63618 0,00042

Estimativa do Erro 0,00023 3,70910 0,01682

Valor de T 4,59221 -9,85736 4,22484

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.29: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

AZRg 0,00267 38,36591 0,34798

155AZRg 0,00066 174,37929 0,18435

Estimativa da Variância 0,00000 221,85498 0,00059

Estimativa do Erro 0,00021 12,16155 0,01976

Valor de T 9,41890 -11,18388 8,27963

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

296 A. Análises Estatísticas

Tabela A.30: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 110AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

110AZRg 0,00163 74,92788 0,27692

155AZRg 0,00066 1777,56667 0,18435

Estimativa da Variância 0,00000 22480,00337 0,00038

Estimativa do Erro 0,00010 122,42005 0,01582

Valor de T 10,04045 -13,90817 5,85313

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.31: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRb e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

AZRb 0,00351 32,09149 0,34633

110AZRb 0,00161 67,58646 0,29953

Estimativa da Variância 0,00000 106,61397 0,00081

Estimativa do Erro 0,00021 8,43066 0,02320

Valor de T 9,01360 -4,21023 2,01769

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Aceita H0

Tabela A.32: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

AZRb 0,00351 32,09149 0,34633

155AZRb 0,00068 166,74384 0,16015

Estimativa da Variância 0,00000 30,03322 0,00034

Estimativa do Erro 0,00014 4,47461 0,01499

Valor de T 20,10911 -30,09253 12,42000

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.33: Análise estatística dos resultados de ﬂuência por compressão uniaxial dinâmica

das misturas 110AZRb e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material Dt(mm/mm) MF (MPa) Inclin.

155AZRb 0,00161 67,58646 0,29953

110AZRb 0,00068 166,74384 0,16015

Estimativa da Variância 0,00000 128,61851 0,00054

Estimativa do Erro 0,00016 9,25990 0,01904

Valor de T 5,86267 -10,70826 7,31999

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

A.4. Ensaios de Resistência à Tração e de Módulo de Resiliência 297

A.4 Ensaios de Resistência à Tração e de Módulo de

Resiliência

Tabela A.34: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas AZRg e Bg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

AZRg 1,36 55144,19667 60527,88000

Bg 1,16 35968,38333 39983,10667

Estimativa da Variância 0,00210 8194489,35193 10036720,93582

Estimativa do Erro 0,03740 2337,30462 2586,72521

Valor de T 5,29041 8,20424 7,94239

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.35: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas AZRb e Bg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

AZRb 1,35097 52461,22333 56842,28000

Bb 1,10419 28712,32000 32959,53000

Estimativa da Variância 0,00204 11461449,44907 24777118,14830

Estimativa do Erro 0,03684 2764,22978 4064,24394

Valor de T 6,69882 8,59151 5,87631

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.36: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas AZRg e AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

AZRg 1,36191 55144,19667 60527,88000

AZRb 1,35097 52461,22333 56842,28000

Estimativa da Variância 0,00227 2890407,77473 13062734,66855

Estimativa do Erro 0,03889 1388,14211 2951,01504

Valor de T 0,28111 1,93278 1,24893

Teste de Hipóteses Aceita H0 Aceita H0 Aceita H0

298 A. Análises Estatísticas

Tabela A.37: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas 110AZRg e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf /cm

)

110AZRg 2,11503 123654,17667 148315,56667

110AZRb 1,69085 74226,37000 87899,66667

Estimativa da Variância 0,00047 75861027,29132 111045501,77113

Estimativa do Erro 0,01765 7111,54120 8604,08824

Valor de T 24,02880 6,95036 7,02177

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.38: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas 155AZRg e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

155AZRg 2,34837 193847,79667 228259,83333

155AZRb 1,89542 112239,13333 130631,80000

Estimativa da Variância 0,00051 302197426,58928 372078550,70067

Estimativa do Erro 0,01846 14193,83497 15749,67832

Valor de T 24,53578 5,74959 6,19873

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.39: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas AZRg e 110AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

AZRg 1,36191 55144,19667 60527,88000

110AZRg 2,11503 123654,17667 148315,56667

Estimativa da Variância 0,00151 45378763,51843 54793360,22652

Estimativa do Erro 0,03175 5500,22809 6043,91486

Valor de T -23,72315 -12,45584 -14,52497

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.40: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

AZRg 1,36191 55144,19667 60527,88000

155AZRg 2,34837 193847,79667 228259,83333

Estimativa da Variância 0,00143 187918726,30893 220515748,87952

Estimativa do Erro 0,03091 11192,81693 12124,78863

Valor de T -31,91079 -12,39220 -13,83380

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

A.4. Ensaios de Resistência à Tração e de Módulo de Resiliência 299

Tabela A.41: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas 110AZRg e 155AZRg

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

110AZRg 2,11503 123654,17667 148315,56667

155AZRg 2,34837 193847,79667 228259,83333

Estimativa da Variância 0,00025 229844533,14793 272582675,61363

Estimativa do Erro 0,01288 12378,59801 13480,42224

Valor de T -18,11809 -5,67056 -5,93040

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.42: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas AZRb e 110AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

AZRb 1,35097 52461,22333 56842,28000

110AZRb 1,69085 74226,37000 87899,66667

Estimativa da Variância 0,00122 33372671,54762 69314876,21317

Estimativa do Erro 0,02857 4716,82602 6797,78769

Valor de T -11,89811 -4,61436 -4,56875

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.43: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas AZRb e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

AZRb 1,35097 52461,22333 56842,28000

155AZRb 1,89542 112239,13333 130631,80000

Estimativa da Variância 0,00135 117169108,05508 164625536,48970

Estimativa do Erro 0,02996 8838,14113 10476,18049

Valor de T -18,17495 -6,76363 -7,04355

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

Tabela A.44: Análise estatística dos resultados de resistência à tração e de módulo de resiliência

das misturas 110AZRb e 155AZRb

Valor crítico de T igual a 2,776 com 4 graus de liberdade

Material RT(MPa) MR (kgf/cm

) MRi (kgf/cm

)

110AZRb 1,69085 74226,37000 87899,66667

155AZRb 1,89542 112239,13333 130631,80000

Estimativa da Variância 0,00073 148213920,73267 210541376,85817

Estimativa do Erro 0,02206 9940,28573 11847,40131

Valor de T -9,27433 -3,82411 -3,60688

Teste de Hipóteses Rejeita H0 Rejeita H0 Rejeita H0

APÊNDICE

Análise Petrográﬁca

302 B. Análise Petrográﬁca

303

304 B. Análise Petrográﬁca

305

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