( PDF ) Considerações sobre a drenagem subsuperficial na vida útil dos pavimentos rodoviários.

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ANGELA MARTINS AZEVEDO

CONSIDERAÇÕES SOBRE A DRENAGEM SUBSUPERFICIAL NA

VIDA ÚTIL DOS PAVIMENTOS RODOVIÁRIOS

São Paulo

2007

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ANGELA MARTINS AZEVEDO

CONSIDERAÇÕES SOBRE A DRENAGEM SUBSUPERFICIAL NA

VIDA ÚTIL DOS PAVIMENTOS RODOVIÁRIOS

Dissertação apresentada à Escola

Politécnica da Universidade de São

Paulo para obtenção de título de Mestre

em Engenharia.

São Paulo

2007

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ANGELA MARTINS AZEVEDO

CONSIDERAÇÕES SOBRE A DRENAGEM SUBSUPERFICIAL NA

VIDA ÚTIL DOS PAVIMENTOS RODOVIÁRIOS

Dissertação apresentada à Escola

Politécnica da Universidade de São

Paulo para obtenção de título de Mestre

em Engenharia.

Área de Concentração:

Engenharia de Transporte

Orientador:

Prof. Dr. Carlos Yukio Suzuki

São Paulo

2007

Este exemplar foi revisado e alterado em relação à versão original, sob

responsabilidade única do autor e com a anuência de seu orientador.

São Paulo, 19 de novembro de 2007

Assinatura do autor:

Assinatura do orientador:

FICHA CATALOGRÁFICA

Azevedo, Ângela Martins

Considerações sobre a drenagem subsuperficial na vida útil

de pavimentos rodoviários / A.M. Azevedo. -- São Paulo, 2007.

Edição Revisada. 156 p.

Dissertação (Mestrado) - Escola Politécnica da Universidade

de São Paulo. Departamento de Engenharia de Transportes.

1.Pavimentação 2.Drenagem 3.Análise de desempenho I.Uni-

versidade de São Paulo. Escola Politécnica. Departamento de

Engenharia de Transportes II.t.

DEDICATÓRIA

Dedico este trabalho aos meus pais,

Ana Merialba e Juvenal

AGRADECIMENTOS

Ao Prof. Dr. Carlos Yukio Suzuki, pelos valiosos ensinamentos. Pela dedicação e

empenho que me servem de modelo e inspiração tanto profissionalmente quanto

academicamente. E também pela amizade e confiança depositadas ao longo do

tempo.

À Profª Dra. Liedi Bernucci e à Dra. Sandra Bertollo, pelas importantes sugestões

incorporadas ao trabalho.

Ao Prof. Dr. José Tadeu Balbo, pela sua postura sempre crítica em relação aos fatos

e pelo despertar do interesse pela área acadêmica.

Aos demais professores do PTR, por despertar o interesse pela engenharia

rodoviária, e também aos professores dos demais departamentos da Engenharia

Civil, PEF, PHD e PCC, pela formação proporcionada.

À PLANSERVI Engenharia pelo apoio incondicional e irrestrito em todas as fases

deste trabalho.

À UNIP, Universidade Paulista, pelo estímulo na fase conclusiva deste trabalho.

Aos meus colegas de sempre, Mie, Edi e Denis, sem os quais a Poli teria sido muito

mais difícil.

Aos meus colegas de pós-graduação: Leonardo, Douglas, André, Gino, Trentin,

Eilaine e Daniela, pelas discussões técnicas.

Aos meus colegas da Planservi, pelos constantes incentivos ao longo de todo o

período de elaboração desta dissertação.

À Gisele, Mario, Wanda e Gerson, por estarem sempre presentes.

À minha família – vó, vô, titias, titios, primas e primo, cuja distância não impede que

estejam sempre próximos.

À minha mãe, Ana Merialba e ao meu pai, Juvenal. Por tudo o que eu sou, sei e

faço. Tudo é resultado do empenho, confiança e amor de vocês.

Enfim, a todos aqueles que contribuíram direta e indiretamente para concretização

deste trabalho, thanks! You’re all very important to me.

RESUMO

Tem-se verificado, na prática, que a falta de drenagem subsuperficial é um dos

principais fatores de deterioração precoce dos pavimentos. Ainda, verifica-se que

são relativamente poucos os procedimentos de dimensionamento e modelos de

análise de previsão de desempenho que consideram efetivamente o efeito deletério

da drenagem na vida útil dos pavimentos.

No entanto, observa-se que pesquisas e experiências estrangeiras não

estabeleceram ainda uma correlação quantitativa confiável entre a presença dos

dispositivos de drenagem e o desempenho dos mesmos.

No trabalho foi realizada análise de sensibilidade dos modelos da AASHTO (versão

de 1993) e HDM-4, considerados os mais difundidos na atualidade. Os modelos

empregam coeficientes de drenagem para a consideração dos efeitos danosos da

presença de água livre no interior de estruturas de pavimentos rígidos e flexíveis.

Teoricamente, verificou-se que os modelos são sensitivos quanto à influência das

condições de drenagem no desempenho dos pavimentos.

Foram analisados dados reais de certa malha viária no interior do estado de São

Paulo e verificou-se, na prática, que os pavimentos flexíveis sem acostamento

pavimentado, ou seja, com condições precárias de drenagem, têm apresentado

desempenho inferior quando comparados com estruturas dotadas de acostamentos

pavimentados mais impermeáveis.

Constatou-se a dificuldade de se adotar os coeficientes de drenagem nos modelos

analisados, apesar da grande importância da fixação adequada no

dimensionamento. Comenta-se no trabalho que, além da existência de dispositivos

de drenagem subsuperficial, é necessário checar a sua continuidade e capacidade

hidráulica ao longo de todo o sistema.

Sugerem-se procedimentos para o dimensionamento hidráulico do sistema de

drenagem de pavimentos e a necessidade de se considerar a avaliação econômica

ao longo de um período, de acordo com o desempenho esperado do pavimento

(LCCA – Life Cycle Cost Analysis) quando da definição da concepção de pavimentos

rodoviários drenantes, principalmente quando submetidos a tráfego pesado e em

condições climáticas desfavoráveis.

Palavras-chave: drenagem de pavimentos; pavimentos rígidos; pavimentos

flexíveis; análise de desempenho

ABSTRACT

There has been verified, in practice, that the absence of pavement drainage is one of

the main factors of early degradation of pavements. More, there are few procedures

of design and performance analysis that effectively consider the damage of water

during the design period.

However, foreign experiments and researches do not establish a reliable correlation

between the construction of pavement drainage features and pavement performance.

In this text, there has been analyzed the AASHTO (version of 1993) and HDM-4

models, considered the most spread out in the present time. These models consider

the damage effects of free water inside flexible or rigid pavement structures.

Theoretically, it was verified that the models are sensitive about the influence of the

conditions of draining in the pavement performance.

It had been analyzed real data of certain roadway network in the interior of the state

of São Paulo and it was verified, in practical, that the flexible pavements without

paved shoulder, that is, with precarious conditions of drainage, have presented lower

performance when compared with structures endowed with paved shoulders more

impermeable.

It was evidenced the difficulty of adopting the drainage coefficients in the analyzed

models, although the great importance of the setting adjusted in the design. It is

commented that, beyond the existence of devices of subsurface draining, is

necessary to check its continuity and hydraulical capacity throughout the system.

It’s suggested procedures for the hydraulical design of the pavement drainage

system and the necessity of considering the economic evaluation throughout a

period, in accordance with the waited performance (LCCA - Life Cycle Cost Analysis)

when the definition of the conception of road pavements, mainly when submitted the

heavy traffic and in unfavorable climatic conditions.

Keywords: pavement drainage; rigid pavements; flexible pavements; performance

analysis

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1 – Superfície de pavimento asfáltico com trincamento excessivo ........................................ 22

Figura 2.2 – Origem da água nos

pavimentos...................................................................................... 24

Figura 2.3 – Superfície de CCP trincada

.............................................................................................. 25

Figura 2.4 – Interface entre pista de

CCP e acostamento asfáltico...................................................... 26

Figura 2.5 – Acostamento não

revestido .............................................................................................. 29

Figura 2.6 – Empoçamento de água no acostamento não revestido

................................................... 29

Figura 2.7 – Acostamento não revestido. Detalhe: a

água forma um canal de escoamento junto a

superfície da pista ................................................................................................................................. 30

Figura 2.8 – Abertura de junta entre o

pavimento de CCP e a sarjeta................................................. 30

Figura 2.9 – Água empoçada na junta do pavimento de CCP com

a sarjeta....................................... 31

Figura 2.10 – Perfis de ascensão capilar relac

ionados ao histórico do nível d’água ........................... 32

Figura 2.11 – Desenho esquemáti

co da ascensão capilar ................................................................... 33

Figura 2.12 – Ação da água livre em pavimentos

asfálticos................................................................. 35

Figura 2.13 – Efeito do Bombeamento em Pavimentos de CCP

.......................................................... 36

Figura 2.14 – Variação de umidade no interior da plac

a de CCP......................................................... 38

Figura 2.15 – Variação das tens

ões para a variação apresentado na figura 2.14. .............................. 38

Figura 2.16 – Dano relativo em função da espessura

da placa e do módulo de reação do subleito... 43

Figura 2.17 – Variação do teor de água não

congelada no pavimento ................................................ 44

Figura 2.18 – Variação do módulo de resiliência do subleito teor de água não congelada (segmento

loc

alizado em Dikey Lake, Montana) .................................................................................................... 45

Figura 2.19 – Redução estimada do módulo de reação do subleito em função da perda de suporte . 46

Figura 3.1 – Esquema do sistema de drenagem subsuperficial

........................................................... 53

Figura 3.2 – Posicionamento recomendado para a camada drenante em pavimentos rurai

s ............. 55

Figura 3.3 – Posicionamento recomendado para a camada drenante em pavimentos urbanos

......... 55

Figura 3.4 – Posicionamento dos drenos longitudinai

s ........................................................................ 67

Figura 3.5 – Ábaco para estimativa da espessura da c

amada em condição de fluxo contínuo........... 75

Figura 3.6 – Drenagem da camada saturada em função do tempo

..................................................... 78

Figura 3.7 – Tempo de Drenagem x Porcentagem (Grau de

Drenagem) ............................................ 89

Figura 4.1 – Estrutura analis

ada ......................................................................................................... 101

Figura 5.1 – Pavimento para tráfego pes

ado – Seção-tipo C1........................................................... 115

Figura 5.2 – Pavimento para tráfego muito pes

ado – Seção-tipo C2................................................. 116

Figura 5.3 – Pavimento para tráfego leve – Seç

ão-tipo A1 ................................................................ 117

Figura 5.4 – Pavimento para tráfego meio pesado – S

eção-tipo A2 .................................................. 118

Figura 5.5 – Pavimento para tráfego pes

ado – Seção-tipo A3 ........................................................... 118

Figura 5.6 – Variação da vida útil – s

eção-tipo C1 ............................................................................. 120

Figura 5.7 – Variação da vida útil – s

eção-tipo C2 ............................................................................. 120

Figura 5.8 – Variação da vida útil em função do coefi

ciente de drenagem ........................................ 122

Figura 5.9 – Variação da vida útil em funç

ão do SN........................................................................... 122

Figura 5.10 – IRI em função do Coeficiente de Drena

gem – Seção Tipo C1 (Acostamento rígido).. 124

Figura 5.11 – IRI em função do Coeficiente de Drena

gem – Seção Tipo C1 (Acostamento flexível) 125

Figura 5.12 – IRI em função do Coeficiente de Drena

gem – Seção Tipo C2 (Acostamento rígido).. 125

Figura 5.13 – IRI em função do Coeficiente de Drena

gem – Seção Tipo C2 (Acostamento flexível) 126

Figura 5.14 – IRI em função do Coefic

iente de Drenagem................................................................. 126

Figura 5.15 – Escalonamento em funç

ão do Coeficiente de Drenagem ............................................ 127

Figura 5.16 – IRI em função do Fator de Drenagem – Seç

ão Tipo A1............................................... 129

Figura 5.17 – IRI em função do Fator de Drenagem – Seç

ão Tipo A2............................................... 130

Figura 5.18 – IRI em função do Fator de Drenagem – Seç

ão Tipo A3............................................... 130

Figura 5.19 – Afundamento em trilha de roda em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A1 . 131

Figura 5.20 – Afundamento em trilha de roda em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A2 . 132

Figura 5.21 – Afundamento em trilha de roda em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A3 . 132

Figura 5.22 – Trincamento em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A1

............................... 133

Figura 5.23 – Trincamento em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A2

............................... 134

Figura 5.24 – Anális

e Econômica........................................................................................................ 146

Figura 5.25 – Avaliação funcional dos

pavimentos – DR-2 ................................................................ 148

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1 – Coeficiente de perda de suporte...................................................................................... 46

Tabela 2.2 – Bancos de Dados e segm

entos rodoviários analisados .................................................. 48

Tabela 2.3 – Defeitos em pavimentos asfálticos

................................................................................... 50

Tabela 2.4 – Defeitos em pavimentos rí

gidos....................................................................................... 51

Tabela 3.1 – Coeficientes de

Permeabilidade ...................................................................................... 58

Tabela 3.2 – Determinação da Permeabilidade – Faixas Granulométricas para Bases Granulares ... 60

Tabela 3.3 – Característi

cas geométricas............................................................................................. 84

Tabela 3.4 – Característi

cas das camadas........................................................................................... 85

Tabela 3.5 – Faixas granulométri

cas dos materiais propostos............................................................. 86

Tabela 3.6 – Determinação da Porcent

agem de Saturação................................................................. 88

Tabela 3.7 – Capacidade Hidráulica – Q (m

/dia)................................................................................. 94

Tabela 3.8 – Espaçamento entre saídas d’água (L) em metros

........................................................... 94

Tabela 4.1 – Relação entre Tempo e Qualidade de

Drenagem ........................................................... 99

Tabela 4.2 – Valores recomendados para o coeficiente de drenagem (m

) para pavimentos asfálticos .

................................................................................................................................................ 100

Tabela 4.3 – Determinação do número

estrutural............................................................................... 101

Tabela 4.4 – Casos consi

derados....................................................................................................... 101

Tabela 4.5 – Resultado da análise de sensi

bilidade........................................................................... 102

Tabela 4.6 – Valores recomendados pela AASHTO para o

coeficiente de drenagem (C

) para

pavimentos de CCP. ........................................................................................................................... 104

Tabela 4.7 – Valores recomendados para o coeficiente de drenagem (C

)....................................... 105

Tabela 4.8 – Critério recomendados para determinação de Cd

......................................................... 106

Tabela 4.9 – Casos consi

derados....................................................................................................... 106

Tabela 4.10 – Resultado da análi

se de sensibilidade......................................................................... 107

Tabela 4.11 – Critério recomendado para determi

nação de Cd......................................................... 112

Tabela 4.12 – Defeitos considerados na análi

se ................................................................................ 112

Tabela 5.1 – Parâmetros de dimensionamento

.................................................................................. 115

Tabela 5.2 – Parâmetros de dimensionamento

.................................................................................. 117

Tabela 5.3 – Casos anali

sados........................................................................................................... 119

Tabela 5.4 – Variação do Coeficiente de Drenagem m

...................................................................... 121

Tabela 5.5 – Variação do Número Est

rutural...................................................................................... 121

Tabela 5.6 – Casos de análise

............................................................................................................ 139

Tabela 5.7 – Fator de

Drenagem ........................................................................................................ 140

Tabela 5.8 – Custos de implantação – Caso 1

................................................................................... 141

Tabela 5.9 – Custos de implantação –

Casos 2 e 3 ........................................................................... 142

Tabela 5.10 – Manutenção periódica – selagem de juntas

................................................................ 143

Tabela 5.11 – Manutenção periódica – limpeza de drenos

................................................................ 143

Tabela 5.12 – Manutenção Especial – Restauração do pavimento.................................................... 143

Tabela 5.13 – Resumo da Análise

Econômica ................................................................................... 144

Tabela 5.14 – Análise Econômica – Caso 1

....................................................................................... 144

Tabela 5.15 – Análise Econômica – Caso 2

....................................................................................... 145

Tabela 5.16 – Análise Econômica – Caso 3

....................................................................................... 145

Tabela 5.17 – Parâmetros de

Classificação ....................................................................................... 148

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

AASHO American Association of State Highway Officials

AASHTO American Association of State Highway and Transportation Officials

ATR Afundamento em Trilha de Roda

CBR California Bearing Ratio – Índice de Suporte California

CCP Concreto de Cimento Portland

Cd Coeficiente de Drenagem

DER/SP Departamento de Estradas de Rodagem do Estado de São Paulo

DF Drainage Factor

DNER Departamento Nacional de Estradas de Rodagem

DNIT Departamento Nacional de Infra-estrutura de Transportes

DRIP Drainage Requirements in Pavements

EUA Estados Unidos da América

FHWA Federal Highway Administration

HDM Highway Development and Management

HRB Highway Research Board

HVS Heavy Vehicle Simulator

IRI International Roughness Index – Índice de Irregularidade Longitudinal

ISOHDM International Study of Highway Development and Management

LCCA Life Cycle Cost Analysis

LTPP Long Term Performance Program

MEPDG Mechanistic Empirical Pavement Design Guide

SN Número estrutural

SNP Número estrutural ajustado

USACE United States Army Corps of Engineers – Corpo dos Engenheiros

SUMÁRIO

INTRODUÇÃO............................................................................. 15

1.1 Objetivo .........................................................................................................17

1.2 Apresentação do trabalho ...........................................................................17

2 EFEITOS ADVERSOS DA PRESENÇA DA ÁGUA NOS

PAVIMENTOS....................................................................................... 20

2.1 Origem da água nos pavimentos ................................................................23

2.1.1 Infiltração

...................................................................................................24

2.1.2 Capilaridade

..............................................................................................31

2.1.3 O movimento da água nos solos.............................................................34

2.2 Efeitos do problema da água livre nos pavimentos..................................35

2.2.1 Empenamento ...........................................................................................37

2.2.2 Poro-pressões...........................................................................................39

2.2.3 Perda de Suporte ......................................................................................40

2.3 Principais defeitos relacionados à umidade excessiva............................47

3 CONCEPÇÕES DE PROJETO DE DRENAGEM

SUBSUPERFICIAL............................................................................... 52

3.1 Componentes do Sistema............................................................................54

3.1.1 Camadas drenantes..................................................................................54

3.1.2 Drenos Rasos Longitudinais ...................................................................63

3.2 Critérios de Dimensionamento....................................................................69

3.2.1 Estimativa da Infiltração de Projeto ........................................................70

3.2.2 Camadas drenantes..................................................................................73

3.2.3 Drenos Rasos Longitudinais ...................................................................80

3.3 Exemplo de aplicação..................................................................................84

3.4 Relações entre o sistema de drenagem subsuperficial e a estrutura de

pavimento do ponto de vista do dimensionamento.............................................95

4 MÉTODOS DE ANÁLISE DE DESEMPENHO............................ 96

4.1 Método da AASHTO......................................................................................96

4.1.1 Pavimentos asfálticos ..............................................................................98

4.1.2 Pavimentos de concreto de cimento portland......................................102

4.1.3 Considerações gerais.............................................................................108

4.2 Programa HDM-4.........................................................................................109

5 ESTUDOS E ANÁLISES DE SENSIBILIDADE PARA

DIFERENTES CONDIÇÕES DE DRENAGEM ................................... 113

5.1 Introdução...................................................................................................113

5.1.1 Pavimentos de concreto de cimento portland......................................113

5.1.2 Pavimentos Asfálticos............................................................................116

5.2 Estimativa da vida útil dos pavimentos....................................................119

5.2.1 Pavimentos de concreto de cimento portland......................................119

5.2.2 Pavimentos Asfálticos............................................................................121

5.3 Evolução dos parâmetros de desempenho

..............................................123

5.3.1 Pavimentos de concreto de cim

ento portland......................................124

5.3.2 Pavimentos Asfálticos............................................................................128

5.4 Análise dos resultados ..............................................................................134

5.4.1 Pavimentos de concreto de cimento portland......................................134

5.4.2 Pavimentos Asfálticos............................................................................136

5.5 Análise econômica – LCC..........................................................................138

5.5.2 O caso do estado de São Paulo.............................................................147

6 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES.................................... 150

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................... 155

1 INTRODUÇÃO

O desempenho insatisfatório do pavimento tem uma de suas causas relacionadas à

infiltração de água na estrutura do pavimento. Entretanto, existem diferentes formas

em que a água pode provocar danos ao pavimento. Conforme Cedergren (1974), a

maioria dos defeitos provocados pelas águas subterrâneas e por percolação

apresenta duas causas distintas:

• As partículas de solo migram para um ponto de saída, onde pode ocorrer o

fenômeno de “piping”, ou erosão.

• Níveis de escoamento incontroláveis, causados pela saturação, por existência de

fluxos internos, subpressão elevada ou forças de percolação excessivas.

Assim, tem-se verificado que a água livre no interior da estrutura do pavimento é

considerada uma das causas essenciais da deterioração precoce e desempenho

insatisfatório ao longo do tempo, juntamente com o excesso de tráfego e falhas

construtivas. Entretanto, a instalação de sistema de drenagem subsuperficial tem

sido, até o momento, relegada a um segundo plano.

Os defeitos causados pela infiltração superficial são, geralmente, o resultado da

exposição contínua a umidade, tendo como principais conseqüências a perda de

rigidez das camadas de fundação com a saturação e a degradação da qualidade dos

materiais pela interação com a umidade, culminando com a desagregação em

pavimentos asfálticos e o trincamento em pavimentos de concreto de cimento

portland.

O mecanismo de deterioração do pavimento devido ao excesso de umidade, apesar

de diferente para estruturas rígida e flexível, deve ser tratado da mesma maneira,

através do emprego de conceitos clássicos de drenagem e hidráulica aplicada.

A principal fonte de umidade excessiva na estrutura do pavimento é a infiltração de

águas de chuva através das juntas e trincas. A maior parcela é devido à infiltração

pela junta longitudinal pavimento / acostamento, particularmente quando são

empregados revestimentos distintos (ex. pista de concreto de cimento portland e

revestimento de concreto asfáltico), embora a água penentre também pelas trincas e

valetas laterais do acostamento e do canteiro central não totalmente

impermeabilizados.

No Brasil, verificou-se que a versão do método de dimensionamento do DNER

publicada em 1966 (Souza apud Senço, 1997), apresentava considerações acerca

da pluviosidade característica dos locais onde os pavimentos seriam implantados,

visando a correção no volume de tráfego. No entanto, com o passar do tempo e com

a utilização de critérios modernos de dimensionamento, estas considerações foram

resumidas a simples comentários, passando a não ter qualquer influência na

estrutura dimensionada.

Neste ponto, cabe ressaltar que a abordagem do DNIT (Departamento Nacional de

Infra-Estrutura de Transportes) sobre o assunto pode gerar dúvidas quanto à sua

aplicação. Embora o Manual de Drenagem apresente um capítulo inteiramente

dedicado ao dimensionamento de drenagem subsuperficial (“Drenagem do

Pavimento”), o Manual de Pavimentação apresenta as considerações transcritas a

seguir (item 7.4.3.2.2 – versão de 1996):

“A descarga para os drenos profundos e subsuperficiais longitudinais não é

geralmente calculada, pois pesquisas já realizadas no Estado do Paraná e

observações nas mais diversas regiões do País, permitiram as seguintes

constatações principais:

• A capacidade de vazão dos drenos profundos e subsuperficiais construídos

atualmente é muito superior às descargas de contribuição que chegam a

estes dispositivos, mesmo considerando-se precipitações com tempo de

recorrência superior à vida útil dos pavimentos.

• Os métodos teóricos de cálculo de descargas de contribuição, espaçamento

de drenos, tempo de resposta, etc., são de difícil aplicação prática, em

virtude das anisotropias e heterogeneidades dos solos presentes nos

segmentos rodoviários (mesmo naqueles considerados homogêneos).

Dessa forma, pode-se considerar como suficientes os projetos-tipo de drenagem

do DNER.”

Assim, verifica-se que boa parte dos projetos rodoviários elaborados atualmente

considera a utilização de drenos de pavimento, os quais são adotados sem

verificação sobre a eficácia do seu emprego.

O presente trabalho foi desenvolvido com a intenção de avaliar a influência da

eficácia de um sistema de drenagem subsuperficial no comportamento funcional e

estrutural do pavimento, segundo modelos de desempenho utilizados

internacionalmente.

1.1 Objetivo

O objetivo do trabalho é analisar, através de métodos e modelos existentes, a

influência das condições de drenagem no desempenho de pavimentos rodoviários.

Com base em modelos de desempenho desenvolvidos pela AASHTO – American

Association of State Highway and Transportation Officials – e pelo Banco Mundial

através da ISOHDM – International Study of Highway Development and

Management Tools, pretende-se realizar uma análise de sensibilidade da vida útil

em função da variabilidade das condições de drenagem.

As análises serão realizadas tanto para pavimentos rígidos, constituídos de placas

de concreto simples de cimento portland, quanto para pavimentos asfálticos.

Como objetivo final da dissertação, espera-se verificar a importância da previsão de

drenos subsuperficiais, relacionando ainda a uma previsão de custos de implantação

em relação ao montante total de implantação de uma obra rodoviária.

1.2 Apresentação do trabalho

O trabalho está baseado no estudo do efeito deletério da presença de água no

interior da estrutura do pavimento, relacionando as formas de penetração e

movimentação da água na estrutura aos principais defeitos relacionados a umidade

excessiva. Também são realizados estudos acerca da concepção de projeto de

drenagem subsuperficial e análise dos modelos de desempenho para previsão da

vida útil do pavimento.

A seguir, apresenta-se a estruturação do trabalho.

• Capítulo 1 – Introdução

O objetivo principal deste capítulo é apresentar a conceituação da drenagem

subsuperficial, evidenciando as principais características relacionadas aos critérios

de dimensionamento e a influência da sua utilização.

• Capítulo 2 – Efeitos Adversos da Presença da Água nos Pavimentos

Este capítulo abrange a avaliação da bibliografia, descrevendo os conceitos

relacionados a origem da água no interior da estrutura do pavimento, as formas de

movimentação e o seu efeito deletério. O capítulo apresenta também uma descrição

dos principais defeitos nos pavimentos rodoviários cuja gênese é a umidade

excessiva.

• Capítulo 3 – Concepções de Projeto de Drenagem Subsuperficial

No Capítulo 3 são apresentadas e detalhadas as principais metodologias e os

parâmetros para a estimativa da infiltração de projeto e para o dimensionamento

hidráulico de um sistema de drenagem subsuperficial.

• Capítulo 4 – Métodos de Análise de Desempenho

No Capítulo 4 é descrito o modelo da AASHTO para previsão da vida útil dos

pavimentos rodoviários. São apresentados os parâmetros considerados pelo

modelo, com ênfase especial à consideração da drenagem subsuperficial no

dimensionamento dos pavimentos rígidos e asfálticos.

Também nesse capítulo, apresenta-se análise do modelo apresentado pelo

programa HDM-4, desenvolvido pelo Banco Mundial para priorização de

investimentos em redes viárias. Para tanto, o programa apresenta um módulo de

previsão de desempenho de pavimentos, que consiste na estimativa da evolução de

defeitos com a progressão do tráfego.

• Capítulo 5 – Estudos e Análises de Sensibilidade para Diferentes

Condições de Drenagem

O Capítulo 5 é desenvolvido a partir da consolidação dos capítulos 2, 3 e 4, com a

análise comparativa entre os modelos de desempenho.

Trata da análise de estruturas de pavimento rígido e asfáltico, onde são avaliados os

parâmetros descritos no capítulo anterior.

O principal objetivo deste capítulo é verificar a influência das condições de

drenagem no dimensionamento das estruturas de pavimento e no desempenho ao

longo de um período de tempo, através da análise acerca da perda da serventia e da

evolução dos defeitos.

• Capítulo 6 – Conclusões e Recomendações

O Capítulo 6 consolida as principais conclusões obtidas no trabalho e apresenta

sugestões para a continuidade dos estudos nesta linha de pesquisa.

2 EFEITOS ADVERSOS DA PRESENÇA DA ÁGUA NOS

PAVIMENTOS

Historicamente, verifica-se uma preocupação dos projetistas e construtores quanto

aos efeitos da água no pavimento. Sabe-se que as estradas do Império Romano

eram construídas acima do nível dos terrenos vizinhos, com uma camada drenante

de areia sobre o subleito e com seções espessas de pedras lamelares cimentadas

entre si, visando evitar a ação danosa da água no leito da via.

No século XIX, pesquisadores como Tresaguet, Metcalf, Telford e MacAdam

trouxeram novamente à discussão a necessidade de manter a estrutura de

pavimento livre da umidade excessiva. A partir desse momento, a drenagem passou

a ser a tônica dos projetos viários.

No entanto, a partir do desenvolvimento de métodos racionais de dimensionamento

de pavimento foi introduzido o conceito da utilização de amostras saturadas de solo

para estimativa do suporte de bases, sub-bases e subleitos. Tornou-se idéia

corrente que a utilização de bases espessas e subleitos estáveis, com boa

capacidade de suporte sob condição de saturação, eram suficientes para garantir o

bom desempenho da estrutura de pavimento.

Cedergren (1974) afirma que os projetistas, ao dimensionarem o pavimento a partir

de procedimentos baseados em ensaios de amostras saturadas, como o método do

CBR (que deu origem ao método do DNER – DNIT), não esperam que haja a

necessidade de considerar também os fatores ambientais, como a intensidade de

precipitação. Entretanto, sérios danos causados ao pavimento devem-se às poro-

pressões e à movimentação da água livre na estrutura.

Elevadas pressões neutras podem ser desenvolvidas pela ação dinâmica das cargas

do tráfego, na sua superfície, principalmente quando ocorre a presença de água livre

no interior da estrutura, proporcionando a saturação das camadas subjacentes.

A maior evidência do efeito das forças hidrostáticas pulsantes é o bombeamento do

material fino encontrado nas juntas e trincas de pavimentos asfálticos e sob as

placas de concreto de um pavimento rígido.

A água livre no pavimento, além de proveniente da infiltração pela superfície da

plataforma, pode ter origem pela percolação através de acostamentos, por valetas

de drenagem laterais ou pela elevação sazonal do nível de lençol freático. Ainda, a

água livre em base de pavimento constituída de materiais de baixa permeabilidade

com as saídas bloqueadas pode servir de fonte para saturação das camadas

subjacentes.

A diminuição da capacidade de suporte do subleito pela sua saturação e pela

presença de vazios sob a placa devido ao fenômeno de bombeamento pode levar a

ruína precoce do pavimento, causada pelo trincamento por fadiga do concreto.

Assim, conclui-se que a água livre no interior da estrutura afeta a resistência dos

materiais e a sua remoção através de fluxos vertical ou lateral através de drenos

subsuperficiais deve ser parte integrante do processo de dimensionamento estrutural

dos pavimentos.

Em síntese, os efeitos danosos da água livre na estrutura de pavimento são:

• Redução da resistência dos materiais granulares não estabilizados e do solo do

subleito;

• Comportamento e desempenho insatisfatório dos solos expansivos devido a

presença de água;

• Bombeamento dos finos da base granular dos pavimentos flexíveis pela perda

de suporte da fundação, devido a elevada pressão hidrodinâmica gerada pelo

movimento do tráfego;

• Bombeamento nos pavimentos de concreto com conseqüente formação de

degrau, trincamento e deterioração dos acostamentos;

• Trincamento dos revestimentos (asfáltico e concreto de cimento portland) em

função do contato direto com a água.

A figura 2.1 a seguir apresenta um pavimento asfáltico com a superfície

excessivamente trincada. O trincamento tem, como causas prováveis, a fadiga do

revestimento provocada pela ação do tráfego e a ação da água livre na estrutura do

pavimento. Na seção apresentada, verifica-se a falta de revestimento no

acostamento, o que facilita a infiltração da água.

Figura 2.1 – Superfície de pavimento asfáltico com trincamento excessivo

Conforme o HRB apud Cedergren (1974), “os dados existentes mostram que nem a

seção transversal, nem a espessura têm algum efeito sobre o bombeamento. Os

estudos feitos até esta data não mostram que um excesso de espessura do

pavimento, além do necessário para as cargas impostas e os valores normais de

suporte do subleito, auxiliará ou serão economicamente justificáveis”.

Apesar disso, é comum a idéia de que uma estrutura de pavimento robusta, com

materiais estabilizados pouco suscetíveis aos efeitos da umidade excessiva, é

suficiente para absorver os impactos gerados pela passagem dos veículos,

desconsiderando a sinergia entre as cargas hidráulicas e as cargas do tráfego.

Ainda sobre esta questão, o autor supracitado afirma que durante o tempo em que a

água livre, principalmente proveniente da infiltração superficial, está contida na

estrutura do pavimento, as cargas de roda produzem um dano muito superior em

relação aos períodos em que a estrutura de pavimento encontra-se seca.

Assim, em função das observações realizadas em pavimentos com problemas

relacionados à umidade excessiva, muitos projetos atuais têm considerado a

utilização de drenos subsuperficiais para a captação da água livre.

2.1 Origem da água nos pavimentos

O pavimento é exposto a ação da água de diversas maneiras. A água pode infiltrar

pelas laterais da estrutura do pavimento, particularmente quando são empregadas

camadas granulares ou quando os dispositivos de drenagem superficial e

subsuperficial previstos são inadequados. O nível do lençol freático pode elevar-se

em função da pluviosidade e das variações climáticas sazonais, ocasionando a

perda de suporte do subleito ou a diminuição do módulo de resiliência dos materiais,

resultando em um conseqüente desempenho insatisfatório do pavimento.

Verticalmente, além dos fluxos d’água ascendentes provocados pela elevação do

nível freático, a água pode movimentar-se pelas forças capilares.

A infiltração também pode ocorrer pela superfície, através das juntas e trincas do

revestimento ou pelos bordos, nas proximidades dos acostamentos. A manutenção

adequada das juntas e trincas através da selagem freqüente pode minimizar a

infiltração.

A água pode ainda mover-se em forma de vapor, dependendo dos gradientes de

temperatura e dos volumes de vazios.

No entanto, para a FHWA (Moulton, 1980), o volume de água proveniente da

condensação de vapores no interior da estrutura é desprezível quando comparado

às demais origens. Estas outras fontes permitem a entrada de água na estrutura do

pavimento em um volume suficiente para permitir uma variação do teor de umidade.

A essa variação ou excesso no teor de umidade dá-se o nome de água livre. Como

o nome indica, a água livre tem movimentação irrestrita na estrutura do pavimento,

regida pelas leis da hidráulica, e é um dos principais agentes de deterioração dos

pavimentos.

A figura 2.2 a seguir sumariza as fontes de água na estrutura do pavimento.

Figura 2.2 – Origem da água nos pavimentos

As origens das águas livres no pavimento são apresentadas detalhadamente na

seqüência.

2.1.1 Infiltração

A infiltração de água na estrutura do pav

imento pode ocorrer através de dois locais

distintos: pela superfície ou pelas bordas e acostamentos.

Segundo a FHWA (Moulton, 1980), as precipitações são a maior fonte de águas que

penetram na estrutura dos pavimentos, podendo ocasionar infiltrações tanto pela

superfície quanto pelos bordos da estrutura do pavimento.

A água presente na estrutura do pavimento tem influência no comportamento e

desempenho dos materiais de cada camada do pavimento. O excesso de água, com

o passar do tempo, tem influência negativa sobre a serventia, embora os danos

causados pela infiltração de água no pavimento não apareçam instantaneamente.

O processo de deterioração da estrutura e da conseqüente redução da vida útil do

pavimento é gradual, e pode passar despercebido durante muito tempo. As

principais evidências da presença de água no pavimento poderão ser resíduos

secos, apresentando-se como manchas junto às trincas e juntas, e sobre os

acostamentos, além do desnivelamento das juntas e trincas.

A prevenção da infiltração é um aspecto muito relevante em regiões de clima

temperado, onde pode haver o congelamento das águas livres no interior do

pavimento em função da exposição a baixas temperaturas.

2.1.1.1 Infiltração através da superfície do pavimento

Em pavimentos de concreto, a maior parcela de infiltração ocorre através das juntas

longitudinais e transversais, e trincas presentes nas placas de concreto de cimento

portland (CCP) ao longo do tempo. Quando o acostamento dos pavimentos de

concreto é composto por revestimento asfáltico, a junta revestimento/acostamento é

outro ponto significativo de infiltração.

As figuras 2.3 e 2.4 a seguir apresentam pavimento de concreto com a superfície

trincada e a interface entre os tipos de revestimento pista – acostamento.

Figura 2.3 – Superfície de CCP trincada

Em pavimentos asfálticos, as juntas de construção da camada de revestimento e as

trincas que surgem ao longo do tempo no revestimento são os pontos de infiltração.

O trincamento que surge na superfície tanto dos pavimentos de concreto quanto dos

pavimentos asfálticos é um processo contínuo, que depende tanto das

características dos materiais empregados na estrutura quanto da intensidade do

tráfego que solicita o pavimento. Na presença de água, esse fenômeno do

trincamento é potencializado, tornando difícil a sua previsão e a conseqüente

estimativa de volume de água que infiltra pela abertura das trincas.

Figura 2.4 – Interface entre pista de CCP e acostamento asfáltico

A quantidade de juntas ou trincas, bem como a capacidade de vazão destas, são,

segundo Ridgeway (1976, 1982), as principais responsáveis pelo volume de água

que infiltra através da superfície do pavimento, relacionando-o também à intensidade

e duração das chuvas.

Quanto às precipitações, conforme Tucci et. al (2000), aquelas de grande

intensidade apresentam curta duração de modo geral. Grande parte da água escoa

pela superfície do pavimento ao invés de penetrar na estrutura devido à

permeabilidade relativamente baixa. Já as precipitações de menor intensidade

ocorrem por períodos mais longos, fornecendo suprimento de água constante por

longos períodos de tempo, favorecendo a infiltração mesmo que a estrutura do

pavimento apresente reduzida permeabilidade.

Dessa forma, para a determinação da infiltração pela superfície do pavimento, são

consideradas mais críticas as precipitações com curto período de retorno e curta

duração, com intensidades variando de baixas a moderadas.

Além dos fatores apresentados por Ridgeway (1976, 1982), a quantidade de água

que infiltra no pavimento depende também das características geométricas da pista

(declividades longitudinal e transversal) e da permeabilidade dos materiais da

estrutura.

A declividade transversal tem influência no volume de infiltração em função da

velocidade que a água pode desenvolver na superfície e atingir os pontos baixos

laterais – acostamentos. A declividade longitudinal tem influência na infiltração de

água pela superfície uma vez que a mesma impõe um escoamento em direção

oblíqua à borda do pavimento, expondo o fluxo a uma distância maior e,

possivelmente, a uma quantidade maior de trincas, ocasionando um maior índice de

infiltração.

Outro parâmetro diretamente relacionado à infiltração é a permeabilidade dos

materiais integrantes da estrutura de pavimento, dado que, caso o sistema não for

capaz de remover toda a água que infiltra pela superfície, a estrutura atinge um grau

de saturação elevado. No capítulo 3 será apresentada discussão sobre a

permeabilidade dos materiais e a influência deste parâmetro na determinação dos

volumes de água para o dimensionamento do sistema de drenagem subsuperficial.

2.1.1.2 Infiltração através das bordas do pavimento ou dos acostamentos

A infiltração de água pela borda do pavimento é devida a dois mecanismos distintos:

a variação de carga hidráulica, que provoca o deslocamento da água; e a

capilaridade, que será discutida oportunamente.

As rodovias mais propensas à infiltração através das bordas são aquelas que

apresentam baixa declividade longitudinal (greides planos ou pontos baixos de

greides ondulados), devido a maior dificuldade que a água encontra para escoar

superficialmente.

Tanto para os pavimentos asfálticos quanto para os pavimentos de concreto, as

juntas entre a pista de rolamento e o acostamento são pontos significativos para a

infiltração das águas. Em especial, quando os materiais da pista e acostamento são

distintos, como nos casos em que o pavimento rígido de CCP apresenta

acostamento com revestimento asfáltico (figura 2.4) ou quando o acostamento não é

revestido (figura 2.5), a água livre na estrutura pode desencadear processos de

deterioração acelerados pela incompatibilidade de materiais.

A falta de revestimento nos acostamentos permite que uma parcela significativa da

água infiltre para o interior da estrutura do pavimento, reduzindo a sua capacidade

estrutural.

A vegetação da região contígua ao pavimento pode formar uma barreira ao

escoamento superficial da água devido ao acúmulo de detritos. A água tende a

escoar pela superfície do pavimento, facilitando a infiltração e promovendo a

saturação do solo contíguo ao pavimento da estrutura do pavimento.

As figuras 2.5, 2.6 e 2.7 a seguir mostram estruturas de pavimento com acostamento

não revestido, com vegetação. Nota-se que os revestimentos já se apresentam

deteriorados (formação de trilhas de roda nas figuras 2.5 e 2.6 e trincamento na

figura 2.7).

Figura 2.5 – Acostamento não revestido

Figura 2.6 – Empoçamento de água no acostamento não revestido

Figura 2.7 – Acostamento não revestido. Detalhe: a água forma um canal de escoamento junto a

superfície da pista

Acostamentos revestidos também podem proporcionar a infiltração pelas bordas do

pavimento, porém com menor intensidade que os acostamentos não revestidos.

A água também pode infiltrar lateralmente através de dispositivos de drenagem

superficial como canaletas sem revestimento impermeável, principalmente em

regiões de corte. As juntas entre o acostamento e a sarjeta, ou entre a sarjeta e a

guia são pontos propícios para a infiltração lateral, conforme mostram as figuras 2.8

e 2.9 a seguir, reproduzidas de Pereira (2003).

Figura 2.8 – Abertura de junta entre o pavimento de CCP e a sarjeta

Figura 2.9 – Água empoçada na junta do pavimento de CCP com a sarjeta

Outro caso a ser considerado é a interferência de restauração sobre as estruturas de

pavimento existentes. Embora temporárias, as obras podem provocar o acúmulo de

água no acostamento ou em regiões contíguas a rodovia, favorecendo o aumento do

teor de umidade das camadas inferiores da estrutura. Devido à gravidade da

situação, a sinergia entre as solicitações de tráfego, as características dos materiais

e o aumento de umidade podem acelerar o processo de deterioração do pavimento,

reduzindo sua vida útil.

2.1.2 Capilaridade

A ação da capilaridade consiste em uma tensão de sucção que promove a migração

da água entre locais

com teores de umidade distintos (de um meio com teor de

umidade mais elevado para outro com teor de umidade menor).

A capilaridade ocorre devido a ação da tensão superficial nos vazios do solo acima

da linha de saturação. A distribuição granulométrica e a densidade do solo

determinam a região de alcance da ascensão capilar. O movimento da água livre

pela capilaridade ocorre nos vazios dos solos, os quais, ainda que irregulares,

podem ser associados a tubos capilares por estarem interconectados.

Conforme indica o professor Carlos de Souza Pinto (2000), “quando um solo seco é

colocado em contato com a água, esta é sugada para o interior do solo. A altura que

a água atingirá no interior do solo depende do diâmetro dos vazios”. A ascensão

capilar é função do volume de vazios e da granulometria do material. Existe uma

altura em que o grau de saturação é constante, embora não seja atingida a

saturação total. Tal situação é apresentada na figura 2.10.

O movimento da água no interior do solo também pode ser descrito através dos

esquemas apresentados na figura 2.11. Se os tubos capilares fossem de diâmetro

constante, o nível d’água subiria a uma mesma altura em todos os pontos da massa

de solo exposta à água. O solo estaria saturado abaixo do nível d'água e acima

deste até uma distância h

, determinada em função do diâmetro dos tubos capilares.

Além dessa distância, o solo encontraria-se seco.

Figura 2.10 – Perfis de ascensão capilar relacionados ao histórico do nível d’água

No entanto, conforme dito anteriormente, os vazios são irregulares, e a altura de

ascensão capilar não é constante. Dessa forma, apenas uma pequena altura acima

do nível d’água fica saturada pela capilaridade. Acima dessa altura, os vazios são

parcialmente preenchidos pela água, razão pela qual o solo fica apenas

parcialmente saturado (úmido). A figura 2.11(c) indica um diagrama com a variação

do preenchimento dos vazios do solo conforme a espessura da camada.

Seco

Saturado por Capilaridade

N.A.

Saturado por Capilaridade

N.A.

Seco

Úmido

Água

Figura 2.11 – Desenho esquemático da ascensão capilar

Conforme apresentado na figura 2.11, os solos nunca são encontrados totalmente

secos em estado natural e sempre apresentam uma quantidade de água retida nos

vazios, denominada umidade de equilíbrio, como indicam Medina e Motta (2005).

Isso ocorre porque parte da água de chuva que se infiltra na estrutura de pavimento

fica retida como parte do material. Dessa forma, solos como areias finas e siltes

podem apresentar um elevado grau de saturação, mesmo distantes do nível d'água.

Também, quando ocorre o rebaixamento do lençol freático em uma massa de solo,

certa quantidade de água fica retida nos vazios formando meniscos, ficando retida

na camada.

De acordo com Moulton (1980), a água proveniente da ascensão capilar não pode

ser drenada pela ação da gravidade. Para o controle do movimento, o autor

recomenda a implantação de uma camada drenante para interceptar o fluxo ou uma

camada de bloqueio.

2.1.3 O movimento da água nos solos

Em materiais granulares, o fluxo d’água deve-se, principalmente, à ação da

gravidade. Em materiais argilosos (finos), o movimento da água ocorre devido à

capilaridade. Na ausência dos efeitos de gravidade e capilaridade, a água se

movimentará em forma de vapor, devido às diferenças de pressão.

O movimento da água devido a força gravitacional obedece a Lei de Darcy para

fluxo saturado:

AikQ ⋅⋅= (2.1)

Onde:

Q = vazão

k = coeficiente de permeabilidade

i = gradiente hidráulico

A = área da seção transversal normal a direção do fluxo

A lei de Darcy pode ser empregada em conjunto com a equação da continuidade

para constituir a equação diferencial que governa o fluxo d’água subterrâneo.

Cedergren (1974) sugere o desenho das redes de fluxo para resolver o problema de

forma simplificada. A aplicação direta da lei de Darcy é usual para determinação da

vazão de percolação em meios porosos em projetos de drenagem subterrânea.

No interior do pavimento a água move-se em forma de vapor da região mais quente

para a mais fria. O vapor se condensa sob o pavimento à noite quando o pavimento

se torna frio. Em regiões de clima temperado, ocorre uma migração da umidade em

forma de vapor no interior da estrutura, para cima e para baixo, de maneira mais

acentuada dependendo da estação do ano. Essa movimentação da água em forma

de vapor é uma das responsáveis pela elevada umidade verificada em bases

granulares.

2.2 Efeitos do problema da água livre nos pavimentos

Cedergren (1974) apresenta que as pressões geradas no interior da estrutura de

pavimento geradas pela ação das cargas do tráfego induzem grandes pressões

hidrostáticas, resultando em movimentação das partículas de solo na interface das

camadas. Estudos realizados pelo autor no estado da Geórgia mostraram que as

partículas de solo do subleito e sub-base são carreadas pela água para a interface

entre as camadas e para as juntas e trincas pela ação das cargas do tráfego,

proporcionando o surgimento de vazios na seção do pavimento.

Segundo a FHWA (Moulton, 1980), a saturação da estrutura do pavimento, causada

pela elevação do lençol freático ou pela infiltração pelas bordas ou superfície,

prejudica a sua capacidade de suportar as solicitações dinâmicas do tráfego.

Em pavimentos asfálticos, os danos surgem com a elevação das poro-pressões que

acarretam na perda de suporte das camadas não estabilizadas (base, sub-base e

subleito) e no trincamento do revestimento. Na seqüência, as poro-pressões

provocam o bombeamento de finos através das trincas formadas na superfície do

pavimento, conforme indica a Figura 2.12 a seguir.

Figura 2.12 – Ação da água livre em pavimentos asfálticos

Em pavimentos com revestimento de concreto de cimento portland ocorre ação

similar, com o bombeamento de finos através das juntas, trincas ou bordas das

placas. Para pavimentos de CCP sem barras de transferência de carga, o

empenamento das placas provocado pelos gradientes térmicos faz que a placa fique

em contato com a sub-base apenas na região central, permitindo a formação de

espaços livres nas bordas transversais das placas. A água livre pode ficar

armazenada nesses espaços. Quando isso ocorre, a passagem do tráfego sobre a

placa induz a movimentação da água com uma pressão elevada na direção da placa

seguinte. Quando a roda ultrapassa a junta, a primeira placa retorna à posição

original e a borda da próxima placa desloca-se para baixo provocando o

bombeamento de finos através da junta e a conseqüente erosão da sub-base,

conforme apresentado na figura 2.13.

Figura 2.13 – Efeito do Bombeamento em Pavimentos de CCP

Pelas figuras, fica evidenciado que aos sinais de exsudação de água e

bombeamento tornarem-se visíveis, a estrutura de pavimento não tem mais

condições de suporte adequado ao tráfego.

Em função da magnitude dos danos causados às estruturas dos pavimentos

atribuídos à falhas no sistema de drenagem, foram realizadas inúmeras pesquisas

sobre os mecanismos de deterioração dos pavimentos relacionados à drenagem.

Com base em algumas dessas pesquisas, pode-se afirmar que os principais

mecanismos de danos ao pavimento relacionados à deficiência da drenagem

subsuperficial são:

• a oxidação do ligante asfáltico;

• o empenamento das placas de CCP;

• as poro pressões, e

• a perda de suporte das camadas.

O desempenho e a conseqüente deterioração do ligante asfáltico estão relacionados

não só aos teores de umidade que o revestimento ou base estabilizada estão

sujeitos, mas também à dosagem da camada e ao comportamento físico-químico do

material. Em vista disso, este mecanismo de dano não será abordado neste

trabalho.

2.2.1 Empenamento

Embora o empenamento das placas de concreto de cimento portland dependa não

só da umidade como também de aspectos relacionados à concepção do pavimento

(presença de barras de transferência de carga, base aderida ou isolada e

comprimento da placa), à dosagem do concreto e também da variação de

temperatura ambiental que o pavimento está sujeito, cabem relacionar alguns

aspectos relacionados a influência da umidade no pavimento de concreto de cimento

portland.

Conforme Janssen (1987), o CCP contrai-se quando perde umidade. Se o

movimento da placa for impedido, então surgirão tensões de tração no concreto.

Caso ocorra variação de umidade entre as faces inferior e superior da placa, pode

ocorrer o empenamento da mesma, através do surgimento de tensões de tração em

uma face e de compressão na outra.

No mesmo trabalho, o autor indica que as placas têm a tendência de retrair a face

superior, provocando o levantamento das bordas. Surgem então tensões de

compressão na face inferior e de tração na face superior. Em pavimentos com

barras de transferência, o fenômeno é restringido, porém em pavimentos

desprovidos de barras as bordas das placas podem perder o contato com a base,

podendo gerar trincas de canto ou o efeito de placa “bailarina”.

As figuras 2.14 e 2.15, reproduzidas do referido trabalho, apresentam uma

estimativa da variação do grau de saturação de uma placa com espessura igual a 20

cm em função da profundidade e a conseqüente distribuição de tensões normais ao

longo da espessura em função da variação da umidade.

Figura 2.14 – Variação de umidade no interior da placa de CCP.

Figura 2.15 – Variação das tensões para a variação apresentado na figura 2.14.

Dessa forma, não surgirão esforços de tração e compressão na placa de CCP caso

a mesma esteja saturada ou não ocorram gradientes de umidade no interior da

placa.

2.2.2 Poro-pressões

As pressões da água que podem surgir sob o impacto das rodas e causam erosão e

ejeção de material são denominadas poro-pressões.

Conforme Cedergren (1974), além da erosão e bombeamento, as poro-pressões

podem provocar o desprendimento de capas asfálticas de bases e sub-bases

estabilizadas com betume. As poro-pressões podem causar também a

desintegração de bases estabilizadas com cimento, o enfraquecimento de bases

granulares, a sobrecarga de subleitos, entre outros prejuízos.

As pressões de bombeamento que surgem no interior do pavimento quando

solicitado pelo tráfego constituem-se no principal mecanismo causador de danos às

estruturas, conforme Fwa (1987).

Quando a água livre preenche completamente as camadas da infra-estrutura (base,

sub-base, reforço do subleito e o subleito) e também os vazios e os espaços ou

aberturas nos limites entre as camadas, a aplicação das cargas de roda produz

impactos comparados a uma ação do tipo golpe de aríete, que consiste na variação

da pressão que ocorre em um determinado conduto como conseqüência da

mudança de velocidade do escoamento.

Pela Hidráulica (Baptista e Lara, 2002), o golpe de aríete é considerado um caso

particular dos fenômenos transitórios, aplicado a condutos fechados. A fase de

adaptação às novas condições de escoamento é acompanhada de ondas de

pressão que percorrem os vazios a elevadas velocidades, que vão atenuando-se até

o estabelecimento do novo regime de escoamento.

Em função do movimento da água livre no interior da estrutura do pavimento, o

estudo das pressões hidráulicas deve considerar também o princípio de Pascal.

Quando há uma pressão aplicada a um fluido, esta será integralmente transmitida

por todos os pontos deste fluido, ou seja, todas as camadas sob efeito da saturação

sofrerão os efeitos das poro-pressões ou pressões pulsantes, considerando aí as

perdas de carga hidráulica provocadas pela permeabilidade das camadas.

Com base nesses dois conceitos, pode-se afirmar que o bombeamento de finos tem

origem nas tensões hidráulicas geradas pelo impedimento do deslocamento da água

livre no interior do pavimento. Ao ser aplicada a carga oriunda do tráfego, a água

tende a se movimentar em elevada velocidade pelos vazios comunicantes. Porém, o

seu movimento é reduzido em função da baixa permeabilidade dos materiais

integrantes da estrutura, gerando as tensões internas.

2.2.3 Perda de Suporte

A perda da capacidade de suporte ocorre basicamente em função da expansão das

partículas e da redução do atrito interno do material, causando a diminuição da

resistência ao cisalhamento.

O fenômeno de expansão é característico de materiais com granulometria fina, ou

seja, de siltes e argilas.

Conforme Vargas (1978), o aumento de volume dos solos e a sua conseqüente

expansão dá-se primeiramente por sucção de água para dentro dos poros do solo e

depois por adsorção para o interior da estrutura cristalina dos grãos. O afastamento

dos grãos provocado pela sucção acarreta na desestruturação interna da camada.

Nos casos em que são atingidos teores de umidade elevados no interior da camada

tem origem o processo de bombeamento quando ocorre a solicitação pelo tráfego.

Ocorrendo ou não o bombeamento, após a expansão e a posterior redução do teor

de umidade a teores próximos ao da umidade ótima, os vazios gerados pela

expansão (antes ocupados pela água) são ocupados por ar, tornando o solo poroso

e reduzindo a capacidade de suporte e o módulo de resiliência.

A perda de suporte também ocorre em função da diminuição no atrito interno dos

materiais. Isto pode ocorrer em camadas não estabilizadas onde o aumento do teor

de umidade provoca o aumento da lubrificação no contato das partículas. Este efeito

pode ser verificado através da análise da curva de compactação de um solo

qualquer.

Ao aumentar o teor de umidade no ramo seco da curva, verifica-se um aumento da

densidade até atingir um valor máximo, para o qual se obtém o teor de umidade

ótima. Ao prosseguir a compactação com teores de umidade superiores à ótima,

verifica-se uma queda na densidade do material. O aumento do teor de umidade

provoca uma lubrificação excessiva nos contatos entre os grãos, proporcionando a

ocorrência de elevadas deformações plásticas e impedindo uma melhor

compactação do solo, refletindo em uma densidade inferior à máxima.

O fenômeno da lubrificação dos grãos e redução do atrito interno ocorre tanto para

os solos das camadas de subleito e reforço do subleito como também para os

materiais granulares utilizados em camadas de sub-base e base.

O aumento do teor de umidade proporciona uma redução na resistência ao

cisalhamento que implica na redução da capacidade de suporte e do módulo de

resiliência da camada, resultando em deformações plásticas excessivas.

A variação do teor de umidade na estrutura é particularmente importante em regiões

cujas estruturas de pavimento ficam susceptíveis ao congelamento. Conforme Janoo

e Sheperd (2000), em Montana, estado localizado no nordeste dos Estados Unidos,

no início da primavera são impostas limitações das cargas transportadas por

veículos comerciais visando a redução na severidade dos danos causados ao

pavimento. O período é aquele quando ocorre o descongelamento e são gerados

elevados teores de umidade na estrutura do pavimento.

Com o objetivo de considerar o efeito da variação sazonal de temperatura e os

efeitos de gelo-degelo no subleito, a AASHTO introduziu o conceito de perda de

suporte através do conceito de Módulo Efetivo do Subleito, em substituição ao Índice

de Suporte Califórnia (CBR) a partir da versão de 1986 do guia de

dimensionamento.

O cálculo do Módulo Efetivo do Subleito consiste na determinação de um dano

médio associado às passagens de carga nas diferentes estações do ano e, a partir

deste, na determinação do módulo de resiliência do solo. O procedimento é válido

tanto para pavimentos rígidos quanto para pavimentos asfálticos, sendo que para o

primeiro é determinado o módulo de reação do subleito e para o segundo, o módulo

resiliente do subleito.

Para a determinação do módulo de reação do subleito, o ano é subdividido em

períodos com duração inferior a 15 dias e é determinado o módulo de resiliência do

subleito para cada um destes.

Assumindo a validade da lei de Miner para o cálculo do dano acumulado e

considerando a equação de desempenho proposta pelo método de

dimensionamento da AASHTO, o dano relativo é estimado pela equação 2.2,

apresentada a seguir.

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−=

25,0

75,0

42,18

(2.2)

Onde:

= Dano relativo unitário

D = Espessura da placa de CCP

Ec = Módulo elástico do CCP

= Módulo de reação do subleito

b = 4,22 – 0,32 x p

= Serventia final

O módulo de reação efetivo do subleito pode ser considerado aquele cujo dano

relacionado é a média dos danos relativos determinados para cada estação do ano.

()

75,0

42,18

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

eff

k (2.3)

Através de análise de sensibilidade dos parâmetros envolvidos para a determinação

do dano relativo, verificou-se que a espessura da placa (D) exerce, dentre todas as

variáveis, a maior influência sobre o dano relativo, seguida pelo módulo de reação

do subleito (k). O módulo de elasticidade do CCP (Ec) e o índice de serventia final

) apresentam pouca influência nos resultados. Considerando estes dois

parâmetros como valores fixos, iguais a 35.000 MPa e 2,5, respectivamente, obtém-

se a equação 2.4 para a determinação do dano relativo em função do módulo de

reação do subleito.

[]

42,3

25,075,0

39,0

kDu ×−= (2.4)

A partir dessa equação foi desenvolvida a figura 2.16, reproduzida do método de

dimensionamento da AASHTO (1986), que relaciona a determinação do dano

relativo em função da espessura da placa de CCP e do módulo de reação do

subleito.

Figura 2.16 – Dano relativo em função da espessura da placa e do módulo de reação do subleito

Para os pavimentos asfálticos, foi adotado procedimento semelhante para a

determinação do módulo de resiliência efetivo do subleito. Com base na equação de

desempenho do método e da aplicação da Lei de Miner para o acúmulo dos danos,

tem-se a relação entre o Módulo de Resiliência do Subleito e o dano unitário:

32,2

1018,1

−

××=

MRu

(2.5)

Onde:

= Dano relativo unitário.

= Módulo resiliente do subleito.

Assim como o módulo de reação, o módulo de resiliência efetivo do subleito pode

ser considerado aquele cujo dano relacionado é a média dos danos relativos

determinados para cada estação do ano. A equação que relaciona o módulo efetivo

é apresentada a seguir.

()

431,0

3005

−

×= uM

(2.6)

O estudo de Janoo e Sheperd (2000), citado anteriormente, buscou analisar a

variação sazonal do módulo de resiliência do subleito, relacionando-a as variações

do teor de umidade e da temperatura para trechos de rodovias localizados em

Montana, que sofriam ação de congelamento.

Os autores determinaram a variação do teor de umidade ao longo do ano

(considerando apenas a água não congelada) e os valores de módulo de resiliência,

para verificar a variação sazonal dos dois parâmetros. As figuras 2.17 e 2.18 a

seguir, reproduzidas do artigo analisado, apresentam os resultados obtidos.

Figura 2.17 – Variação do teor de água não congelada no pavimento

Figura 2.18 – Variação do módulo de resiliência do subleito teor de água não congelada (segmento

localizado em Dikey Lake, Montana)

Relacionado ao conceito de Módulo Efetivo do Subleito, a AASHTO introduziu

também o conceito de Perda de Suporte para o dimensionamento de pavimentos

rígidos. O parâmetro tem como objetivo considerar o efeito da sub-base sob as

placas de concreto de cimento portland e as implicações da ocorrência de

bombeamento e erosão nas juntas no desempenho do pavimento.

Teoricamente, a Perda de Suporte é função da precipitação, do volume de água que

infiltra no pavimento, da erosão, das declividades longitudinal e transversal da pista,

posição e condição de selagem das juntas, tipo de material da base e subleito e da

magnitude do tráfego.

O parâmetro consiste em um fator multiplicador no módulo de reação da fundação e

considera quando a placa é apoiada diretamente sobre o subleito ou sobre uma

base/sub-base.

O desenvolvimento do parâmetro foi realizado a partir da definição prévia de quatro

condições de suporte, que simulavam as áreas das placas afetadas por erosão e

bombeamento. Foram determinadas as tensões e deformações das placas para

cada condição. Com base nos resultados, determinaram-se quais os valores de

Módulo de Reação Efetivo ocasionavam tensões e deformações semelhantes.

A figura 2.19 apresenta os valores de módulo efetivo para diferentes fatores de

perda de suporte em função dos valores de módulo iniciais, conforme apresentado

no manual de dimensionamento da AASHTO (1986).

Figura 2.19 – Redução estimada do módulo de reação do subleito em função da perda de suporte

O guia de dimensionamento da AASHTO apresenta também uma tabela,

reproduzida na seqüência, na qual são relacionados os coeficientes de perda de

suporte aos materiais com suscetibilidades distintas ao bombeamento e erosão que

são comumente utilizados para a construção de bases, sub-bases e subleitos de

pavimentos de concreto de cimento portland.

Tabela 2.1 – Coeficiente de perda de suporte

Materiais

Coeficiente de

Perda de Suporte

Base granular tratada com cimento

(E = 7.000 a 14.000 MPa)

0,0 a 1,0

Misturas de cimento e agregados

(E = 3.500 a 7.000 MPa)

0,0 a 1,0

Bases tratadas com cimentos asfálticos

(E = 2.500 a 7.000 MPa)

0,0 a 1,0

Bases estabilizadas com betumes

(E = 300 a 2.000 MPa)

0,0 a 1,0

Bases estabilizadas com cal

(E = 150 a 500 MPa)

1,0 a 3,0

Material granular

(E = 100 a 3.000 MPa)

1,0 a 3,0

Material de granulação fina ou subleito natural

(E = 20 a 280 MPa)

2,0 a 3,0

2.3 Principais defeitos relacionados à umidade excessiva

A infiltração superficial, o nível do lençol freático, a ascensão capilar e o excesso de

percolação de água são fatores fundamentais que contribuem para o

desenvolvimento de defeitos nos pavimentos relacionados a presença de teores

elevados de umidade na estrutura.

O bombeamento de finos das camadas inferiores e o trincamento do revestimento

são as principais evidências sobre a presença de umidade excessiva na estrutura do

pavimento.

Os defeitos de pavimentos flexíveis relacionados com a umidade caracterizam-se

pela elevada deflexão (baixo raio de curvatura), trincamento por fadiga, redução da

capacidade de suporte e desagregação. A tabela 2.3 apresenta a seguir uma lista

com os principais defeitos em pavimentos asfálticos e as prováveis causas

relacionadas (umidade, clima, tráfego, material).

O pavimento rígido de concreto de cimento portland também é susceptível ao efeito

da água. Os principais defeitos relacionados a presença de umidade são a

instabilidade do subleito, o bombeamento de finos e conseqüente perda de suporte,

além do trincamento em formato conhecido como D-Cracking (trinca de canto). A

tabela 2.4 apresenta a seguir uma lista com os principais defeitos em pavimentos

rígidos relacionados a umidade.

Para a compreensão de ambas as tabelas, cabe enfatizar que a gênese e a

progressão dos defeitos relacionados estão diretamente relacionadas à umidade,

mas que as outras causas (clima, material e tráfego) não devem ser

desconsideradas.

Podem ser listados os três principais fatores preponderantes na aceleração

dos

defeitos relacionados à umidade:

• Infiltração: nos Estados Unidos foi conduzida uma extensa pesquisa (Wyatt &

Macari, 2000), na qual se verificou intensidade pluviométrica elevada nas regiões

estudadas, o que implicava em um volume significativo de água infiltrando

através das trincas e juntas. Considerando os materiais de base e subleito com

baixa permeabilidade nas rodovias analisadas, a água retida no interior da

estrutura do pavimento acelera a deterioração do pavimento.

• Tráfego: a associação do tráfego elevado com cargas pesadas a movimentação

da água no interior da estrutura do pavimento acelera a degradação do

pavimento, conforme apresentado anteriormente através das figuras 2.12 e 2.13.

• Estrutura do Pavimento: a compatibilidade e a transmissividade hidráulica dos

materiais constituintes do pavimento (permeabilidade) podem contribuir para o

acúmulo de água no interior da estrutura, acelerando a deterioração.

Wyatt e Macari (2000) avaliaram o desempenho de pavimentos em função de

sistemas de drenagem subsuperficial em estruturas de pavimentos asfálticos e

rígidos. O trabalho realizado reuniu informações constantes de bancos de dados de

órgãos de transporte norte-americanos sobre um grande número de seções-tipo,

conforme indica a tabela 2.2. Foram coletados dados acerca da presença/ausência

de drenos longitudinais, camadas drenantes e defeitos encontrados na pista.

Tabela 2.2 – Bancos de Dados e segmentos rodoviários analisados

Banco de Dados Pavimento em CA Pavimento em CCP

NCHRP 56 33

LTPP 49 89

RIPPER - 272

Em pavimentos asfálticos, os autores verificaram que a utilização de drenos de

borda em conjunto com bases granulares densas tem pouca influência sobre o

desenvolvimento de trilhas de roda. Para pavimentos rígidos com barras de

transferência, a eficiência do sistema de drenagem também tem pouca influência

sobre o surgimento de defeitos superficiais. A utilização de bases granulares densas

minimiza a presença dos drenos, sendo notada pouca ou nenhuma diferença no

desempenho de pavimentos com drenos ou sem drenos.

A pesquisa demonstra que a presença de um sistema de drenagem subsuperficial

não é suficiente para que o pavimento atue como uma estrutura drenante. É

necessário que haja uma adequação em nível de projeto, compatibilizando o sistema

proposto com os materiais utilizados, com as práticas construtivas adotadas e

também com os procedimentos de manutenção a serem adotados quando a

estrutura estiver em utilização.

Outro estudo que merece destaque na avaliação de defeitos de pavimentos

relacionados à drenagem subsuperficial é o realizado por Hudson e Flanagan

(1987).

Foram avaliadas 14 seções de pavimentos submetidas a solicitações de tráfego e

climáticas distintas. A principal característica do estudo é que para cada seção

aberta ao tráfego havia outra, semelhante, submetida apenas às variações

climáticas.

Como conclusão, os autores afirmam que as solicitações do tráfego exercem uma

influência muito superior no desempenho do que as condições climáticas locais. As

ações das intempéries, isoladamente, não causam grandes danos às condições de

superfícies dos pavimentos, porém, provocam o enfraquecimento da estrutura,

potencializando a deterioração causada pelas solicitações do tráfego.

Tabela 2.3 – Defeitos em pavimentos asfálticos

Asfalto Base Sub-base

Não Não Agregado Não Sim Não Não

Não

Acentua-se a altas

temperaturas

Betume Não Sim Não Não

Não Não Agregado Ligeiramente Sim Não Não

Não Umidade Betume Não Sim Não Não

Excesso Congelamento Umidade Sim Não Sim Sim

Ligeiramente

Rel. entre clima e

sucção

Mistura instável Sim Sim Sim Sim

Não

Acentua-se a altas

temperaturas

Mistura instável

Perda de ligante

Sim Sim Não Não

Excesso em grandes

camadas

Sucção e Materiais

Propriedades de

compactação

Sim Sim Sim Sim

Excesso Sucção e Materiais

Expansão da argila

suscetível ao

con

elamento

Não Não inicialmente Não Sim

Excesso Sucção e Materiais Assentamento Sim Não Não Sim

Excesso Congelamento Umidade Sim Não Sim Sim

Longitudinal

Sim

Perda de resistência

com o degelo

Propriedades

térmicas

Sim Falha de construção Sim Sim

Jacaré

Sim - Drenagem Não

Possível problema de

mistura

Sim Sim, mistura Sim Sim

Transversal

Sim

Baixa temperatura

gelo - degelo

Propriedades

térmicas

Não

Sim, susceptível a

temperatura

Sim Sim

Retração

Sim

Sucção

Perda de Umidade

Sensível a umidade Não Sim, fortemente Sim Sim

Parabólico

Sim Não Perda de ligante Sim Sim, no ligante Não Não

Problema rel. ao

Material

Carregamento

Associado

Início do Defeito Estrutural

Problema rel. a

Umidade

Problema

Climático

Manifestação

Abrasão

Exsudação

Desintegração

Intemperismo

Inchamento

Corrugação

Escorregamento

Trincamento

Afundamento de Trilha de

Roda

Ondulação

Depressão

Panelas

Fonte: FHWA (1998)

Tabela 2.4 – Defeitos em pavimentos rígidos

Placa Sub-base Subleito

Possivelmente Não Possivelmente Não Sim Não Não

Sim Sim

Deformação seguida

de fissuração

Sim Não Sim Sim

Sim

Ciclos de

gelo-degelo

Influência química Não

Sim, no

acabamento

Não Não

Sim Umidade - sucção

Deformação de

assentamento

Sim Não Sim Sim

Produz dano depois Possivelmente

Finos apropriados

Limpeza das juntas

Não Junta Não Não

Possivelmente

Umidade e

Temperatura

Não Não Sim Não Não

Não Temperatura

Propriedades

térmicas

Não Sim Não Não

Sim Umidade

Presença de finos na

base sensíveis a

umidade

Sim Não Sim Sim

Fissuração

Sim Não Rico em argamassa Não

Sim, superfície

fraca

Não Não

Canto

Sim Sim

Devido ao

bombeamento

Sim Não Sim Sim

Diagonal

Transversal

Lon

itudinal

Sim Possivelmente

Ocorre com o

aumento da umidade

Sim Não Sim Sim

D-Cracking

Sim

Ciclos de

gelo-degelo

Agregado Não Sim Não Não

Manifestação

Problema rel. ao

Material

Carregamento

Associado

Início do defeito estrutural

Problema rel. a

Umidade

Problema

Climático

Trincamento

Esborcinamento

Puncionamento

Quebras localizadas

Escamação

Degrau

Junta

Empenamento

Levantamento

Alçamento

Bombeamento

Fonte: FHWA (1998)

3 CONCEPÇÕES DE PROJETO DE DRENAGEM

SUBSUPERFICIAL

O objetivo principal da pavimentação deve ser projetar e construir uma estrutura

robusta o suficiente para suportar as cargas de tráfego para proporcionar um nível

de conforto ao rolamento aceitável ao longo do período de projeto. Uma forma de

auxiliar o alcance deste objetivo é manter a base, sub-base, subleito e outras

camadas livres de saturação, ou pouco expostas a níveis elevados de umidade.

Abaixo estão relacionadas três abordagens para considerar o controle ou redução

de problemas causados pela umidade.

• Selar apropriadamente o pavimento e não permitir a infiltração da água nas

camadas constituintes

• Utilizar materiais pouco suscetíveis a umidade, que não contribuam para o

surgimento de defeitos relacionados a umidade.

• Providenciar drenagem adequada para efetivamente retirar a umidade antes que

o processo de degradação se inicie.

O projeto do sistema de drenagem subsuperficial do pavimento consiste na

determinação do balanceamento entre permeabilidade e estabilidade da estrutura do

pavimento e na coleta e remoção rápida da água que infiltra no pavimento. Algumas

características importantes são a escolha do material de base, a indicação de uma

camada de filtro para evitar a inflitração de água do subleito para a base e um

sistema de coleta, como indica a figura 3.1.

Figura 3.1 – Esquema do sistema de drenagem subsuperficial

Os principais componentes dos sistemas de drenagem subsuperficial estão descritos

a seguir.

• Camada drenante – é uma camada de material granular, colocada logo abaixo do

revestimento, seja ele asfáltico ou de concreto de cimento portland. Com

granulometria apropriada, tem a finalidade de drenar as águas infiltradas para

fora da pista de rolamento.

• Drenos rasos longitudinais – são drenos que recebem as águas coletadas pela

camada drenante. São aliviados pelos drenos laterais e transversais que

recebem as águas por ele transportadas, quando atingida sua capacidade de

vazão, conduzindo-as para fora da faixa estradal.

• Drenos laterais de base – são drenos que tem a função de recolher as águas que

se infiltram na camada de base, sendo usualmente utilizados nas situações em

que o material da base dos acostamentos apresenta baixa permeabilidade,

encaminhando-as para fora da plataforma.

• Drenos transversais – são aqueles posicionados transversalmente à pista de

rolamento em toda a largura da plataforma, sendo, usualmente, indicados nos

pontos baixos das curvas côncavas ou em outros locais onde se necessitar

drenar as bases permeáveis.

Para que a estrutura do pavimento apresente características efetivas de boa

drenagem subsuperficial, é necessário que haja o correto dimensionamento

hidráulico deste sistema.

A vazão prevista, decorrente da infiltração através do revestimento, deverá percolar

através da camada drenante, de forma que não seja atingida a saturação da mesma,

e ser coletada pelos dispositivos adequados (drenos longitudinais de borda ou

transversais). Para que isto ocorra, é necessário o controle das características

geométricas e geotécnicas de cada camada, garantindo-se o escoamento através do

conceito da hidráulica dos meios porosos.

3.1 Componentes do Sistema

3.1.1 Camadas drenantes

A função principal de uma base permeável é a remoção de água. A localização da

mesma na estrutura do pavimento é função do tipo de revestimento, asfáltico ou

concreto de cimento portland, e pode ser estabilizada ou não.

A colocação da camada drenante logo abaixo do revestimento asfáltico ou da placa

de CCP é preferível, porque a água pode ser drenada mais rapidamente. No

entanto, esta técnica pode ter desvantagens pela deficiência de finos na camada

drenante, que poderá causar problemas de estabilidade. Caso a camada drenante

seja colocada sobre o subleito, as permeabilidades da base e sub-base devem ser

maiores que o índice de infiltração, para que a água possa alcançar a camada

drenante.

As figuras 3.2 e 3.3, reproduzidas de Pereira (2003), apresentam sugestões de

posicionamento da camada drenante para seção-tipo de pavimento rodoviário e

urbano.

CAMADA DRENANTE

SUB-BASE

BASE

TUBO COLETOR

MATERIAL DRENANTE

GUA

PISTA DE ROLAMENTO

COSTAMENTO

RREDONDAMENTO

ASFALTO OU CONCRETO

DE CIMENTO PORTLAND

Figura 3.2 – Posicionamento recomendado para a camada drenante em pavimentos rurais

CAMADA DRENANTE

SUB-BASE

TUBO COLETOR

MATERIAL DRENANTE

SAÍDA

D'ÁGUA

ASFALTO OU CONCRETO

DE CIMENTO PORTLAND

PISTA DE ROLAMENTO SARJETA

UIA

PASSEIO

Figura 3.3 – Posicionamento recomendado para a camada drenante em pavimentos urbanos

A camada drenante de graduação aberta raramente poderá ter espessuras elevadas

por questões de estabilidade. Assim sendo, é comum a utilização de sub-base de

graduação densa subjacente, exigindo outra camada separadora de filtro, para

prevenir a migração de finos do subleito para os vazios da brita de graduação aberta

ou proporcionar aumento de suporte estrutural.

Caso se queira eliminar a camada intermediária de filtro, é altamente recomendável

que seja empregada uma manta geotêxtil em sua substituição para desenvolver as

mesmas funções de separação e de bloqueio.

Devido aos problemas de custo e das dificuldades construtivas da camada drenante

aberta, em alguns projetos tem sido prevista a colocação de camadas granulares de

graduação densa com diâmetro efetivo elevado para desempenhar as funções

simultâneas de drenagem e de estabilidade.

Infelizmente, isso cria apenas a falsa sensação de segurança, uma vez que a base

de graduação densa, além de não drenar a contento, apresentará perda de suporte

ao longo do tempo pela saturação da camada.

Em síntese, não há unanimidade quanto a opção de se utilizar camada altamente

drenante de graduação aberta e elevado volume de vazios, que apresenta

estabilidade estrutural duvidosa ou empregar camada de graduação densa, estável,

mas com baixo índice de transmissividade, que proporciona perda de suporte ao

longo do tempo à medida que ocorre acréscimo de saturação da camada.

A metodologia proposta por Cedergren (1974) descreve como deve escoar, através

da camada drenante, o fluxo que penetra através de uma superfície do pavimento

com um metro de largura e comprimento igual a máxima distância percorrida sob o

mesmo por uma partícula de água.

A lei de Darcy deve ser verificada, de forma que os fluxos provenientes da infiltração

sejam inferiores ao fluxo máximo admissível, conhecidas as características

geométricas da pista e o coeficiente de permeabilidade do material drenante.

O tempo para que toda a água infiltrada seja drenada do pavimento deverá ser

inferior a 1 (uma) hora, após cessada a precipitação, e esta condição deverá ser

verificada através da relação entre a máxima distância percorrida pelas partículas de

água na camada drenante, na direção do escoamento, e a velocidade de

percolação, isto é, a velocidade real média de escoamento através dos vazios da

camada.

Na seqüência, são discutidos aspectos referentes às características físicas das

camadas drenantes: a permeabilidade e o critério de filtro.

3.1.1.1 Permeabilidade

Permeabilidade é a propriedade dos materiais de pavimentação e solos que indica a

maior ou menor facilidade q

ue os mesmos oferecem à passagem da água através

de seus vazios. Tal grandeza é numericamente expressa pelo coeficiente de

permeabilidade ou coeficiente de transmissividade hidráulica (k), “cujo conhecimento

é importante para os problemas de movimento da água em meios porosos e, em

particular, para o dimensionamento hidráulico dos dispositivos de drenagem

subsuperficial de pavimentos”.

Quanto menor o coeficiente de permeabilidade do material, menor o fluxo de água

que escoa pelos vazios. Não existem materiais completamente impermeáveis em

pavimentação, mas são considerados como tal aqueles cujo coeficiente é da ordem

de 10

-8

cm/s.

A determinação experimental do coeficiente de permeabilidade foi obtida em 1856

por Henry Darcy, que observou que a vazão Q em uma determinada amostra de

solo era proporcional ao produto da área da seção A pelo gradiente hidráulico i, que

representa a relação ΔH/L, sendo que a constante de proporcionalidade é dada em

função das características do material. A referida constante é o Coeficiente de

Permeabilidade.

AikQA

kQ ⋅⋅=→⋅

⋅= (3.1)

A equação 3.1 é conhecida como a Lei de Darcy, citada anteriormente, e já foi

amplamente estudada. A lei aplica-se exclusivamente a fluxos laminares, ou seja, a

baixas velocidades, como ocorre no fluxo da infiltração na estrutura do pavimento.

Para velocidades elevadas (fluxos turbulentos), a Lei de Darcy perde a validade.

O coeficiente k varia para os diferentes solos e ainda, para um mesmo tipo de solo,

sofre a influência da temperatura e do índice de vazios

e. A temperatura influencia

diretamente na viscosidade da água, que é tanto menor quanto maior a temperatura.

O índice de vazios é diretamente relacionado à porosidade

n do material (equação

3.2), e quanto maiores

e e n, maior a percolação pelo material.

(3.2)

Outros fatores que influenciam na permeabilidade do material são o arranjo

estrutural das partículas (estratificação), o tamanho dos grãos, a densidade da água

e o grau de saturação do solo.

A tabela 3.1 indica a ordem de grandeza do coeficiente de permeabilidade para

diferentes tipos de solo. Para efeito de comparação, no concreto de cimento portland

o coeficiente de permeabilidade é da ordem de 10

-12

cm/s.

A determinação do coeficiente de permeabilidade pode ser feita pelo meio de

fórmulas empíricas, relacionadas com a granulometria do material, por ensaios de

laboratório, através dos permeâmetros, e por ensaios de campo (infiltração e

bombeamento).

Tabela 3.1 – Coeficientes de Permeabilidade

Material

Coeficiente de Permeabilidade

(cm/s)

Argilas < 10

-7

Siltes 10

-4

a 10

-7

Areias argilosas 10

-5

Areias finas 10

-3

Areias médias 10

-2

Areias grossas 10

-1

Fonte: Pinto, C. S. (2000)

Entre as formulações empíricas para a determinação de k, pode-se apresentar a

equação de Hazen, para areias fofas e uniformes.

(

)

100 Dk ⋅=

(3.3)

Onde k é o coeficiente de permeabilidade, em cm/s, e D

é o diâmetro efetivo da

areia (diâmetro correspondente a 10% em peso total das partículas menores que

ele), em cm.

Tendo em vista a falta de ensaios de laboratório, a permeabilidade dos materiais

comumente utilizados como base de pavimentos pode ser estimada a partir da

equação 3.4, encontrada no Manual de Drenagem Subsuperficial e no manual do

programa “Drainage Requirements for Pavements” – DRIP, ambos da FHWA

(Moulton, 1980 e Mallela et al., 2002).

597,0

200

654,6

478,1

10158,2

××=

(3.4)

onde:

k - permeabilidade, em cm/s

n - porosidade, dada pela equação

−=

4,62

d - densidade do material

- peso específico dos grãos = 2,68

- diâmetro efetivo – 10% passando (mm)

200

- porcentagem de finos (material que passa na peneira 200)

Considerando as faixas granulométricas propostas pelo DNIT para bases

granulares, foram determinados os coeficientes de permeabilidade mínimos, médios

e máximos para cada faixa. Adotando-se os parâmetros físicos da curva média da

faixa granulométrica “C” da especificação do DNIT, obteve-se um coeficiente k igual

a 2,6 x 10

-4

cm/s. Os graus de transmissividade hidráulica correspondentes aos

limites inferior e superior da faixa granulométrica citada resultaram em coeficientes

de permeabilidade de 5,6 x 10

-5

cm/s e 1,9 x 10

-3

cm/s respectivamente.

Os valores relativamente baixos encontrados revelam que, de fato, as faixas

granulométricas utilizadas para construção da BGS que vêm sendo adotadas nas

camadas de bases de pavimentos são mais concebidas para a estabilidade

estrutural do que para a capacidade drenante.

A tabela 3.2 a seguir ilustra os resultados encontrados para a determinação do

coeficiente de permeabilidade para as faixas granulométricas indicadas para bases

granulares no Manual de Pavimentação do DNIT.

Para a camada drenante, devido às características do agregado de graduação bem

aberta, pode haver a necessidade de ligantes asfálticos ou hidráulicos para sua

estabilização e conseqüente facilidade de construção, o que provavelmente

ocasionará aumento de custo na pavimentação.

Cabe ressaltar que, em caso da utilização da equação 3.4 para estimativa da

permeabilidade da camada estabilizada, o resultado deve ser multiplicado por um

fator de redução, dado que a adição do ligante implica na redução dos vazios, e

consequentemente, na redução da permeabilidade do material puramente granular.

Para a determinação da permeabilidade mínima de uma camada drenante, a lei de

Darcy deve ser verificada, de forma que os fluxos provenientes da infiltração sejam

inferiores ao fluxo máximo admissível através da seção transversal. O escoamento

deve se dar através de uma seção retangular perpendicular à direção do fluxo, com

base de 1 metro e altura igual a espessura efetiva da camada, considerada igual a

espessura total menos 2,5 cm, prevenindo-se, assim, de alguma contaminação nas

superfícies inferior ou superior da camada.

Tabela 3.2 – Determinação da Permeabilidade – Faixas Granulométricas para Bases Granulares

Faixa A Faixa B Faixa C Faixa D

Peneiras

% em peso

passando

Média

% em peso

passando

Média

% em peso

passando

Média

% em peso

passando

Média

2'' 100 100 100 100 - - - -

1'' - 75-90 82,5 100 100 100 100

3/8'' 30-65 47,5 45-75 60 50-85 67,5 60-100 80

nº 4 25-55 40 30-60 45 35-65 50 50-85 67,5

nº 10 15-40 27,5 20-45 32,5 25-50 37,5 40-70 55

nº 40 8-20 14 15-30 22,5 15-30 22,5 25-45 35

nº 200 2-8 5 5-15 10 5-15 10 10-25 17,5

máx

(cm/s) 2,03 x 10

-2

1,89 x 10

-3

1,89 x 10

-3

2,71 x 10

-4

med

(cm/s) 2,17 x 10

-3

2,71 x 10

-4

2,71 x 10

-4

3,09 x 10

-5

mín

(cm/s) 5,59 x 10

-4

5,63 x 10

-5

5,63 x 10

-5

7,75 x 10

-6

Conhecidas a infiltração de projeto (Ip) e as características da pista pode-se então

calcular a permeabilidade necessária a partir da expressão a seguir.

××

100

(3.5)

Onde:

k é o coeficiente de permeabilidade, em cm/s;

é a vazão que infiltra numa faixa de 1 m, em cm/s;

i é o gradiente hidráulico na trajetória do fluxo por metro linear;

L é o comprimento da trajetória percorrida pela água na camada drenante,

em m;

Ip é a infiltração de projeto, em cm/s;

w é a largura da plataforma, em m;

s é a declividade transversal da pista;

é a espessura efetiva da camada drenante, em cm.

A expressão permite a determinação da permeabilidade necessária da camada

drenante para diferentes combinações de largura e de declividade da pista e da

espessura efetiva da camada drenante. De forma similar, é possível calcular a

espessura efetiva da camada drenante a partir da expressão 3.6.

××

100

(3.6)

3.1.1.2 Determinação dos filtros

Caso a camada drenante seja posicionada sobre outra camada densa, é necessário

o posic

ionamento de uma camada de filtro, para evitar o carreamento de finos para o

interior da camada drenante, o que provocaria a sua colmatação.

Qualquer agregado utilizado para drenagem deve satisfazer os critérios de filtro

quanto ao entupimento e quanto à permeabilidade, para evitar a colmatação da

camada drenante pelos finos das demais camadas adjacentes.

Quanto ao entupimento, o material de filtro deve ser fino o suficiente para evitar que

outro, mais fino, seja carreado para o interior do material filtrante. A relação 3.7 deve

ser atendida na escolha dos materiais:

(solo)

(filtro)

≤

(3.7)

Onde D

e D

são os tamanhos dos grãos correspondentes a 15 e 85% de material

passando nas peneiras.

Quanto à permeabilidade, o material de filtro deve ter granulometria aberta,

suficiente para permitir a percolação da água sem apresentar resistência

significativa. A relação entre os diâmetros dos materiais está expressa na seqüência.

(solo)

(filtro)

≥

(3.8)

Para garantir que as curvas granulométricas do filtro e do material a ser protegido

fossem aproximadamente paralelas, o Corpo de Engenheiros do Exército Norte-

Americano – USACE (USACE apud Moulton, 1980) recomenda que seja atendida

também a relação 3.9 entre os diâmetros dos materiais.

(solo)

(filtro)

≤

(3.9)

O USACE recomenda também que o material de filtro apresente coeficiente de

uniformidade, definido como a relação entre D

e D

, inferior a 25, para minimizar o

problema de segregação dos grãos.

Moulton (1980) recomenda que a quantidade de finos passando na peneira 200

deve ser inferior a 5%, ou que D

seja inferior a 0,074 mm, para evitar que os finos

do filtro sejam carreados para o interior da camada drenante.

A camada de filtro pode ser substituída por uma manta geotêxtil. Os geotêxteis têm

a função de reter o solo e permitir a passagem da água entre as camadas, sendo

que os critérios de filtro para os geotêxteis deverão contemplar a sua resistência ao

bombeamento, permeabilidade e entupimento.

3.1.2 Drenos Rasos Longitudinais

Uma discussão importante no projeto de drenagem subsuperficial é a necessidade

ou não de se prever drenos rasos longitudinais para remover a água livre que

normalmente se acumula na borda da pista de rolamento.

Quando não se prevê os drenos rasos, a camada drenante deve ser levada através

do acostamento até a borda do aterro ou às valetas laterais, nos casos de corte.

Entretanto, esta solução pode apresentar inconvenientes devido a problemas

construtivos ou falta de manutenção dos taludes, que tendem a obstruir as saídas

laterais e prejudicam o desempenho hidráulico da camada.

Ainda, em outras situações a camada drenante pode desempenhar função inversa,

permitindo a percolação de água das valas laterais para a estrutura interna do

pavimento.

Assim, dependendo da situação, o prolongamento da camada drenante pode

encarecer a obra em vista do acréscimo de material granular empregado,

justificando a utilização dos drenos longitudinais.

Historicamente, a utilização deste tipo de dreno teve início por volta de 1970 e tem

sido crescente a sua aplicação, visando o aumento dos desempenhos funcionais e

estruturais dos pavimentos rodoviários.

As primeiras aplicações de drenos longitudinais subsuperficiais de maneira

sistemática nos pavimentos de estradas paulistas ocorreram na Rodovia dos

Bandeirantes entre São Paulo – Campinas e na Rodovia Ayrton Senna, no trecho

compreendido entre São Paulo e Guararema.

Os drenos de bordo foram, no passado, empregados com ou sem camadas

drenantes. Hoje, prefere-se que os drenos estejam conectados às bases drenantes

de elevada transmissividade hidráulica.

O emprego de drenos longitudinais em conjunto com bases convencionais de

granulometria densa não estabilizadas não é recomendado, uma vez que a água

livre não poderá se movimentar efetivamente até os drenos, ou porque ocorrerá

perda de finos e conseqüente entupimento e colmatação dos drenos.

Mesmo com o emprego de drenos rasos longitudinais, pode ser necessária também

a instalação de drenos transversais em alguns pontos críticos, em especial quando a

declividade da seção é praticamente nula, visando aumentar a eficiência da camada

drenante.

No projeto do sistema de drenagem com drenos rasos deverão ser levados em

consideração os seguintes itens:

• tipo de material do dreno

o cego - granulometria e permeabilidade

o tubular – material liso, corrugado ou perfurado

• locação e profundidade dos drenos e respectivas saídas

• declividade dos drenos e espaçamento das saídas (comprimento critico)

• dimensionamento dos drenos

o cego - seção transversal

o tubular - diâmetro - bordo livre

• condição de funcionamento

o cego - colmatação

o tubular - entupimento de furos

Quanto aos materiais:

Os drenos rasos longitudinais poderão ser constituídos de diferentes tipos de

materiais: essencialmente granulares (cego), tubulares e com geocompostos

drenantes.

Os drenos constituídos de material granular tipo brita ou areia apresentam

capacidade hidráulica função da seção e da declividade adotadas e do coeficiente

de permeabilidade do material selecionado, empregando-se a fórmula de Darcy para

escoamento em meios porosos.

A sua capacidade hidráulica é relativamente reduzida e, dependendo do volume a

ser drenado, o espaçamento das saídas d’ água deve ser bastante curto.

Os drenos tubulares apresentam, dependendo do diâmetro adotado da tubulação e

da declividade longitudinal, elevada capacidade hidráulica. Os tubos de PVC podem

ser lisos ou corrugados, perfurados, com diâmetro variável entre 5 e 10 cm e

dimensionados como conduto livre, utilizando a fórmula de Darcy associada à

equação da continuidade.

Os drenos constituídos de geocompostos são de utilização relativamente recente,

começando a estarem disponíveis no mercado vários modelos. Tais drenos

começaram a ser difundidos após sua utilização em projetos de restauração, em

vista de sua facilidade de instalação.

Independentemente do tipo de dreno cego ou tubular empregado, normalmente se

utilizam mantas geotêxteis envolvendo a vala drenante com a finalidade de servir de

filtro dos materiais mais finos, procurando evitar a sua colmatação. A permeabilidade

do geotêxtil deve ser de 4 a 10 vezes superior ao do material adjacente. Ressalta-se

que a manta não controla os movimentos e nem a erosão de finos nas camadas

adjacentes, apenas evita a entrada de finos no dreno.

Todo material granular de enchimento dos drenos cegos ou tubulares, além de

promover a drenagem, deve ser devidamente selecionado com agregados duráveis,

limpos, e compactados de tal forma a evitar recalques após a execução das

camadas sobrejacentes e atuação do tráfego.

Cuidados construtivos devem ser tomados durante o fechamento das valas para

evitar que restos de materiais da escavação não contaminem, e prejudiquem o

funcionamento das valas cujo principal objetivo e permitir a entrada e coleta d’ água

livre existente nas imediações do dreno.

Quanto ao posicionamento:

O posicionamento do dreno pode ser efetuado, principalmente, junto ao bordo

externo do acostamento ou logo abaixo das juntas entre a pista

principal/acostamento ou pista/guia-sarjeta (meio-fio).

A alternativa de posicionamento do dreno de pavimento com dreno posicionado no

bordo externo do acostamento ou do meio-fio, evita o desconfinamento das

camadas subjacentes.

Quando um dreno raso longitudinal for executado próximo à borda da pista a ser

restaurada é importante saber se a água livre a ser drenada é proveniente das

camadas adjacentes ou da junta existente entre a pista e o acostamento.

O dreno raso longitudinal executado próximo a borda da pista será eficiente se a

água livre estiver infiltrando pela junta pista / acostamento. Entretanto caso a água

tenha origem pelas trincas ou juntas nas faixas centrais de rolamento,

provavelmente a eficiência do dreno será duvidosa, principalmente se os materiais

das camadas do pavimento existente apresentarem baixa permeabilidade hidráulica.

A adoção do dreno posicionado na junta pista / acostamento também induz à

formação de um ponto fraco na estrutura, dadas as condições de compactação

sobre o dreno e adjacências. Desta forma, os cuidados com a execução devem ser

redobrados ao adotar-se esta alternativa.

A figura 3.4 apresentada a seguir mostra exemplos de posicionamento do dreno

raso longitudinal em relação à seção transversal do pavimento – no bordo externo

do acostamento ou na junta pista / acostamento.

Em resumo, ao se prever a utilização de drenos rasos longitudinais é fundamental o

conhecimento das características hidráulicas dos materiais adjacentes, uma vez que

a sua eficiência dependerá de como e quanto de água chegará ao dispositivo de

drenagem.

A execução do dreno longitudinal sobre estruturas existentes deve ser muito

cuidadosa para evitar danos e desconfinamento das camadas inferiores.

A eficiência dos drenos rasos longitudinais será fundamentalmente função da forma

de aplicação ou situação em que os mesmos serão instalados. Independentemente

da situação de pavimento novo ou restauração ele deve apresentar adequada

conexão com as camadas permeáveis adjacentes, ter capacidade hidráulica

suficiente para drenar todo volume de água que chegue até o mesmo e não sofrer

ao longo do tempo entupimento devido ao carreamento de finos para o interior da

tubulação.

Figura 3.4 – Posicionamento dos drenos longitudinais

No caso de projetos de restauração e instalação posterior dos drenos a análise deve

ser mais detalhada, devido as condicionantes adversas pré-existentes de provável

heterogeneidade e nível de saturação dos diversos materiais envolvidos, diferentes

graus de degradação e trincamento da estrutura, dificuldades construtivas,

condições de confinamento das camadas e declividades transversais das camadas

desfavoráveis.

O critério de projeto da drenagem de pavimentos para os casos de restauração é

consideravelmente mais complexo do que para a situação de vias novas. As

camadas do pavimento já estão executadas e muito pouco pode ser feito para torná-

la mais drenante. A solução mais apropriada para melhorar as condições de

drenagem é encurtar o caminho de percolação da água livre existente na estrutura.

As condições de saturação das diversas camadas devem ser analisadas para

verificar se a causa de degradação do pavimento está relacionada com a umidade

excessiva das camadas inferiores, e neste caso, recapeamentos, reciclagens e

remendos na estrutura existente não resolverão o problema se as deficiências de

drenagem não forem solucionadas.

Alguns trechos experimentais de reciclagem executados em rodovias paulistas

apresentaram desempenho insatisfatório em função da pouca atenção dada a

drenagem subsuperficial, ocorrendo o confinamento da água por falta de saída livre

lateral.

3.1.2.1 Saídas Laterais dos Drenos

Além do dimensionamento hidráulic

o, as saídas laterais do sistema de drenagem

subsuperficial devem ser cuidadosamente estudadas para não comprometer o seu

desempenho global.

Como regra geral, o espaçamento das saídas não deve ser superior a 90 m, com os

tubos lisos colocados num ângulo entre 45º a 90º com a direção do dreno

longitudinal.

Os tubos de saídas poderão ser aparentes com dispositivos apropriados ou

conectados a um outro sistema de drenagem profunda do local.

Os dispositivos de proteção da saída aparentes deverão ser constituídos de muro de

testa de concreto pré-moldado ou moldado in loco, devidamente assentados para

evitar danos na tubulação, erosão nos taludes e que possam ser facilmente

visualizados para posterior execução de manutenção.

No trecho final de lançamento, o tubo deve ter declividade mínima de 3% e no caso

de saída junto a uma valeta de drenagem, esta deve estar posicionada pelo menos

15 cm acima da cota prevista de inundação, para uma vazão de projeto

considerando-se uma chuva com período de retorno de 10 anos.

3.2 Critérios de Dimensionamento

O projeto adequado de um sistema de drenagem subsuperficial de pavimentos deve

cumprir as seguintes etapas:

a) Determinação do volume de água que infiltra na estrutura;

b) Dimensionamento hidráulico da camada drenante;

c) Dimensionamento dos drenos longitudinais subsuperficiais coletores,

incluindo a definição do espaçamento entre as saídas d’água.

A seguir são apresentados os critérios de dimensionamento para os dispositivos

juntamente com uma descrição sucinta dos parâmetros empregados nos cálculos.

3.2.1 Estimativa da Infiltração de Projeto

Conforme apresentado no capítulo 2, a maior fonte isolada de água na estrutura dos

pavimentos é a infiltração pela superfície, seja através das trincas ou juntas entre o

pavimento e o acostamento, pelos acostamentos ou através de valas laterais ao

pavimento.

Um pavimento novo pode apresentar uma superfície virtualmente impermeável,

porém, antes do final do período de projeto, a estrutura apresentará trincas não

seladas e juntas abertas. O projeto de uma base permeável, ou camada drenante,

deve prever uma condição em que a superfície do revestimento apresenta-se

trincada, para considerar a infiltração em uma condição severa.

Dois métodos têm sido extensivamente utilizados para avaliar a capacidade de

infiltração pela superfície: o proposto por Cedergren e o proposto por Ridgeway e

adotado pela FHWA e AASHTO.

O procedimento proposto por Cedergren é empírico e depende tanto da capacidade

de infiltração quanto da intensidade pluviométrica. Já o proposto por Ridgeway

baseia-se nos resultados de ensaios de infiltrabilidade, nos quais se observou que a

infiltração é diretamente relacionada ao trincamento da superfície do pavimento.

Verifica-se uma grande diferença entre as previsões de fluxo de infiltração pelos dois

métodos. Conforme indica a FHWA no Manual de Utilização do DRIP (Mallela et al,

2002), uma vez que o segundo procedimento é mais racional e baseado em

experimentos de campo, este é freqüentemente utilizado para a determinação da

infiltração pela superfície do pavimento. No entanto, o outro procedimento também

deve ser utillizado, em especial para conferência dos resultados. Caso necessário, o

maior dos dois resultados deve ser utilizado para o dimensionamento do sistema de

drenagem subsuperficial.

3.2.1.1 Cedergren

De acordo com o Manual de Drenagem de Rodov

ias do Departamento Nacional de

Infra-estrutura de Transportes, versão de 2006, o cálculo das descargas de

contribuição que devem ser escoadas pela camada drenante do pavimento deve ser

efetuado conforme o método encontrado na publicação “Drenagem dos pavimentos

de rodovias e aeródromos” de H. R. Cedergren (1974) e as recomendações do

Federal Highway Administration – FHWA (Moulton, 1980).

A estimativa da infiltração de projeto pelo procedimento proposto por Cedergren

consiste na aplicação de um método simplificado, no qual se assume que uma

proporção fixa da chuva de projeto infiltra na estrutura de pavimento. Para tanto, é

necessária a determinação de um coeficiente de infiltração e da intensidade da

precipitação. Para a aplicação do método, recomenda-se a utilização de chuva com

1 hora de duração e período de retorno variando de 1 a 2 anos em função do volume

de tráfego previsto para a rodovia.

A equação 3.10 é utilizada para a determinação da vazão de infiltração:

FRCq

⋅

⋅= (3.10)

Onde:

= vazão de infiltração, em m³/dia/m²;

C = coeficiente de infiltração;

R = Precipitação de projeto, em mm/h;

F = Fator de conversão, igual a 0,24 para mm/h.

São recomendados coeficientes de infiltração variando de 0,50 a 0,67 para

pavimentos de concreto de cimento portland e entre 0,33 a 0,50 para pavimentos

asfálticos.

3.2.1.2 AASHTO / FHWA

Ridgeway

(1976, 1982) recomenda a consideração de um fluxo de infitração

estimado pela capacidade de carreamento pelas juntas ou trincas de pavimento ou

pela estimativa dos comprimentos de juntas ou trincas. A pesquisa do autor indicou

que a condição das juntas ou trincas (isto é, juntas / trincas seladas ou não, abertura

das juntas / trincas) e o tipo de base do pavimento (graduação aberta ou fechada)

influenciam a capacidade de infiltração através das juntas/trincas.

Para juntas/trincas com alta capacidade de infiltração, devem ser consideradas

chuvas com intensidade elevada e curta duração. Para juntas/trincas com baixa

capacidade de infiltração, a duração da chuva é mais importante que a intensidade,

conforme descrevem Crovetti e Dempsey apud Mallela et al (2002).

A abordagem de projeto apresentada no Highway Subdrainage Manual e nas

publicações “Demonstration Project 87” e “NHI Course 131026”, todos da FHWA

(1980, 1992 e 1998), consideram a aproximação da infiltração por este método mais

confiável que a abordagem do método proposto por Cedergren. A equação para o

cálculo da infiltração para condições normais em pavimentos sem trincas é:

CsW

Icq +

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

+⋅= (3.11)

Onde:

= vazão de infiltração, em m³/dia/m²;

Ic = razão de infiltração através das juntas/trincas, em m³/dia/m;

Nc = número de trincas longitudinais;

Wc = comprimento das juntas/trincas transversais, em m;

W = largura da base permeável, em m;

Cs = espaçamento das juntas/trincas transversais, em m;

= permeabilidade da estrutura de pavimento, em m/dia.

Pode ser adotado um valor de Ic = 0,223 m³/dia/m, baseado em estudos sobre

juntas/trincas em condições de saturação (Ridgeway, 1976). O valor sugerido

aproxima-se da infiltração média medida em trincas localizadas em pavimentos com

revestimento asfáltico sobre base granular de graduação aberta.

3.2.2 Camadas drenantes

Neste item são tratados os aspectos hidráulicos da camada drenante destinada a

remover rapidamente ou limitar o tempo de permanência da água livre proveniente

das chuvas que inevitavelmente infiltrarão através das trincas e das juntas de

construção existentes na superfície do pavimento, conforme apresentado

anteriormente.

Os principais aspectos abordados são:

• Definição dos parâmetros hidráulicos de cálculo.

• Concepção do sistema de drenagem.

Os parâmetros hidráulicos de cálculo envolvem as características geométricas da

via, que definem a linha de maior declive do fluxo da água e a extensão a ser

percorrida até os drenos subsuperficiais, as granulometrias dos materiais a serem

utilizados nas diversas camadas do pavimento e a habilidade dos mesmos de reter

ou permitir o escoamento da umidade excessiva.

Para controle dos tempos de permanência e retirada da água livre do pavimento

serão considerados duas concepções distintas no sistema hidráulico:

• profundidade do fluxo, em que a capacidade de escoamento da camada

permeável deve ser superior a infiltração de projeto – Critério de Fluxo

Contínuo; e

• tempo de drenagem, em que a camada drenante poderá ficar saturada

durante o período de precipitação, mas que, no entanto, deverá ser drenada

após algumas horas depois de cessada a chuva para evitar danos a estrutura

– Critério do Tempo de Drenagem.

Os dois procedimentos são apresentados na seqüência.

3.2.2.1 Critério de Fluxo Continuo

A solução de fluxo contínuo pode ser obtida atendendo a metodologia de Cedergren

ou aquela desenvolvida por Moulton. A es

pessura da camada da base (H) é função

da permeabilidade do material (k), da declividade (s), do comprimento da linha de

maior declive (Lr) e da vazão de infiltração (q

A espessura da camada deve ser maior ou igual àquela determinada por uma das

equações abaixo.

Caso 1 – onde Δ < 0

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⎪

⎭

⎪

⎬

⎫

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

−

⎪

⎭

⎪

⎬

⎫

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

−

(3.12)

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−=Δ

(3.13)

Caso 2 – onde Δ > 0

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

Δ+

Δ−

(3.14)

Caso 3 – onde Δ = 0

(3.15)

Onde

= altura de água a partir do ponto final inferior da linha de fluxo.

As soluções gráficas das equações 3.12 a 3.15 são encontradas na figura 3.5,

desenvolvida por Moulton.

Figura 3.5 – Ábaco para estimativa da espessura da camada em condição de fluxo contínuo

A capacidade de drenagem da camada drenante pode ser calculada também pela

fórmula abaixo proposta por Barber e Sawyer (apud Moulton, 1980).

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

sHkq

(3.16)

Onde:

q = capacidade de descarga da camada drenante

k = coeficiente de permeabilidade do material

H = espessura da camada

S = declividade da camada

L = comprimento da linha de maior declive

A equação pode ser desmembrada em duas parcelas. A primeira representa a

descarga através da área H causada por um gradiente hidráulico s, e a segunda

corresponde aquela de área H/2 causada por um gradiente hidráulico H/L.

Para declividade igual a zero, a equação corresponde à aplicação direta da lei de

Darcy, assumindo que o nível da superfície freática corresponda ao topo da camada

drenante, numa das extermidades e no fundo da camada na outra extremidade,

percolando por uma seção de área H/2.

3.2.2.2 Critério de Tem

po de Drenagem

O segundo critério para o cálculo de espessuras da camada drenante é aquele

preconizado por Casagrande e Shannon (apud Moulton, 1980), que determina o

tempo necessário para que ocorra uma determinada porcentagem de drenagem da

camada saturada.

No critério do tempo de drenagem, é assumido que a água de chuva infiltra pela

superfície do pavimento e satura completamente a camada de base. A partir desse

instante, não é possível a entrada de mais água na estrutura e a partir daí a água

escoará pela superfície do revestimento.

Uma vez cessada a chuva, objetiva-se retirar a água remanescente o mais rápido

possível pela camada drenante antes que ela possa provocara danos em toda a

estrutura.

O tempo considerado adequado para o sistema de drenagem remover a água da

estrutura depende das condições climáticas prevalecentes e da possibilidade da

água provocar danos ao pavimento ao ser submetido a um volume de tráfego

intenso e com cargas elevadas.

Nas áreas sujeitas a inundação e com presença de solos expansivos, a água deve

ser removida num período entre 30 minutos e 1 hora, para minimizar problemas

relacionados ao excesso de umidade.

O tempo requerido para a camada permeável drenar a água é um indicador da

habilidade da base resistir aos efeitos deletérios da umidade excessiva no

desempenho do pavimento.

O tempo de drenagem pode ser calculado através de conjuntos de equações

propostas por Casagrande e Shannon e por Barber e Sawyer. Tais equações

dependem das características da seção transversal do pavimento e das

características geométricas transversais e longitudinais da via.

Em ambos os casos, as equações diferem em função da porcentagem de

dreanagem, ou Grau de Drenagem (U). As expressões sugeridas por Casagrande e

Shannon são:

• para U > 0,5

()

⎪

⎭

⎪

⎬

⎫

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

+−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−−=

)1()22(

122

/4,02,1

3/1

USS

lSSST

(3.17)

• para U ≤ 0,5

()

⎭

⎬

⎫

⎩

⎨

⎧

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−−=

3/1

2/4,02,1

lSUSST

(3.18)

Onde:

= fator de declividade= H/LS.

H = espessura da camada granular.

L = largura da camada granular sendo drenada.

S = declividade da camada.

t = tempo de drenagem, necessário para atingir U

T = fator tempo

k = permeabilidade do material granular

= porosidade efetiva do material granular

LnT

⋅

⋅⋅

(3.19)

As equações propostas por Barber e Sawyer são:

• para U > 0,5

T = 0,551 – 0,48 S

log (1 + 2,4/S

) + 1,15 S

log

()( )

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

+−

4,2SU1

2,1USS

(3.20)

• para U ≤ 0,5

T = US – 0,48 S

log (1 + 4,8U/S

) (3.21)

As equações de Casagrande e Shannon podem ser resolvidas graficamente

conforme a figura 3.6.

Figura 3.6 – Drenagem da camada saturada em função do tempo

A capacidade para a condição de fluxo descontínuo é definida por um grau de

drenagem, que é a relação entre o volume de água drenado desde o momento que a

chuva para e o volume total armazenado pela camada drenante.

De acordo com Casagrande e Shannon o tempo para ocorrer 50% da drenagem

pode ser estimado pela expressão 3.22.

)(2

SLHk

Len

+⋅⋅

⋅⋅

(3.22)

Como referência, Casagrande e Shannon recomendam que o tempo para que

ocorra 50% da drenagem seja um período inferior a 10 dias, apesar do critério

proposto ser empírico e não apresentar grande fundamentação , principalmente para

o caso de rodovias modernas de tráfego pesado intenso.

De acordo com a guia da AASHTO (1986), a qualidade de drenagem é dividida em 5

categorias, variando de excelente a muito pobre em função do t

. Caso 50% da

água seja removida ao longo de 10 dias, vários meses serão necessários para que

ocorra a drenagem restante, sendo classificada portanto de muito pobre. Para que a

qualidade de drenagem seja excelente, o tempo t

deverá ser inferior a 2 horas.

O critério proposto por Ridgeway (1982) consiste em que o tempo para que ocorra

95% da drenagem seja inferior a 1 hora, e parece ser mais apropriado que o

procedimento recomendado pela AASHTO.

O tempo de drenagem é pouco sensível à espessura da camada, assim o problema

de saturação fica restrito à escolha de material que apresente melhores

características de permeabilidade.

3.2.3 Drenos Rasos Longitudinais

Os drenos rasos longitudinais tubulares devem ter capacidade hidráulica suficiente

para remover a água que infiltra pela superfície e pelas juntas entre a pista de

rolamento e os acostamentos laterais.

Cada elemento do sistema de drenagem deve ter capacidade crescente à medida

que a água caminha para os pontos de saída, de forma a garantir o principio da

continuidade hidráulica, sem pontos de gargalo ao longo da trajetória da linha

d’água.

A capacidade de drenagem é determinada em função do tipo, do diâmetro e da

declividade de assentamento da tubulação, e do espaçamento das saídas. Essa

combinação de elementos deve garantir que a capacidade do conduto seja superior

à vazão de projeto.

A quantidade de furos ou aberturas na tubulação deve ser suficientemente grande

para permitir a entrada de água que chega até o dreno através das camadas

drenantes adjacentes.

3.2.3.1 Vazão de Projeto

A vazão de projeto para a determinação do diâmetro da tubulação e cálculo dos

espaçamentos das saídas d’água deve ser estimada a partir de um dos seguintes

procedimentos:

Critério 1 – descarga em função do tempo de drenagem

Critério 2 – descarga devido a infiltração pela superfície

Critério 3 – descarga em função da capacidade da base permeável.

A utilização de um dos critérios dependerá da concepção adotada para o tipo de

base empregado no pavimento, garantindo assim a continuidade hidráulica no

sistema de drenagem.

Critério 1 – Descarga em Função do Tempo de Drenagem

De acordo com este procedimento, a vazão de projeto por unidade de comprimento

do pavimento pode ser calculada como se segue:

UNHWq

24 ⋅⋅⋅⋅⋅=

(3.23)

Onde

= vazão de projeto, em m

/dia/m

W = largura da base permeável, em m

H = espessura da base, em m

= porosidade efetiva

U = porcentagem de drenagem

= tempo de drenagem, em h

Critério 2 – Descarga devido a Infiltração pela Superfície

Neste procedimento, a vazão de projeto é estimada em função da taxa de infiltração

pela superfície do pavimento, de acordo com a seguinte expressão:

Wqq

⋅=

(3.24)

Onde

= vazão de projeto, em m

/dia/m

= taxa de infiltração pela superfície, em m

/dia/m

W = largura da base permeável, em m

A taxa de infiltração q

, pode ser determinada pelo método proposto por Cedergren,

baseado na precipitação de projeto, ou pelo critério recomendado por Ridgeway,

baseado na extensão de trincas ou juntas no pavimento.

Alternativamente, conforme sugestão da FHWA, pode-se adotar uma taxa média de

infiltração d’água na estrutura do pavimento de acordo com o tipo de revestimento:

Pavimento asfáltico q

= 0,10 a 0,15 m³/dia/m²

Pavimento rígido q

= 0,15 a 0,20 m³/dia/m²

Critério 3 – Descarga em Função da Capacidade da Base Permeável

De acordo com este critério a vazão de projeto por unidade de comprimento pode

ser estimada através da seguinte equação:

HSkq

⋅= (3.24)

Onde,

= vazão de projeto, em m

/dia/m

k = coeficiente de permeabilidade, em m/dia

= declividade transversal, em m/m

H = espessura da base, em m

3.2.3.2 Velocidade de Percolação e de Descarga

A veloc

idade de percolação é a velocidade real média da água através dos vazios

ou poros existentes num solo ou agregado, e ela é empregada para estudar o

transporte de partículas sólidas no interior da camada drenante.

A velocidade de percolação é determinada pela aplicação da Lei de Darcy.

AikQ ⋅⋅=

AikAnV

⋅⋅

⋅

(3.25)

Onde

Vs = velocidade de percolação através dos vazios, em m/dia

k = coeficiente de permeabilidade, em m/dia

i = gradiente hidráulico, em m/m

n = porosidade do material

A velocidade de descarga é a velocidade nominal média da água através de

agregados ou solo. É usada para se determinar o tempo do fluxo atingir dois pontos

distintos da base drenante.

A velocidade de descarga é dada pela seguinte equação

AikQ ⋅⋅=

AikAnV

⋅⋅

⋅= (3.26)

Onde

V = velocidade de descarga, em m/dia

De fato, as velocidades de percolação, de descarga e a permeabilidade apresentam

a mesma unidade, podendo gerar dúvidas conceituais.

3.3 Exemplo de aplicação

Para uma melhor compreensão dos conceitos apresentados nos itens 3.1 e 3.2,

julgou-se necessária a inclusão de um exemplo de dimensionamento de um sistema

de drenagem subsuperficial incluindo camadas drenantes e drenos longitudinais,

apresentado na seqüência.

O exemplo consiste no dimensionamento de um sistema de drenagem subsuperficial

para implantação de uma rodovia de tráfego pesado. A pista é simples (2 faixas – 1

por sentido) e tem acostamentos laterais de 3,0 m em ambos os lados da pista. O

pavimento é do tipo rígido, com placas de concreto de cimento Portland. As

características geométricas da pista estão sintetizadas na tabela 3.3, a seguir.

Tabela 3.3 – Características geométricas

Largura da Faixa 3,7 m

Largura dos Acostamentos de concreto 3,0 m

Espessura da Placa 26 cm

Espaçamento entre juntas 4,6 m

Declividade Transversal

(seção abaulada)

Declividade Longitudinal 3%

O sistema de drenagem deverá ser constituído de base permeável, camada

separadora e drenos de bordo longitudinais.

As características granulométricas e geométricas dos materiais do subleito, bem

como dos materiais possíveis de serem utilizados em camadas drenantes e

separadora são conhecidas e estão apresentadas nas tabela 3.4 e 3.5.

Tabela 3.4 – Características das camadas

Camada Características

Materiais Propostos

A B

Tipo de Base Permeável

Tratadas com Ligante

Asfáltico

Peso específico, kg/m

1835 1750

Densidade Real dos Grãos 2,65 2,65

Coeficiente de Permeabilidade, m/dia 250 600

Perda de água (%) 60 70

Base

Permeável

Porcentagem de Finos 5 2

Materiais Propostos

A, B, e C

Densidade Real dos Grãos 2,65

Peso específico, kg/m

2000

Camada

Separadora

Perda de água (%) 25

Densidade Real dos Grãos 2,65

Peso específico, kg/m

1850

Subleito

Perda de água (%) 5

Tabela 3.5 – Faixas granulométricas dos materiais propostos

Porcentagem Passando

Base Permeável Camada Separadora

Peneira

Material A Material B

Subleito

Material A Material B Material C

38.1 100 100

25.4 90 94 100 100 100

19.0 70 94 100 95

12.7 40 73 96 85

9.52 70 29 57 92 77

4.75 50 8.5 35 82 56

2.00 15 4 100 20 66 39

0.600 88 13 40 26

0.425 5 2.5

0.300 68 10 21 17

0.150 43 9 14 11

0.075 2 1.5 25 8 8 6

0.01 4.9

Os tubos a serem utilizados são de PVC. Podem ser do tipo A – liso (número de

Manning n = 0,012) ou do tipo B – corrugado (n = 0,024).

Solução:

a) Cálculos dos Elementos Geométricos de Projeto

• Declividade resultante da linha d’água (

S )

(

)

5,0

SSS +=

Onde:

S = 0,03 – declividade longitudinal

= 0,02 – declividade transversal

()

m/m 036,002,003,0

5,0

=+=

• Comprimento resultante da linha d’água (L

)

5,0

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

WWW +=

Onde:

= 3,7 m – largura da pista

= 3,0m – largura do acostamento

08,12

02,0

03,0

17,6

5,0

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

b) Cálculo da Base Drenante – Método do tempo de drenagem:

• Tentativa 1 – Material A

Espessura da base H= 0,10m

Tempo de drenagem de 50% - U= 0,50

Fator de declividade (

S )

35,4

10,0

036,008,12

⋅

Porosidade (N)

31,0

65,281,9

81,9

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

−=

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

−=

Porosidade efetiva (Ne)

19,06,031,0 =⋅=⋅=

WNN

Fator m

11,1

10,0250

08,1219,0

⋅

Tempo de Drenagem t.

horasmTt 21,22411,1083,024

⋅

⋅=

⋅

⋅=

Tabela 3.6 – Determinação da Porcentagem de Saturação

Porcentagem

de Drenagem

Fator Tempo

Tempo de

Drenagem

(horas)

Água

Drenada

Água

Retirada

Porcentagem

de Saturação

(1) (2) (3) (4) (5) (6)

Figura 3.6 (2) x m x 24 Ne x (1) N - (4) (5) x 100 / N

0.2 0.020 0.533 0.038 0.272 87.7

0.3 0.042 1.119 0.057 0.253 81.6

0.4 0.060 1.598 0.076 0.234 75.5

0.5 0.083 2.211 0.095 0.215 69.4

0.6 0.10 2.664 0.114 0.196 63.2

0.7 0.132 3.516 0.133 0.177 57.1

0.8 0.177 4.715 0.152 0.158 51.0

0.9 0.296 7.885 0.171 0.139 44.8

Através de um gráfico Tempo de Drenagem x Porcentagem de Drenagem ou

Porcentagem de Saturação, pode-se verificar a eficiência da camada, através da

relação entre o tempo de drenagem necessário para obter a porcentagem, ou grau

de drenagem igual a 50%.

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

0123456789

Tempo de drenagem (horas)

Porcentagem de Drenagem

Figura 3.7 – Tempo de Drenagem x Porcentagem (Grau de Drenagem)

Conforme se pode observar na fig. 3.7, esta alternativa não atende a condição de

projeto, uma vez que para rodovia de tráfego pesado, é recomendável que o tempo

de drenagem para 50% deve ser inferior a 2,0 horas. Assim, é necessário verificar a

eficiência do outro material disponível.

• Tentativa 2 – Material B

Porosidade (N)

34,0

65,281,9

2,17

81,9

1 =

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

−=

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

−=

Porosidade efetiva (Ne)

24,070,034,0

⋅=⋅=

WNN

Fator m

584,0

10,0600

08,12241,0

⋅

Tempo de Drenagem t

⋅

⋅= mTt

horast 2,124584,0 083,0

=⋅⋅=

De acordo com os resultados obtidos verifica-se que esta alternativa de material

atende o critério de projeto, uma vez que o tempo de drenagem para 50% é de

aproximadamente 1,2 horas.

c) Cálculo da Base Drenante – Método da Altura do Fluxo

• Infiltração determinada pelo método de Cedergren

Infiltração:

1000

24 RC

⋅⋅

Onde:

C = 0,50 - taxa de infiltração (pavimento de concreto de cimento portland)

R = 40 mm/h - precipitação para tempo de concentração de 1 hora e período

de retorno de 2 anos

//48,0

1000

4050,024

mdiamq

⋅⋅

Vazão de descarga (q

)

mdiamLqq

rid

//80,508,1248,0

=⋅=⋅=

Cálculo da espessura (H) – Método de Darcy

HSKq

⋅⋅=

269,0

036,0600

80,5

⋅

Cálculo da espessura (H) – Método de Moulton

036,0

70108

600

48,0

5.3

=⎯⎯⎯→⎯⋅===

−

Fig

173,0

08,12

===

• Infiltração determinada pelo método da AASHTO

Infiltração:

Iq +

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

Onde:

Ic = 0,22 m

/dia/m – taxa de infiltração

= 3 – nº de juntas longitudinais

W = 6,7 m – largura da base permeável

= 6,7 m – comprimento de contribuição de juntas transversais

= 4,6 m – espaçamento da contribuição de juntas transversais

= 0,0 m

/dia/m

= permeabilidade do pavimento

//15,00

6,47,6

7,6

22,0 mdiamq

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

Vazão de descarga (

)

mdiamLqq

rid

//81,108,1215,0

=⋅=⋅=

Cálculo da espessura (H) – Método de Darcy

084,0

036,0600

81,1

⋅

Cálculo da espessura (H) – Método de Moulton

036,0

190105,2

600

15,0

5.3

=⎯⎯⎯→⎯⋅===

−

Fig

064,0

190

08,12

190

===

• Recomendação Final das Características da Camada Drenante (material B):

H = 0,10 m

K = 600 m/dia = 0,694 m/s

d) Projeto da Camada Separadora – Filtro

• Análise das condições de filtro e uniformidade entre os materiais do subleito e da

camada permeável - Critérios a serem atendidos:

mm 2,652,055

8515

⋅=≤

mm 5,020,02525

5050

⋅=≤

4,1

9,6

==≤

52,0

==≤

A camada de filtro deve apresentar ainda porcentagem de finos (passando na

peneira 200) máximo de 12%.

• Critérios do coeficiente de uniformidade (Cu): o material deve ter Cu entre 20 e

Material A

27,0

===

Material B

09,0

6,1

===

Material C

13,0

6,5

===

Pela análise das curvas granulométricas, verifica-se que os materiais B e C atendem

aos critérios de filtro e finos.

Como o material B apresenta Cu = 18, que não atende ao critério do coeficiente de

uniformidade, o material C deve ser recomendado, como camada separadora,

executada com uma espessura mínima de 0,10 m.

e) Dimensionamento dos Drenos de Bordo

• Cálculo da capacidade hidráulica dos tubos (Q)

Através da equação de Manning, estima-se a capacidade de vazão dos tubos

disponíveis.

102693,0

Q ⋅⋅

⋅

−

Onde:

n = coeficiente de rugosidade de Manning

D = diâmetro do tubo, em mm

S = declividade longitudinal, igual a 0,03 m/m

Tabela 3.7 – Capacidade Hidráulica – Q (m

/dia)

Tipo de Tubo

Diâmetro do Tubo

(mm)

Liso

n= 0,012

Corrugado

n= 0,024

100 838 419

150 2.469 1.234

200 5.317 2.659

• Cálculo da descarga de projeto (qd)

2,1

50,024,010,07,624

⋅⋅⋅⋅

UNHW

= 1,6 m³/dia/m

• Cálculo do espaçamento entre saídas d’água (L)

L =

Q = capacidade de descarga do tubo, m

/dia

= descarga de projeto = m

/dia/m

Tabela 3.8 – Espaçamento entre saídas d’água (L) em metros

Tipo de Tubo

Diâmetro do Tubo

(mm)

liso corrugado

100 523 262

150 1.543 771

200 3.323 1.662

Conforme se pode observar, qualquer opção analisada atende as condições de

projeto, assim sendo, recomenda-se empregar tubo liso com 100 mm de diâmetro e

espaçamento mínimo entre saídas de 75 m.

f) Resumo

Foi apresentada, de forma expedita, a aplicação dos critérios discutidos no

dimensionamento e definição dos elementos a serem utilizados em projetos

rodoviários.

Como síntese do dimensionamento, teríamos como integrantes do sistema de

drenagem subsuperficial da rodovia em estudo:

• Camada drenante: H = 0,10 cm; Material B

• Camada separadora: H = 0,10 cm; Material C

• Dreno longitudinal: tubo de PVC liso, Ø = 100 mm, espaçamento mínimo entre

saídas = 75 m

3.4 Relações entre o sistema de drenagem subsuperficial e a estrutura

de pavimento do ponto de vista do dimensionamento

De forma sucinta, pode-se afirmar que a atribuição de um sistema de drenagem

subsuperficial adequado tem influência significativa na determinação da espessura

necessária para a estrutura de pavimento.

O método do DNER/DNIT não faz nenhuma menção direta acerca da influência da

umidade excessiva no dimensionamento do pavimento. São realizadas apenas

observações quanto ao posicionamento do lençol freático, que deve estar rebaixado

a pelo menos 1,5 m do topo do subleito.

Já o método da AASHTO, em especial a partir da versão de 1986, considera

diretamente as características da drenagem no dimensionamento.

O capítulo 4 apresenta, de forma mais detalhada, a influência da drenagem no

dimensionamento e na variação da vida útil do pavimento.

4 MÉTODOS DE ANÁLISE DE DESEMPENHO

Devidamente projetado e instalado, o sistema de drenagem tem por objetivo

remover rapidamente a água infiltrada e eventualmente existente no interior da

estrutura do pavimento. A remoção rápida da água evita que o subleito perca a

capacidade de suporte, prolongando assim a vida útil do pavimento.

Existem inúmeros trabalhos que mostram a influência da saturação no módulo de

resiliência do subleito. Caso o pavimento não seja adequadamente drenado, o

módulo de resiliência pode diminuir, requerendo assim, espessuras maiores de

pavimento, para que o seu desempenho não seja comprometido.

A influência da drenagem subsuperficial neste trabalho será avaliada através de dois

modelos de desempenho. O primeiro a ser considerado é o modelo apresentado

pela AASHTO através do

Pavement Design Guide, versão de 1993 (AASHTO,

1993). O outro modelo a ser considerado é o utilizado pelo programa HDM,

desenvolvido pelo Banco Mundial para a priorização de investimentos em nível de

redes viárias (World Road Association, 2000).

4.1 Método da AASHTO

Desde a década de 50, a AASHO –

American Association of State Highway Officials,

posteriormente denominada AASHTO –

American Association of State Highway and

Transportation Officials

, vem realizando pesquisas acerca do dimensionamento e

desempenho de pavimentos asfálticos e de concreto de cimento portland.

O método de dimensionamento da AASHTO era inicialmente empírico, baseado

exclusivamente em observações realizadas na AASHO Road Test, implantada na

década de 1950 em Illinois, EUA. Com o passar do tempo, foram incorporados

conceitos probabilísticos, corroborados pelas observações realizadas no LTPP –

Long Term Performance Program, que é o sistema de gerência de pavimentos

integrado de diversos estados americanos e canadenses.

Com base nos resultados da AASHO Road Test, foi publicado, em 1972, o Interim

Design Guide

, procedimento de dimensionamento totalmente empírico (AASHTO,

1972). Posteriormente, em 1986 e 1993, foram publicadas novas versões do guia,

incluindo aspectos referentes à drenagem do pavimento, à confiabilidade dos

resultados e à variabilidade das características do subleito, através da introdução do

conceito de módulo efetivo, discutido no capítulo 2 (AASHTO, 1986 e 1993).

Em 2004, foi publicada a última versão do guia, completamente modificado em

relação às versões anteriores. Com base na análise de dados do LTPP, foi

desenvolvido um método de dimensionamento mecanístico-empírico –

Mechanistic

Empirical Pavement Design Guide – MEPDG (NCHRP, 2004)

O MEPDG, embora mais criterioso quanto a avaliação dos defeitos do pavimento e

sua progressão ao longo do tempo, além de pouco difundido no Brasil, ainda é de

pouca aplicabilidade prática. O guia requer para as análises grandes séries

temporais de variação de tráfego e dados climáticos, além de inúmeros parâmetros

acerca das características físicas e mecânicas dos materiais a serem utilizados nas

camadas do pavimento. Tais dados podem ser considerados de difícil obtenção, seja

pela ausência de bancos de dados ou pela dificuldade ou indisponibilidade de

realização de observações / contagens / ensaios. Também, o método indica que, em

função da base de dados analisada para a elaboração dos modelos de progressão

dos defeitos não é possível uma conclusão acerca da influência da drenagem

subsuperficial. Dessa forma, neste trabalho optou-se pela análise da versão anterior,

em função da relativa facilidade de utilização e do mesmo já apresentar amplo

conhecimento no meio técnico.

Tanto para pavimentos rígidos quanto asfálticos, o dimensionamento pela versão de

1993 do método da AASHTO considera fundamentalmente o desempenho funcional

da estrutura de pavimento face às solicitações de tráfego. A ruptura da estrutura do

pavimento é caracterizada quando esta não apresenta mais condições satisfatórias

de conforto e segurança ao rolamento.

4.1.1 Pavimentos asfálticos

O dimensionamento de pavimentos asfálticos é baseado no conceito do Número

Estrutural (

Structural Number – SN). Este parâmetro consiste na espessura total do

pavimento, em termos de material padrão, necessária para suportar o tráfego ao

longo do período de projeto, partindo-se de um Índice de Serventia Inicial (P

) e

atingindo o Índice de Serventia Final (Pt) desejado no término do período de análise.

A determinação do SN é realizada através da equação apresentada a seguir.

()

07,8log32,2

1094

40,0

5,12,4

log

20,01log36,9log

19,5

018

−×+

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

+−+×+×=

PSI

SNSZW

(4.1)

Onde:

= Número equivalente de solicitações do eixo padrão de 82 kN

= Desvio padrão da distribuição normal para R% de confiabilidade

= Desvio padrão do projeto

SN = Número estrutural

PSI = Variação do índice de serventia pretendida para o período de projeto

= Módulo de resiliência efetivo do subleito

Calculado o SN, deve-se determinar a espessura associada a cada camada da

estrutura. Dado que os materiais apresentam características e comportamentos

distintos, devem ser convertidos através do Coeficiente de Equivalência Estrutural,

que estabelece valores estruturais em função de parâmetros físicos dos materiais

levantados em ensaios de laboratório ou

“in situ”.

A análise da influência da drenagem é realizada nesta etapa. Para considerar a

eficácia do sistema de drenagem subsuperficial proposto foi introduzido o

Coeficiente de Drenagem (m

) na equação que determina as espessuras das

camadas do pavimento. Em função da qualidade do sistema drenante proposto, o

coeficiente tem a função de corrigir a espessura das camadas.

No capítulo 3, foram apresentados os conceitos e premissas para o

dimensionamento de um sistema de drenagem subsuperficial. A relação entre o

dimensionamento e os parâmetros lá apresentados é realizada através do

coeficiente m

O coeficiente correlaciona o tempo em que a estrutura de pavimento fica exposta a

níveis elevados de umidade à qualidade do sistema de drenagem.

A Tabela 4.1 indica tempos de drenagem de bases de pavimentos que são

recomendados pelo Guia da AASHTO para dimensionamento estrutural das

camadas. Essas recomendações são baseadas no tempo requerido para drenar a

camada de base com saturação de 50% embora seja recomendado pela FHWA um

critério de saturação de 85% ao invés de 50% (que é melhor para evitar danos no

pavimento em função da presença d'água) reduza significativamente o tempo real

usado para selecionar a qualidade de drenagem.

Tabela 4.1 – Relação entre Tempo e Qualidade de Drenagem

Qualidade de Drenagem

Tempo

U = 50%

Excelente 2 horas

Boa 1 dia

Regular 7 dias

Ruim 1 mês

Muito Ruim >> 1 mês

A Tabela 4.2 reproduz os fatores de ajuste (m

) recomendados para serem utilizados

no procedimento de projeto de pavimentos flexíveis da AASHTO. Esses fatores são

empregados para ajustar os coeficientes estruturais das camadas, para corrigir o

número estrutural em função das condições de umidade. Os mesmos foram

determinados através de comparações das deflexões na superfície estimadas

empregando-se o programa de computador ELSYM-5 (Seeds e Hicks, 1991).

100

Tabela 4.2 – Valores recomendados para o coeficiente de drenagem (m

) para pavimentos asfálticos

Porcentagem do tempo em que a estrutura estará exposta a teores de

umidade próximos ao de saturação

Qualidade do

sistema de

drenagem

< 1% 1 – 5% 5 –25% >25%

Excelente 1,40 – 1,35 1,35 – 1,30 1,30 – 1,20 1,20

Bom 1,35 – 1,25 1,25 – 1,15 1,15 – 1,00 1,00

Médio 1,25 – 1,15 1,15 – 1,05 1,00 – 0,80 0,80

Pobre 1,15 – 1,05 1,05 – 0,80 0,80 – 0,60 0,60

Muito Pobre 1,05 – 0,95 0,95 – 0,75 0,75 – 0,40 0,40

Dessa forma, a determinação das espessuras de cada camada do pavimento é

realizada através da seguinte equação:

33322211

mDamDaDaSN

×+×= (4.2)

Onde:

= Coeficiente Estrutural da camada.

= Espessura da camada.

= Coeficiente de Drenagem da camada.

SN = Número Estrutural.

Conforme o guia de dimensionamento, um pavimento cujo sistema de drenagem

subsuperficial é classificado como

Excelente pode ter uma redução de

aproximadamente 30% nas espessuras das camadas de base e sub-base, enquanto

um pavimento cujo sistema de drenagem subsuperficial é avaliado como

Muito

Pobre

pode ter um aumento de até 150% nas espessuras das mesmas camadas.

O exemplo apresentado pelo guia ilustra a necessidade da correta consideração e

principalmente, da aplicação da drenagem subsuperficial para o desempenho do

pavimento.

Para efeito de comparação, foi realizada uma análise de sensibilidade dos

parâmetros do dimensionamento na variação do número N, ou seja, na vida útil do

pavimento asfáltico. A análise consistiu na variação de cada um dos parâmetros do

dimensionamento, sendo mantidos os demais fixos. Para a variação do número

101

estrutural, foi adotada uma estrutura e variados os coeficientes de drenagem para a

determinação do SN. As tabelas 4.3 e 4.4 a seguir ilustram os casos analisados.

Figura 4.1 – Estrutura analisada

Melhoria do Subleito

Reforço do Subleito - 15 cm

BGS

–

15 cm

CA - 5 cm

Tabela 4.3 – Determinação do número estrutural

51,970,44 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87

15 5,91 0,13 0,40 0,31 0,60 0,46 0,80 0,61 1,00 0,77 1,20 0,92 1,40 1,07

15 5,91 0,10 0,40 0,24 0,60 0,35 0,80 0,47 1,00 0,59 1,20 0,71 1,40 0,83

1,41 1,68 1,95 2,22 2,50 2,77

Caso 6Caso 2 Caso 3 Caso 4 Caso 5

esp

(cm)

esp

(pol)

Caso 1

Tabela 4.4 – Casos considerados

Parâmetro Variação

Confiabilidade (R) 70% - 80% - 90%

Desvio Padrão 0,40 - 0,45 - 0,50

ΔPSI

1,5 - 2,0 - 2,5

MR (kgf/cm²) 500 - 1000 - 1500

0,40 - 0,60 - 0,80 - 1,00 - 1,20 - 1,40

SN 1,41 - 1,68 - 1,95 - 2,22 - 2,50 - 2,77

A análise realizada indicou que as variações tanto do desvio padrão quanto da

serventia têm influência pouco significativa na determinação do número N de

solicitações admissíveis em comparação com os demais parâmetros. A variação da

confiabilidade relacionada aos dados de tráfego, adotada em 10% acima ou abaixo

do valor médio, proporcionou uma variação em 30% da vida útil do pavimento. O

módulo de resiliência, cuja variação foi adotada em 50% acima ou abaixo do valor

médio, ocasionou uma variação significativa da vida útil. No entanto, o parâmetro de

maior significância na análise foi o número estrutural (SN), cuja variação foi

102

provocada pela alteração dos coeficientes de drenagem. Uma variação de 30% nos

valores de SN provocou uma alteração de aproximadamente 300% na estimativa do

número N de solicitações admissíveis. A tabela 4.5 apresenta os parâmetros

considerados na análise e os resultados obtidos.

Tabela 4.5 – Resultado da análise de sensibilidade

Parâmetro

analisado

Confiabilidade Zr

ΔPSI

(kgf/cm²)

Δ W

70 -0,524 0,45 2 1000 2,22 6,96E+05 38,88%

80 -0,841 0,45 2 1000 2,22 5,01E+05 0,00%

90 -1,282 0,45 2 1000 2,22 3,17E+05 -36,68%

80 -0,841 0,4 2 1000 2,22 5,52E+05 10,17%

80 -0,841 0,45 2 1000 2,22 5,01E+05 0,00%

80 -0,841 0,5 2 1000 2,22 4,55E+05 -9,23%

80 -0,841 0,45 1,5 1000 2,22 4,54E+05 -9,35%

80 -0,841 0,45 2 1000 2,22 5,01E+05 0,00%

80 -0,841 0,45 2,5 1000 2,22 5,41E+05 7,91%

80 -0,841 0,45 2 500 2,22 1,00E+05 -79,97%

80 -0,841 0,45 2 1000 2,22 5,01E+05 0,00%

80 -0,841 0,45 2 1500 2,22 1,28E+06 156,17%

80 -0,841 0,45 2 1000 1,41 3,59E+04 -92,83%

80 -0,841 0,45 2 1000 1,68 9,54E+04 -80,96%

80 -0,841 0,45 2 1000 1,95 2,28E+05 -54,42%

80 -0,841 0,45 2 1000 2,22 5,01E+05 0,00%

80 -0,841 0,45 2 1000 2,50 1,05E+06 108,73%

80 -0,841 0,45 2 1000 2,77 1,99E+06 297,69%

Número Estrutural

(SN)

Confiabilidade

(Zr)

Desvio Padrão

)

Variação da

Serventia

(

PSI)

Módulo de

Resiliência do

Subleito

(MR)

4.1.2 Pavimentos de concreto de cimento portland

A determinação da espessura da placa de concreto de cimento Portland através do

método de dimensionamento da AASHTO tem como principais parâmetros:

• a perda de serventia ao longo do período de projeto;

• o volume de tráfego solicitante ao longo do período de projeto, expresso através

do número N;

• as características do concreto;

103

• características referentes ao suporte da placa, expresso pelo módulo de reação;

• o tipo de sistema de transferência de carga;

• a eficiência do sistema de drenagem; e

• a confiabilidade associada ao projeto.

Da mesma forma como nos pavimentos asfálticos, a consideração acerca da

drenagem é realizada através de um parâmetro inserido na equação de

desempenho, o Coeficiente de Drenagem (Cd), conforme apresentado a seguir.

()

[]

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−×

×−+

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

+−+×+×=

25,0

75,0

75,0´'

46,8

1001810

42,18

63,215

132,1

log32,022,4

10624,1

5,15,4

log

06,01log35,7log

DCS

PSI

DSZW

(4.3)

Onde:

= Número equivalente de solicitações do eixo padrão de 82 kN

= Desvio padrão da distribuição normal para R% de confiabilidade

= Desvio padrão do projeto

D = Espessura da placa de concreto de cimento portland

PSI = Variação do índice de serventia pretendida para o período de projeto

= Índice de serventia pretendido ao final do período de projeto.

S’

= Módulo de ruptura médio do concreto de cimento portland

= Coeficiente de drenagem

J = Coeficiente de transferência de carga através das juntas

= Módulo de elasticidade do concreto

K = Módulo de reação efetivo do sistema de fundação

Assim como os coeficientes de drenagem m

para pavimentos asfálticos, a

determinação do Coeficiente de Drenagem a ser adotado considera as seguintes

características do sistema de drenagem subsuperficial: presença de dreno/camada

drenante e porcentagem do tempo em que o pavimento está exposto a níveis de

umidade próximos a saturação. A Tabela 4.1, apresentada anteriormente, indica

104

tempos de drenagem de bases de pavimentos que são recomendados pelo guia da

AASHTO para avaliação da qualidade do sistema de drenagem proposto e posterior

dimensionamento estrutural das camadas.

Os fatores Cd foram determinados através de estudo de retroanálise de equações

de dimensionamento considerando diversas condições que representassem os

efeitos da variação da drenagem (Seeds e Hicks, 1991).

Os valores podem variar de 1,25 a 0,70, sendo 1,25 a condição de qualidade de

drenagem excelente e 0,70 a situação oposta. A tabela 4.6 mostra os coeficientes de

drenagem Cd recomendados no procedimento da AASHTO para utilização no

dimensionamento e análise de desempenho de pavimentos rígidos.

Tabela 4.6 – Valores recomendados pela AASHTO para o coeficiente de drenagem (C

) para

pavimentos de CCP.

Porcentagem do tempo em que a estrutura estará exposta a teores de

umidade próximos ao de saturação

Qualidade do

sistema de

drenagem

< 1% 1 – 5% 5 –25% >25%

Excelente 1,25 – 1,20 1,20 – 1,15 1,15 – 1,20 1,10

Bom 1,20 – 1,15 1,15 – 1,10 1,10 – 1,00 1,00

Médio 1,15 – 1,10 1,10 – 1,00 1,00 – 0,80 0,80

Pobre 1,10 – 1,00 1,00 – 0,90 0,90 – 0,60 0,90

Muito Pobre 1,00 – 0,90 0,90 – 0,80 0,80 – 0,70 0,70

Outro critério para a determinação do Cd é a efetividade do sistema de drenagem

subsuperficial, conforme pesquisa realizada por Mallela, Titus-Glover e Darter

(2000). Neste trabalho o coeficiente de drenagem depende de outros parâmetros

além da qualidade do sistema de drenagem e tempo em que a estrutura está

exposta a saturação.

Na pesquisa realizada, os autores indicam que a determinação do parâmetro Cd

está relacionada ao tipo de camada de bloqueio existente, ao tipo de dispositivo de

drenagem (dreno longitudinal e/ou camada drenante) e às condições climáticas. A

tabela 4.7 a seguir apresenta os critérios considerados para a determinação do

Coeficiente de Drenagem.

105

Tabela 4.7 – Valores recomendados para o coeficiente de drenagem (C

)

(a) Comportamento das características de suporte para pavimentos que drenam a totalidade da

água através do sistema de drenagem

Sistema de Drenagem

Dreno de borda

Camada drenante

com borda livre

Camada granular de

graduação densa (1)

Bom Regular

Geotêxtil (2) Regular Ruim

Tipo de camada de

bloqueio

(1) + (2) Bom Regular

(b) Qualidade de drenagem do pavimento

Qualidade de Drenagem da Base Impermeável

Comportamento das

características de

suporte

Excelente

(< 2h)

Bom

(2 à 24h)

Regular

(24 à 168h)

Bom Excelente Bom Regular

Regular Bom Bom – Regular Regular

Ruim Regular Regular Regular

impermeáveis

Condições ambientais

Seco

Úmido

Qualidade da

Drenagem

Não

congelamento

Congelamento

Não

congelamento

Congelamento

Excelente 1,25 – 1,20 1,20 – 1,15 1,15 – 1,10 1,10

Bom 1,20 – 1,15 1,15 – 1,10 1,10 – 1,00 1,00

Regular 1,15 – 1,10 1,10 – 1,00 1,00 – 0,90 0,90

Ruim 1,10 – 1,00 1,00 – 0,90 0,90 – 0,80 0,80

Péssimo 1,00 – 0,90 0,90 – 0,80 0,80 – 0,70 0,70

Clima úmido = Precipitação > 508 mm/ano.

Clima seco = Precipitação < 508 mm/ano.

Congelamento = Índice de congelamento > 83ºC diários

Não congelamento = Índice de congelamento < 83ºC diários

Smith et al (1995) elaborou trabalho semelhante ao anterior, com base em uma

pesquisa realizada pela FHWA em cerca de 300 seções de pavimentos rígidos. O

Coeficiente de Drenagem é dado em função da presença/ausência de drenos

longitudinais, do clima da região, do tipo de solo do subleito (fino ou granular) e da

permeabilidade da base. Os coeficientes propostos estão apresentados na tabela

4.8 a seguir.

106

Tabela 4.8 – Critério recomendados para determinação de Cd

Subleito de Graduação Fina

(A-4 até A-7)

Subleito de Graduação

Grossa

(A-1 até A-3)

Dreno de

Borda

Clima

Base

Impermeável

Base

Permeável

Base

Impermeável

Base

Permeável

Úmido 1,00 – 1,10 0,75 – 0,95 0,90 – 1,10 1,05 – 1,15

Sim

Seco 1,10 – 1,20 0,95 – 1,15 1,10 – 1,20 1,15 – 1,20

Úmido 0,85 – 0,95 0.70 – 0,90 0,75 – 0,95 0,90 – 1,00

Não

Seco 0,95 – 1,05 0,90 – 1,10 0,90 – 1,15 1,00 – 1,10

Após a análise dos coeficientes de drenagem, foi realizada uma verificação da

sensibilidade dos parâmetros de dimensionamento na variação do número N, ou

seja, na vida útil do pavimento, conforme efetuado para os pavimentos asfálticos. A

tabela 4.9 ilustra os casos analisados.

Tabela 4.9 – Casos considerados

Parâmetro Variação

Confiabilidade (R) 70% - 80% - 90%

Desvio Padrão 0,30 - 0,35 - 0,40

ΔPSI

1,5 - 2,0 - 2,5

Sc (MPa) 4,5 - 5,0 - 5,5

Ec (GPa) 28 - 30 - 32

k (MPa/m) 60 - 100 - 140

Cd 0,75 - 1,00 - 1,25

D (pol) 8 - 9 - 10

A análise realizada indicou que as variações do desvio padrão, da serventia e do

módulo de elasticidade do concreto têm influência muito pouco significativa na

determinação do número de solicitações admissíveis em comparação com os

demais parâmetros. As variações da confiabilidade relacionada aos dados de

tráfego, do módulo de ruptura do concreto e do módulo de reação proporcionaram

variações superiores. No entanto, não são comparáveis à influência das alterações

na espessura da placa de concreto e no coeficiente de drenagem, que acarretaram

em uma variação significativa dos resultados. A tabela 4.10 apresenta os parâmetros

considerados na análise e os resultados obtidos.

107

Tabela 4.10 – Resultado da análise de sensibilidade

Parâmetro

analisado

Confiabilidade Zr

PSI

Sc Ec K Cd D

70 -0,524 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 29,11%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

90 -1,282 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 -29,91%

80 -0,841 0,30 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 10,17%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

80 -0,841 0,40 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 -9,23%

80 -0,841 0,35 1,5 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 -1,93%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

80 -0,841 0,35 2,5 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 -4,07%

80 -0,841 0,35 2,0 4,5 30.000,0 100,0 1,00 9 -30,26%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

80 -0,841 0,35 2,0 5,5 30.000,0 100,0 1,00 9 38,54%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 28.000,0 100,0 1,00 9 9,76%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 32.000,0 100,0 1,00 9 -8,01%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 28.000,0 60,0 1,00 9 -40,05%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 32.000,0 140,0 1,00 9 48,15%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 28.000,0 100,0 0,75 9 -58,97%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 32.000,0 100,0 1,25 9 97,33%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 28.000,0 100,0 0,75 8 -69,12%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 30.000,0 100,0 1,00 9 0,00%

80 -0,841 0,35 2,0 5,0 32.000,0 100,0 1,25 10 193,07%

Espessura da

placa

(pol)

Módulo de

Elasticidade

(kgf/cm²)

Módulo de

Reação

(MPa/m)

Coeficiente

de Drenagem

Confiabilidade

(Zr)

Desvio Padrão

)

Variação da

Serventia

(

PSI)

Módulo de

Ruptura

(kgf/cm²)

108

4.1.3 Considerações gerais

Com base nas análises de sensibilidade realizadas tanto para pavimentos asfálticos

quanto para pavimentos rígidos, ficou clara a influência do parâmetro que relaciona

a qualidade da drenagem na estimativa da vida útil e na determinação da espessura

de pavimento necessária.

A escolha acerca do coeficiente a ser utilizado na análise deve ser baseada no

dimensionamento e verificação hidráulica do sistema de drenagem proposto. O que

se quer afirmar aqui é que não basta simplesmente dotar a estrutura de camadas

drenantes e drenos para inferir sobre a qualidade do sistema se não for verificada a

eficácia dos mesmos no sistema completo, através, principalmente, da determinação

dos tempos de drenagem.

Com a finalidade de promover a utilização das tabelas 4.1, 4.2 e 4.6,

respectivamente, para relação entre tempo e qualidade de drenagem, aferição de m

e aferição de Cd, para a determinação do fator adequado a ser utilizado no

dimensionamento do pavimento, é necessário desenvolver a análise seguinte:

• Calcular o tempo de drenagem em cada camada de material não estabilizado

(pavimentos asfálticos) ou da combinação sub-base/subleito (pavimentos

rígidos).

• Selecionar um índice de qualidade de drenagem baseado no tempo de drenagem

calculado.

• Estimar o tempo em que a estrutura do pavimento está exposta à variação de

umidade, aproximando-se da saturação.

• Utilizando-se o índice de qualidade de drenagem e a porcentagem de tempo que

a estrutura do pavimento fica exposta à umidade, são obtidos os coeficientes de

drenagem nas Tabelas 4.2 ou 4.6.

109

4.2 Programa HDM-4

O modelo do HDM vem sido utilizado há duas décadas para avaliar técnica e

economicamente projetos viários, programas e estratégias de manutenção.

Enquanto a maioria das aplicações foi desenvolvida em países em desenvolvimento,

nos últimos anos, países industrializados também passaram a adotar o enfoque

econômico e os princípios do modelo para a otimização e racionalização dos

investimentos. O programa HDM tem recebido atenção crescente ao auxiliar na

definição de políticas de manutenção e reabilitação em muitos países.

Em 1993, foi criada a

International Study of Highway Development and Management

Tools

– ISOHDM – formada por técnicos do Banco Mundial (World Bank), do Banco

de Desenvolvimento da Ásia (

Asian Development Bank - ADB), do Departamento de

Estradas de Rodagem da Suécia (

Swedish National Road Administration – SRNA) e

da Administração para o Desenvolvimento Ultramarino, do Reino Unido (

Overseas

Development Administration

– ODA). A ISOHDM tinha por objetivo modernizar o

modelo HDM-III –

Highway Design and Maintenance Standards, extensamente

utilizado em todo o mundo, ampliando o escopo de atuação e realizando a

atualização técnica do modelo.

Ainda que amplamente utilizado, o HDM-III possuía algumas limitações que

motivaram o desenvolvimento da nova versão. Entre elas, pode-se considerar

principalmente a ausência de módulos de análise de desempenho de pavimentos de

concreto, de efeitos climáticos, em especial o fenômeno de gelo e degelo, e de

análise da segurança viária relacionada à textura da superfície do pavimento

(resistência a derrapagem).

Assim, a ISOHDM teve por objetivo elaborar ferramentas para o desenvolvimento

técnico e econômico para o setor viário, com a finalidade de serem utilizadas para o

planejamento, priorização financeira, monitoramento e gerenciamento de sistemas

viários, ampliando o escopo de utilização do programa. O estudo foi conduzido ao

longo de três anos por equipes sediadas inicialmente na Inglaterra, Malásia e

Suécia.

110

O programa desenvolvido tem como premissa a fornecer informação para usuários

com diferentes níveis de conhecimento e necessidade. O sistema aplica-se a três

tipos distintos de utilização:

• Análise de Projeto: assessora a avaliação de aspectos físicos, funcionais e

econômicos de alternativas de projeto.

• Análise de Intervenções: utilizado para avaliar técnica e economicamente

programas de manutenção, reabilitação e expansão da rede viária.

• Análise Estratégica: utilizada para estabelecer políticas e padrões de

conservação e também para previsão de desembolsos financeiros em função do

desempenho da rede viária.

O programa tem como principais objetivos a seleção de alternativas de

investimentos para:

• definição de classes de rodovias;

• padrões de pavimentação;

• padrões de traçado;

• estudos de soluções para tráfego não-motorizado;

• análise de congestionamentos e emissão de poluentes;

• custos de transportes;

• tempos de viagens;

• acidentes rodoviários.

De forma complementar, o HDM-4 pode ainda ser utilizado para pesquisa para, por

exemplo, avaliar o efeito de intervenções realizadas em uma via na segurança ou,

como no caso deste trabalho, estimar a variação dos parâmetros de análise

funcional da via em função de distintas condições de drenagem impostas as

estruturas de pavimento consideradas.

O programa realiza as análises técnica e econômica das soluções propostas. Podem

ser analisados casos de implantação de novas rodovias ou ainda ampliação e

restauração de rodovias existentes.

111

Para a análise, o programa permite a obtenção de indicadores futuros da condição

das estruturas de pavimento e a análise de sensibilidade dos resultados, permitindo

a análise de cenários distintos.

A análise do desempenho do pavimento ao longo de um período é função do projeto

da via, dos tipos de materiais empregados, da qualidade de construção, das

características do tráfego (composição e volume), da geometria da via, das

condições ambientais e da política de manutenção adotada.

A consideração da drenagem no desempenho dos pavimentos é realizada através

da condição dos drenos de borda. Estes afetam o pavimento através da redução da

resistência e aceleração do processo de dano. A funcionalidade dos drenos é

estimada em função do relevo do terreno e das características climáticas da região

onde a rodovia está implantada, do tipo de dreno e das intervenções de manutenção

previstas.

Em pavimentos asfálticos, a capacidade portante do pavimento é avaliada através

do Número Estrutural Ajustado (SNP). As características do sistema de drenagem

que influenciam no cálculo desta variável são representadas pelo Fator de

Drenagem (Drainage Factor), cujo valor varia entre 1 (condição excelente) e 5

(péssimo).

A determinação do Fator de Drenagem, ou DF, leva em conta o tipo e a condição de

manutenção do dreno. A variação entre os fatores de drenagem máximo e mínimo

possíveis possibilita a estimativa da vida útil do dreno, que também é função do

relevo da via.

Nos pavimentos de concreto o efeito da drenagem é considerado através do

Coeficiente de Drenagem – Cd – utilizado pela AASHTO para avaliação do

desempenho e dimensionamento.

Os valores considerados para o Cd são variações daqueles apresentados por Smith

et. al. (Tabela 4.8) e estão reproduzidos na seqüência (Tabela 4.11).

112

Tabela 4.11 – Critério recomendado para determinação de Cd

Subleito de Graduação Fina

(A-4 até A-7)

Subleito de Graduação

Grossa

(A-1 até A-3)

Dreno de

Borda

Clima

Base

Impermeável

Base

Permeável

Base

Impermeável

Base

Permeável

Úmido 1.00 – 1.10 0,70 – 0,95 0,90 – 1,10 1,05 – 1,15

Sim

Seco 1,10 – 1,20 0,95 – 1,15 1,10 – 1,20 1,15 – 1,20

Úmido 0,85 – 0,95 0,70 – 0,90 0,75 – 0,95 0,90 – 1,00

Não

Seco 0,95 – 1,05 0,90 - ,10 0,90 – 1,15 1,00 – 1,10

Uma forma de verificação do desempenho do pavimento é através da progressão

dos defeitos ao longo do período de análise. A tabela 4.12 indica os tipos de defeitos

de pavimento que são analisados através do programa.

Tabela 4.12 – Defeitos considerados na análise

Pavimentos Asfálticos Pavimentos de CCP

Trincamento Trincamento

Desagregação Escalonamento

Panelas Esborcinamento

Afundamento em Trilha de Roda Irregularidade

Resistência a Derrapagem

Irregularidade

Os defeitos “trincamento”, “desagregação” e “esborcinamento” são avaliados em

termos da área total analisada. As “panelas“ são analisadas em função da

ocorrência (número/km) e área atingida. “Escalonamento” e “afundamento em trilha

de roda” são analisados em termos do degrau entre as placas, medido em mm, e da

profundidade, também em mm.

A irregularidade é analisada com base no IRI –

International Roughness Index – que

retrata o desvio da pista em relação a uma superfície plana, dado em m/km.

113

5 ESTUDOS E ANÁLISES DE SENSIBILIDADE PARA

DIFERENTES CONDIÇÕES DE DRENAGEM

5.1 Introdução

As análises realizadas acerca do desempenho dos pavimentos em função das

condições de drenagem remetem a casos reais de rodovias implantadas ou em

implantação, que apresentam níveis de solicitação de tráfego e seções-tipo distintas.

Dessa forma, os dimensionamentos realizados foram analisados à luz dos conceitos

de drenagem subsuperficial, procurando verificar a influência destes no desempenho

dos pavimentos quando em utilização.

As estruturas de pavimento consideradas para a estimativa da vida útil e do

desempenho em função da variação das condições de drenagem estão

apresentadas na seqüência.

5.1.1 Pavimentos de concreto de cimento portland

As estruturas de pavimento de concreto de cimento portland consideradas foram

dimensionadas para vias com níveis de tráfego Pesado (Seção-Tipo C1) e Muito

Pesado (Seção-Tipo C2).

Ambos os dimensionamentos foram realizados previamente pelo método da Portland

Cement Association – PCA/84. Tal método difere do elaborado pela AASHTO

quanto aos critérios de ruptura e, consequentemente, nos parâmetros adotados. O

método da PCA considera como parâmetro de avaliação a resistência a fadiga do

concreto e a erosão das camadas inferiores, enquanto o método de

114

dimensionamento da AASHTO considera o desempenho funcional da estrutura face

às solicitações de tráfego.

Dessa forma, com base em dados existentes, os dimensionamentos foram

calibrados pelo método da AASHTO para a realização da análise de sensibilidade.

Os parâmetros considerados no dimensionamento e as estruturas resultantes estão

apresentados na seqüência.

5.1.1.1 Parâmetros de Dimensionamento

Conforme descrito no capítulo anterior, a determinação da espessura da placa de

concreto de cimento Portland através do método de dimensionamento da AASHTO

tem como principais parâmetros a perda de serventia ao longo do período de

projeto; o tráfego, expresso através do número N; características do concreto;

características referentes ao suporte da placa; o tipo de sistema de transferência de

carga; a eficiência do sistema de drenagem e a confiabilidade associada ao projeto.

A análise dos pavimentos de concreto de cimento portland considerou duas

estruturas anteriormente projetadas (casos reais), sendo que os parâmetros de

dimensionamento foram retroanalisados. A parte o volume de tráfego, a principal

diferença entre as duas estruturas analisadas é o tipo de estrutura do acostamento.

Enquanto a seção C1 apresenta estrutura do tipo flexível, o acostamento da seção

C2 é em concreto de cimento portland, unido a placa através de barras de ligação. A

diferenciação das estruturas implica em variação direta do coeficiente de

transferência de carga (J) e indireta do coeficiente de drenagem (Cd).

A tabela 5.1 apresenta os valores considerados de cada parâmetro para ambas as

estruturas.

115

Tabela 5.1 – Parâmetros de dimensionamento

Parâmetro

Seção-tipo C1

Tráfego Pesado

Seção-tipo C2

Tráfego Muito Pesado

Período de projeto (anos) 20 20

Perda de serventia - ΔPSI

2,00 2,00

Tráfego - N

AASHTO

1,80 x 10

2,70 x 10

Módulo de ruptura (MPa) 5,00 5,20

Módulo de elasticidade (MPa) 30.000,00 30.000,00

Módulo de reação (MPa/m) 144,00 140,00

Coeficiente de transferência de carga - J 3,20 2,50

Coeficiente de drenagem - Cd 1,00 1,25

Desvio Padrão 0,35 0,30

Confiabilidade 70% 50%

5.1.1.2 Estruturas resultantes

Com base no dimensionamento, foram obtidas as estruturas apresentadas nas

figuras 5.1 e 5.2.

Figura 5.1 – Pavimento para tráfego pesado – Seção-tipo C1

116

Figura 5.2 – Pavimento para tráfego muito pesado – Seção-tipo C2

5.1.2 Pavimentos Asfálticos

As estruturas de pavimento asfáltico são aquelas recomendadas nas “Instruções de

Projeto” elaboradas pela Prefeitura do Município de São Paulo. A publicação

apresenta estruturas pré-dimensionadas, recomendadas para faixas variáveis de

solicitação.

Para a realização das análises, foi efetuada uma calibração dos dimensionamentos

através do método da AASHTO, dado que as Instruções são baseadas no método

do DNER/DNIT, que possui parâmetros e critério de ruptura distintos.

5.1.2.1 Parâmetros de dimensionamento

No Capítulo 4 foi discutida a determinação do número estrutural (SN – Structural

Number) através do método de dimensionamento da AASHTO. Os principais

parâmetros são a perda de serventia ao longo do período de projeto; o tráfego ao

longo do período de projeto, expresso através do número N; o módulo de resiliência

do subleito e a confiabilidade associada ao volume de tráfego.

117

Diferentemente do pavimento de concreto, a consideração da drenagem é realizada

de forma indireta, no cálculo do SN. A calibração do dimensionamento foi realizada

considerando coeficiente de drenagem (m

) médio para os materiais não tratados, ou

seja, para as camadas de base e sub-base.

A tabela 5.2 apresenta os valores considerados de cada parâmetro.

Tabela 5.2 – Parâmetros de dimensionamento

Parâmetro

Seção-tipo A1

Tráfego Leve

Seção-tipo A2

Tráfego Meio

Pesado

Seção-tipo A3

Tráfego Pesado

Período de projeto (anos) 10 10 10

Perda de serventia - ΔPSI

2,00 2,00 2,00

Tráfego - N

USACE

1,00 x 10

2,00 x 10

5,00 x 10

Tráfego – N

AASHTO

9,81 x 10

1,49 x 10

3,71 x 10

Módulo de resiliência do subleito (MPa) 190 80 80

Desvio Padrão 0,45 0,45 0,45

Confiabilidade 90% 90% 90%

Número Estrutural – SN 1,39 3,07 3,53

5.1.2.2 Estruturas resultantes

Com base no dimensionamento realizado, foram obtidas as estruturas apresentadas

nas figuras 5.3, 5.4 e 5.5.

Figura 5.3 – Pavimento para tráfego leve – Seção-tipo A1

118

Figura 5.4 – Pavimento para tráfego meio pesado – Seção-tipo A2

Figura 5.5 – Pavimento para tráfego pesado – Seção-tipo A3

119

5.2 Estimativa da vida útil dos pavimentos

5.2.1 Pavimentos de concreto de cimento portland

A variação na vida útil dos pavimentos de concreto de cimento portland foi avaliada

através da equação de desempenho apresentada no AASHTO Pavement Design

Guide, versão de 1993.

Conforme apresentado no capítulo 4, o Coeficiente de Drenagem é o parâmetro que

apresenta maior influência na determinação da espessura necessária da placa de

concreto de cimento portland para um mesmo nível de confiabilidade. Em

conseqüência, é também o parâmetro de maior impacto na variação da vida útil do

pavimento.

Dessa forma, a estimativa na vida útil das estruturas analisadas foi realizada

considerando a variação do Coeficiente de Drenagem – Cd. A seguir, a tabela 5.3

indica os casos em estudo.

Tabela 5.3 – Casos analisados

Parâmetro Variação

Coeficiente de Drenagem 0,70 – 0,80 – 0,90 – 1,00 – 1,10 – 1,20

Uma vez que as estruturas analisadas apresentam tipo de acostamento distinto, a

influência do tipo de acostamento também foi verificada na estimativa da vida útil do

pavimento.

As figuras a seguir apresentam os resultados das análises efetuadas.

120

Vida Útil x Condições de Drenagem

Seção-Tipo C1

-100%

-50%

50%

100%

150%

200%

250%

300%

350%

400%

0,700,750,800,850,900,951,001,051,101,151,201,25

Coeficiente de Drenagem - Cd

Variação na Vida Útil (%)

Acostamento Flexível

Acostamento Rígido

Figura 5.6 – Variação da vida útil – seção-tipo C1

Vida Útil x Condições de Drenagem

Seção-Tipo C2

-100%

-80%

-60%

-40%

-20%

0,700,750,800,850,900,951,001,051,101,151,201,25

Coeficiente de Drenagem - Cd

Variação na Vida Útil (%)

Acostamento Flexível

Acostamento Rígido

Figura 5.7 – Variação da vida útil – seção-tipo C2

121

5.2.2 Pavimentos Asfálticos

Foi analisada a variação do número estrutural em função da variação das condições

de drenagem da estrutura, representada pela variação do coeficiente m

, que

multiplica o produto entre a espessura da camada e o coeficiente estrutural das

camadas não tratadas. A seguir, as tabelas 5.4 e 5.5 indicam os casos em estudo.

Tabela 5.4 – Variação do Coeficiente de Drenagem m

Parâmetro Variação

Coeficiente de Drenagem - m

0,40 – 0,60 – 0,80 – 1,00 – 1,20 – 1,40

Tabela 5.5 – Variação do Número Estrutural

Seção

Tipo

esp

(cm)

esp

(pol)

3,51,380,44 1 0,61 1 0,61 1 0,61 1 0,61 1 0,61 1 0,61

5 1,97 0,2 1 0,39 1 0,39 1 0,39 1 0,39 1 0,39 1 0,39

10 3,94 0,10 1,00 0,39 0,40 0,16 0,60 0,24 0,80 0,31 1,20 0,47 1,40 0,55

1,39 1,16 1,24 1,31 1,47 1,55

51,970,44 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87

72,760,37 1 1,02 1 1,02 1 1,02 1 1,02 1 1,02 1 1,02

7,52,950,20 1 0,59 1 0,59 1 0,59 1 0,59 1 0,59 1 0,59

15 5,91 0,10 1,00 0,59 0,40 0,24 0,60 0,35 0,80 0,47 1,20 0,71 1,40 0,83

3,07 2,71 2,83 2,95 3,19 3,30

51,970,44 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87 1 0,87

7,52,950,37 1 1,09 1 1,09 1 1,09 1 1,09 1 1,09 1 1,09

15 5,91 0,20 1 1,18 1 1,18 1 1,18 1 1,18 1 1,18 1 1,18

0 3,94 0,10 1,00 0,39 0,40 0,16 0,60 0,24 0,80 0,31 1,20 0,47 1,40 0,55

3,53 3,30 3,38 3,45 3,61 3,69

As figuras a seguir apresentam as análises realizadas, indicando a variação da vida

útil em função da variação do coeficiente de drenagem e do número estrutural para

cada seção tipo estudada.

Deve-se notar o fato de que a variação obtida para a seção-tipo A3, dimensionada

para tráfego pesado, é inferior às variações encontradas para as demais seções. Tal

122

fato, a primeira vista incompatível, é função da utilização de camada de maior rigidez

na base da estrutura, conforme prevê o método de dimensionamento.

Variação da vida útil em função da drenagem

-100,00%

-80,00%

-60,00%

-40,00%

-20,00%

0,00%

20,00%

40,00%

60,00%

80,00%

100,00%

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60

Coeficiente de Drenagem - mi

Variação da vida útil (%)

A1 A2 A3

Figura 5.8 – Variação da vida útil em função do coeficiente de drenagem

Variação da vida útil em função da drenagem

-100,00%

-80,00%

-60,00%

-40,00%

-20,00%

0,00%

20,00%

40,00%

60,00%

80,00%

100,00%

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00

Número Estrutural - SN

Variação da vida útil (%)

A1 A2 A3

Figura 5.9 – Variação da vida útil em função do SN

123

5.3 Evolução dos parâmetros de desempenho

Através do programa HDM-4, pode-se estimar o comportamento do pavimento ao

longo de um determinado período de análise com base na evolução dos defeitos.

Para pavimentos rígidos, são consideradas a evolução do IRI, do trincamento, do

escalonamento e do esborcinamento. Para pavimentos asfálticos, os defeitos

analisados são a irregularidade, o trincamento e a formação de afundamento em

trilha de roda.

Para todos os casos analisados, foi considerada a presença de drenos longitudinais

de borda e a ausência de camada drenante.

Os gráficos apresentados na seqüência apresentam a evolução esperada dos

defeitos considerando variável a condição de drenagem para as estruturas de

pavimento apresentadas no item 5.1.

Os limites de aceitabilidade indicados nos gráficos referem-se, para os pavimentos

asfálticos, aos estabelecidos nos Editais de Licitação das Concessões Rodoviárias

do Estado de São Paulo (ARTESP). Já para o pavimento rígido, foram adotados

valores estabelecidos internacionalmente.

• Pavimento rígido

o Irregularidade: IRI ≤ 2,7 m/km (ou QI ≤ 35 contagens/km);

o escalonamento de juntas ≤ 6 mm;

o trincas transversais ≤ 5%;

o juntas esborcinadas ≤ 10%.

• Pavimentos asfálticos

o Irregularidade: IRI ≤ 2,7 m/km (ou QI ≤ 35 contagens/km);

o área total de trincas ≤ 15%;

124

o área de trincas severas ≤ 2%;

o afundamento de trilha de roda ≤ 7 mm;

o panelas = 0%.

5.3.1 Pavimentos de concreto de cimento portland

5.3.1.1 Irregularidade - IRI

O IRI é o principal parâmetro para aferir de forma objetiva a condição funcional do

pavimento. A sua evolução ao longo do tempo está apresentada nas figuras a seguir

para as duas estruturas analisadas, bem como a variação em função da condição da

drenagem da pista.

IRI x Cd

Seção-tipo C1 (Acostamento Rígido)

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

02468101214161820

Anos

IRI (m/km)

Cd = 0,75 Cd = 1,00 Cd = 1,25 IRI_limite

Figura 5.10 – IRI em função do Coeficiente de Drenagem – Seção Tipo C1 (Acostamento rígido)

125

IRI x Cd

Seção-tipo C1 (Acostamento Flexível)

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

02468101214161820

Anos

IRI (m/km)

Cd = 0,75 Cd = 1,00 Cd = 1,25 IRI_limite

Figura 5.11 – IRI em função do Coeficiente de Drenagem – Seção Tipo C1 (Acostamento flexível)

IRI x Cd

Seção-tipo C2 (Acostamento Rígido)

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

02468101214161820

Anos

IRI (m/km)

Cd = 0,75 Cd = 1,00 Cd = 1,25 IRI_limite

Figura 5.12 – IRI em função do Coeficiente de Drenagem – Seção Tipo C2 (Acostamento rígido)

126

IRI x Cd

Seção-tipo C2 (Acostamento Flexível)

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

02468101214161820

Anos

IRI (m/km)

Cd = 0,75 Cd = 1,00 Cd = 1,25 IRI_limite

Figura 5.13 – IRI em função do Coeficiente de Drenagem – Seção Tipo C2 (Acostamento flexível)

IRI x Cd

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

0,70 0,80 0,90 1,00 1,10 1,20 1,30

IRI (m/km)

C1 - Acostamento Rígido C2 - Acostamento Rígido

C1 - Acostamento Flexível C2 - Acostamento Flexível

IRI-Limite

Figura 5.14 – IRI em função do Coeficiente de Drenagem

127

5.3.1.2 Escalonamento

O escalonamento consiste no degrau entre as placas de concreto de cimento

portland. Interfere diretamente com a determinação do Índice de Irregularidade

Longitudinal e, por conseqüência, com o conforto ao rolamento proporcionado ao

usuário. A figura 5.15 apresenta a relação entre o escalonamento e a condição de

drenagem para as duas seções analisadas.

Escalonamento x Cd

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

5,50

6,00

6,50

7,00

0,70 0,80 0,90 1,00 1,10 1,20 1,30

Escalonamento (mm)

C1 - Acostamento Rígido C2 - Acostamento Rígido C1 - Acostamento Flexível

C2 - Acostamento Flexível Limite

Figura 5.15 – Escalonamento em função do Coeficiente de Drenagem

5.3.1.3 Esborcinamento e Trincamento

As análises realizadas para a previsão da evolução do esborcinamento e do

trincamento indicaram pouca ou nenhuma influência da condição da drenagem,

128

indicando que os modelos do HDM para previsão da evolução do esborcinamento e

trincamento são pouco sensíveis à variação deste parâmetro.

Ambos os defeitos analisados têm sua gênese proveniente do processo construtivo,

em especial o esborcinamento, que é diretamente relacionado ao período da

serragem das juntas, em função da cura do concreto. Já o trincamento, embora sua

evolução esteja diretamente relacionada à presença da umidade, tem sua gênese

creditada ao processo construtivo (trincas de retração) e ao carregamento do

tráfego.

5.3.2 Pavimentos Asfálticos

As condições de drenagem influem na variação da resistência da estrutura do

pavimento, representada pelo Número Estrutural Ajustado - SNP.

As características do tipo de sistema de drenagem subsuperficial previsto e as

variações dos parâmetros climáticos, como temperatura e precipitação, são tratadas

em conjunto para corrigir o SNP em função da duração das estações seca e úmida.

Neste estudo, foi considerado que a região de inserção da rodovia apresenta clima

tropical úmido (temperaturas e índice pluviométrico elevados durante a maior parte

do tempo) e que as características dos materiais de revestimento, base e subleito

foram determinados em estação úmida.

Os defeitos analisados foram a irregularidade longitudinal, a área de trincamento e o

afundamento em trilha de roda.

Ao contrário do que era esperado, os fatores de drenagem tiveram influência pouco

significativa na estimativa de desempenho segundo os modelos do HDM. As figuras

apresentadas na seqüência ilustram o fato.

129

5.3.2.1 Irregularidade Longitudinal

A influência das condições de drenagem na variação da irregularidade longitudinal

foi verificada de forma mais pronunciada na análise relativa a seção-tipo A1,

dimensionada para tráfego leve. As seções-tipo A2 e A3 tiveram um comportamento

muito semelhante para todas as condições de drenagem.

Para a seção tipo A1, a diferença entre a irregularidade longitudinal de um

pavimento dimensionado com condições adequadas de drenagem (DF = 1) para um

pavimento com condições ruins (DF = 5) ao final de um período de 20 anos é

aproximadamente 1 m/km (ou 1 mm/m). Para as seções-tipo A2 e A3, a diferença

não chega a 0,5 m/km.

Outra constatação das análises é que praticamente não foi verificada diferença entre

os resultados obtidos para as condições regular e ruim. Os resultados apresentaram

diferenças da ordem de duas casas decimais.

As figuras 5.16 a 5.18 apresentam a variação do IRI em função das condições de

drenagem para as três seções-tipo analisadas.

IRI = f (DF)

Seção-Tipo A1

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Anos

IRI (m/km)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.16 – IRI em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A1

130

IRI = f (DF)

Seção-Tipo A2

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Anos

IRI (m/km)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.17 – IRI em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A2

IRI = f (DF)

Seção-tipo A3

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

5,50

6,00

6,50

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Anos

IRI (m/km)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.18 – IRI em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A3

131

5.3.2.2 Afundamento em trilha de roda

A análise do afundamento em trilha de roda, assim como a da irregularidae,

mostrou-se mais significativa para a estrutura dimensionada para tráfego leve –

seção tipo A1.

Para os casos A2 e A3, a diferença de desempenho verificada ao final do período de

análise foi muito pequena. Em especial para a seção tipo A3, para trafego pesado,

não foi verificada a influência da modificação dos Fatores de Drenagem (DF). A

progressão do defeito foi semelhante para os cinco casos.

Afundamento em trilha de roda = f (DF)

Seção-Tipo A1

3,00

5,00

7,00

9,00

11,00

02468101214161820

Anos

ATR (mm)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.19 – Afundamento em trilha de roda em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A1

132

Afundamento em trilha de roda = f (DF)

Seção-Tipo A2

3,00

6,00

9,00

12,00

15,00

18,00

21,00

02468101214161820

Anos

ATR (mm)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.20 – Afundamento em trilha de roda em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A2

Afundamento em trilha de roda = f (DF)

Seção-Tipo A3

3,00

6,00

9,00

12,00

15,00

18,00

21,00

24,00

27,00

30,00

02468101214161820

Anos

ATR (mm)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.21 – Afundamento em trilha de roda em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A3

133

5.3.2.3 Trincamento

A progressão da variação do trincamento ao longo do período de análise sofreu

pouca influência da alteração das condições de drenagem. Ao final dos 20 anos

pode-se verificar que a totalidade da área do pavimento encontraria-se trincada,

tanto para as seções-tipo A1 quanto A2.

A principal diferença verificada foi quanto a “velocidade” de progressão do defeito.

Ambas as seções-tipo apresentaram curvas de formato semelhante, conforme

apresentado nas figuras 5.22 e 5.23.

Assim como para a análise da irregularidade, foi constatado que praticamente há

diferença entre os resultados obtidos para as condições regular e ruim.

Quanto à seção-tipo A3, de acordo com os resultados da simulação realizada, a

mesma não apresentou trincamento do revestimento ao longo do período.

Trincamento = f (DF)

Seção-Tipo A1

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

02468101214161820

Anos

Trincamento (%)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.22 – Trincamento em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A1

134

Trincamento = f (DF)

Seção-Tipo A2

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

02468101214161820

Anos

Trincamento (%)

DF=1 DF=2 DF=3 DF=4 DF=5 Limite

Figura 5.23 – Trincamento em função do Fator de Drenagem – Seção Tipo A2

5.4 Análise dos resultados

5.4.1 Pavimentos de concreto de cimento portland

Pelo fato de não ser prevista a camada drenante, as águas que inevitavelmente

infiltrarão pelo pavimento, quer seja pelas juntas seladas que podem ter seu

desempenho comprometido, ou pelas trincas que ocorrerão por processo de fadiga

do concreto, ficarão por longo tempo no interior da estrutura.

Outros fatores que podem contribuir para a infiltração são a declividade transversal

do acostamento externo e as juntas longitudinais, em especial nos casos de pista

em concreto de cimento portland e acostamento com revestimento asfáltico, em

função da difícil selagem devido as diferentes trabalhabilidades dos materiais

135

constituintes da pista de rolamento e do próprio acostamento, em termos de

suscetibilidade térmica e deformação elástica.

Quanto ao impacto na variação da vida útil

O efeito da variação do coeficiente de drenagem na determinação da vida útil é

ilustrado nas figuras 5.6 e 5.7. O resultado é aproximadamente uma relação linear

entre a variação da vida útil e a diminuição do coeficiente de drenagem. A

diminuição do coeficiente de drenagem de 1,25 para 0,70 pode causar uma redução

na vida útil de até 100%.

Para o caso da seção-tipo 1, em que se verifica uma variação de aproximadamente

400% em relação ao desempenho esperado, deve-se ressaltar que a estrutura

original prevê acostamento asfáltico. Alterando o material para concreto já

proporciona um aumento na estimativa do número N admissível (aproximadamente

igual a duas vezes o número N original). A inclusão da melhoria das condições de

drenagem na mesma análise implica em um aumento ainda mais significativo na

estimativa realizada.

Quanto à variação dos parâmetros de desempenho

Quanto aos parâmetros de desempenho analisados através do HDM, verifica-se

uma variação significativa na irregularidade longitudinal. Para os dois níveis de

tráfego analisados, e tanto para as condições com acostamento rígido ou flexível,

observa-se uma variação em torno de 30% para os valores obtidos ao final do

período de análise para Cd variando de 0,75 a 1,25.

Considerando a variação do IRI ao longo do período, a ineficiência do sistema de

drenagem (Cd = 0,75) pode causar a elevação do parâmetro a um valor acima do

limite aceitável em apenas um quarto do período, exigindo a execução de

intervenções de manutenção em curto prazo. Essa condição é acentuada nos casos

em que os materiais da pista e acostamento são distintos.

Para ambas as estruturas analisadas, verifica-se que a garantia de um sistema de

drenagem subsuperficial adequado e a implantação de pista e acostamento no

mesmo material conferem bom desempenho à pista ao longo de praticamente todo o

período, podendo adiar as intervenções de manutenção para o término do prazo.

136

O escalonamento apresenta comportamento semelhante ao IRI quanto a variação

em função das condições de drenagem. O esborcinamento decresce linearmente

com o aumento do Cd. Também sofre variação em função do tipo de acostamento e

do volume de tráfego.

O esborcinamento não sofre a influência de nenhum dos parâmetros analisados.

Mantém-se constante com a variação das condições de drenagem, do acostamento

e do tráfego.

O trincamento também não varia conforme as condições de drenagem da pista.

Dentre os parâmetros analisados, o tráfego tem grande influência na variação da

porcentagem de placas trincadas.

5.4.2 Pavimentos Asfálticos

Assim como nos pavimentos de concreto de cimento portland, estima-se que o

volume de água que infiltra na estrutura deveria ficar retido por longo tempo em seu

interior, dada a ausência de camadas drenantes e do comportamento variável dos

drenos subsuperficiais.

A utilização de camadas tratadas com ligantes hidráulicos ou betuminosos contribui

para a minimização dos efeitos danosos da água na estrutura do pavimento,

evitando a perda de suporte de materiais puramente granulares.

Quanto ao impacto na variação da vida útil

A avaliação da variação da vida útil indica um comportamento semelhante das

estruturas analisadas. Uma variação do número estrutural em torno de 15% é

suficiente para reduzir ou aumentar o número N admissível em até 60% conforme

indicaram as análises realizadas para as seções-tipo A1 e A2 (volume de tráfego

leve e meio pesado). Para a seção-tipo A3, dimensionada para tráfego pesado, o

impacto da variação das condições de drenagem é inferior aos outros casos. Para a

mesma faixa de alteração percentual do número estrutural, a variação estimada na

137

vida útil é menor, da ordem de 40%. Uma das razões possíveis para a redução na

variação é a utilização de bases tratadas, que reduz a sensibilidade da estrutura do

pavimento quanto à ação da água.

Quanto à variação dos parâmetros de desempenho

A influência das condições de drenagem na variação dos parâmetros analisados:

irregularidade longitudinal, afundamento em trilha de roda e trincamento, foi

verificada de forma mais acentuada na análise relativa a seção-tipo A1,

dimensionada para tráfego leve.

As seções-tipo A2 e A3 tiveram um comportamento muito semelhante para todas as

condições de drenagem nas análises relativas à progressão da irregularidade

longitudinal.

Quanto ao afundamento em trilha de roda, a estrutura tipo A3, proposta para tráfego

pesado não apresentou variação ao longo do tempo para as condições distintas de

desempenho do sistema de drenagem. A influência da drenagem é minimizada,

possivelmente, em função da presença de base estabilizada. A mesma causa pode

ser atribuída ao processo de evolução do trincamento do revestimento, que não foi

verificado neste caso.

De forma geral, a evolução dos parâmetros é semelhante para todas as condições

de drenagem, tanto quanto à forma quanto à velocidade de progressão. A diferença

encontrada é quanto ao volume de deterioração, mais acentuado quando a condição

de drenagem é mais precária.

Uma das razões possíveis para a relativa igualdade de resultados é a adoção do

regime climático para a análise, que pode ter minimizado o efeito de saturação das

camadas, dado que admitiu-se que a região é úmida a maior parte do tempo e que

as características dos materiais utilizadas como dado de entrada foram

determinadas em estação úmida.

Assim, fica também evidenciada a necessidade de calibração dos modelos

apresentados no HDM para as condições específicas a serem analisadas, a fim de

obter resultados mais conclusivos que os aqui obtidos.

138

5.5 Análise econômica – LCC

É correto afirmar que não cabe apenas avaliar a viabilidade de um projeto de

engenharia apenas pelo custo inicial, ou seja, pelo custo de implantação no tempo

“zero”. A análise econômica deve ser realizada considerando também os custos ao

longo de um determinado período, onde é esperado obter o retorno dos

investimentos realizados. Em concessões rodoviárias, por exemplo, para a

verificação da viabilidade do negócio é obrigatório o estabelecimento de um plano de

investimentos na rodovia ao longo do período de concessão. Deve ter o objetivo de

compatibilizar não só os interesses empresariais, mas, principalmente, proporcionar

o atendimento aos requisitos do órgão contratante quanto aos padrões de

aceitabilidade mínimos para as condições funcionais e estruturais da rodovia

exigidos ao longo de todo o período de vigência do contrato.

Uma forma de realizar a análise econômica para subsídio do plano de investimentos

é através da análise do valor presente ao longo do tempo ou da análise do custo do

ciclo de vida – LCCA (Life Cycle Cost Analysis).

Os cálculos baseiam-se na determinação do montante necessário para a

implantação da via (tempo “zero”) e dos investimentos necessários ao longo do

tempo para a manutenção.

De forma simplificada, aplicada ao tema em estudo, a análise pode ser procedida da

seguinte maneira: inicialmente determinam-se os custos de implantação da estrutura

de pavimento. Neste momento, define-se pela existência e forma de um sistema de

drenagem subsuperficial, determinando também o seu custo de implantação. A partir

daí, com base em análises de desempenho da estrutura proposta (realizada pelo

HDM ou Pavement Evaluator, por exemplo) define-se uma política de manutenção

(manutenção periódica da via, incluindo ou não a drenagem do pavimento;

intervenções de restaurações localizadas e espaçadas em períodos pré-

determinados ou quando os parâmetros de aceitação estiverem próximos aos

limites).

139

5.5.1.1 Estrutura de pavimento proposta

A estrutura de pavimento em análise é a seção C2 indicada no item 5.1 – Pavimento

de Concreto de Cimento Portland para Tráfego Muito Pesado (figura 5.2). Foi

considerado que a estrutura do acostamento é semelhante à da pista. Para a

realização da análise econômica, serão considerados os casos apresentados na

tabela 5.6 a seguir.

Tabela 5.6 – Casos de análise

Sistema de Drenagem Subsuperficial

Caso

Presença Manutenção

1 Não -

2 Sim Não

3 Sim Sim

5.5.1.2 Análise de desempenho

A análise de desempenho realizada anteriormente pelo HDM apresentou os

resultados da variação dos parâmetros de avaliação em função da variação do

Coeficiente de Drenagem – Cd. Conforme apresentado no capítulo 4, a

determinação do Cd a ser considerado no dimensionamento tem como premissas o

tipo e a condição de manutenção do sistema de drenagem subsuperficial.

Considerando os casos em análise, os coeficientes adotados estão apresentados na

tabela 5.7.

140

Tabela 5.7 – Fator de Drenagem

Caso

Coeficiente de

Drenagem

1 0,75

2 1,00

3 1,25

As análises realizadas são aquelas apresentadas no item 5.3.

5.5.1.3 Intervenções de manutenção no pavimento

Existem dois tipos de intervenções de manutenção a serem realizadas no

pavimento. O primeiro tipo consiste em Manutenção Periódica, ou mantenção

preventiva, cujo objetivo principal é manter a via em condições adequadas de

rolamento e, principalmente, evitar a rápida deterioração em função da progressão

de defeitos.

Em pavimentos rígidos, a manutenção periódica usualmente é realizada através da

selagem de juntas e trincas em um período variável entre 5 a 10 anos após a

abertura da via ao tráfego.

O segundo tipo de manutenção é a Manutenção Especial, que consiste na

recuperação de uma área já deteriorada e cuja demolição e reconstrução (total ou

parcial) é indispensável para o restabelecimento de condições de trafegabilidade.A

periodicidade da intervenção de manutenção pode ser determinada em função da

análise de desempenho do pavimento. Com base nas estimativas realizadas com a

utilização do programa HDM, verifica-se que o limite de aceitabilidade do parâmetro

IRI – irregularidade – é ultrapassado durante o período considerado de 20 anos para

dois dos três casos analisados.

141

Conforme a figura 5.12, a irregularidade ultrapassa o limite no ano 5 para o caso 1 e

no ano 13 para o caso 2. As intervenções de manutenção especial serão então

realizadas nos anos 5, 10 e 15, para o caso 1 e no ano 13 para o caso 2. Para o

caso 3, verifica-se que o limite de aceitabilidade não é atingido no período de 20

anos e, portanto, não é necessária a realização de manutenção especial.

No caso 1, supôs-se simplificadamente que o comportamento da estrutura após

reabilitação é semelhante ao da estrutura recém-construída e, assim, determinados

os períodos das novas intervenções.

5.5.1.4 Determinação dos custos iniciais do pavimento

Indicam-se a seguir as quantidades de obra e custos de construção para a

alternativa de pavimento proposta. As quantidades referem-se a um quilômetro de

uma pista – rodovia de pista simples, com 7,2 m de largura de faixa de rolamento e

acostamentos laterais com 2,5 m de cada lado.

Os preços unitários utilizados na composição dos custos iniciais foram obtidos da

Tabela de Preços Unitários do DER/SP – data base de janeiro de 2007.

Tabela 5.8 – Custos de implantação – Caso 1

Unitário Total

23.11.06 Concreto de cimento portland m³ 2.928 485,61 1.421.866,08

23.11.11 Concreto compactado a rolo m³ 1.330 168,82 224.530,60

23.04.03.01 Brita graduada simples m³ 1.370 99,43 136.219,10

23.02.01 Melhoria do subleito m² 13.800 0,84 11.592,00

Total 1.794.207,78

Quantidade

Preço (R$)

Item Material Unidade

142

Tabela 5.9 – Custos de implantação – Casos 2 e 3

Unitário Total

23.11.06 Concreto de cimento portland m³ 2.928 485,61 1.421.866,08

23.11.11 Concreto compactado a rolo m³ 1.330 168,82 224.530,60

23.04.03.01 Brita graduada simples m³ 1.370 99,43 136.219,10

23.02.01 Melhoria do subleito m² 13.800 0,84 11.592,00

24.15.07 Tubo PVC perfurado m 2.000 26,40 52.800,00

24.12.01.01 Brita m³ 320 56,95 18.224,00

24.14.01.09 Manta geotêxtil m² 3.700 13,91 51.467,00

Total 1.916.698,78

Item Material Unidade Quantidade

Preço (R$)

Em termos de implantação, a instalação de drenos no pavimento implica em

aumento de 7 % nos custos iniciais.

5.5.1.5 Determinação dos custos de manutenção do pavimento

Para a determinação dos custos de manutenção, os mesmos foram divididos em

manutenção periódica e especial. Para a manutenção periódica estimou-se a

realização de selagem de juntas em 50% da área de rolamento, realizada a cada 5

anos, para minimizar a infiltração pelas juntas com selantes deteriorados. A

intervenção de restauração (manutenção especial) adotada consiste em demolição e

reconstrução de 10% das placas da área de rolamento.

Para os drenos subsuperficiais, considera-se que a intervenção de manutenção a

ser realizada consiste na limpeza e desobstrução dos mesmos. O período de

realização consiste com a realização da manutenção periódica do pavimento.

Os preços unitários utilizados na composição dos foram obtidos da Tabela de

Preços Unitários do DER/SP – data base de janeiro de 2007.

143

Tabela 5.10 – Manutenção periódica – selagem de juntas

Unitário Total

37.03.05.01 Resselagem das Juntas m 2.220 16,74 37.162,80

Total 37.162,80

Item Material Unidade Quantidade

Preço (R$)

Tabela 5.11 – Manutenção periódica – limpeza de drenos

Unitário Total

37.01.06 Limpeza dos tubos dreno m 2.000 6,95 13.900,00

Total 13.900,00

Item Material Unidade Quantidade

Preço (R$)

Tabela 5.12 – Manutenção Especial – Restauração do pavimento

Unitário Total

21.05.04 Demolição pavimento rígido m³ 173 120,22 20.774,02

23.11.06 Concreto de cimento portland m³ 173 485,61 83.913,41

Total 104.687,42

Preço (R$)

Item Material Unidade Quantidade

5.5.1.6 Análise econômica

Na análise dos pavimentos para um período de 20 anos, considerando a avaliação

do desempenho dos pavimentos, que indicou a época dos serviços de manutenção

para manter as condições desejáveis de operação da via, e adotando taxa de

reajuste anual de 8% e taxa de desconto de 3% ao ano para cálculo do Valor

Presente Líquido (VPL) do investimento de cada alternativa, têm-se os custos

indicados na tabela 5.13.

144

Tabela 5.13 – Resumo da Análise Econômica

Situação Custos Iniciais

Diferença

(em Relação ao Caso 1)

Valor presente

Diferença

(em Relação ao Caso 1)

Caso 1 1.794.207,78 - 2.856.758,43 -

Caso 2 1.916.698,78 6,83% 2.388.946,31 -16,38%

Caso 3 1.916.698,78 6,83% 2.195.072,38 -23,16%

A seguir apresentam-se as planilhas de fluxo de caixa e a figura 5.24 ilustrando os

custos de investimentos necessários durante o período de análise de 20 anos.

Tabela 5.14 – Análise Econômica – Caso 1

0 1.794.207,78 1.794.207,78 1.794.207,78 1.794.207,78

1 - - 1.794.207,78

2 - - 1.794.207,78

3 - - 1.794.207,78

4 - - 1.794.207,78

5 37.162,80 - 104.687,42 208.424,52 179.788,82 1.973.996,60

6 - - 1.973.996,60

7 - - 1.973.996,60

8 - - 1.973.996,60

9 - - 1.973.996,60

10 37.162,80 - 104.687,42 306.243,99 227.874,29 2.201.870,89

11 - - 2.201.870,89

12 - - 2.201.870,89

13 - - 2.201.870,89

14 - - 2.201.870,89

15 37.162,80 - 104.687,42 449.972,90 288.820,48 2.490.691,37

16 - - 2.490.691,37

17 - - 2.490.691,37

18 - - 2.490.691,37

19 -

- 2.490.691,37

20 37.162,80 - 104.687,42 661.157,81 366.067,05 2.856.758,43

Fluxo VP VP acumulado

Custo de

Manutenção Rotineira

Ano de

Avaliação

Custo de

Construção

Pavimentação

Drenagem

Subsuperficial

Custo de

Manutenção

Especial

145

Tabela 5.15 – Análise Econômica – Caso 2

0 1.916.698,78 1.916.698,78 1.916.698,78 1.916.698,78

1 - - 1.916.698,78

2 - - 1.916.698,78

3 - - 1.916.698,78

4 - - 1.916.698,78

5 37.162,80 - 54.604,35 47.102,19 1.963.800,97

6 - - 1.963.800,97

7 - - 1.963.800,97

8 - - 1.963.800,97

9 - - 1.963.800,97

10 37.162,80 - 80.231,70 59.699,92 2.023.500,89

11 - - 2.023.500,89

12 - - 2.023.500,89

13 104.687,42 284.710,40 193.873,93 2.217.374,82

14 - - 2.217.374,82

15 37.162,80 - 117.886,69 75.666,98 2.293.041,79

16 - - 2.293.041,79

17 - - 2.293.041,79

18 - - 2.293.041,79

19 - - 2.293.041,79

37.162,80 - 173.214,22 95.904,51 2.388.946,31

Custo de

Manutenção Rotineira

Ano de

Avaliação

Custo de

Construção

Pavimentação

Drenagem

Subsuperficial

Custo de

Manutenção

Especial

Fluxo VP VP acumulado

Tabela 5.16 – Análise Econômica – Caso 3

0 1.916.698,78 1.916.698,78 1.916.698,78 1.916.698,78

1 - - 1.916.698,78

2 - - 1.916.698,78

3 - - 1.916.698,78

4 - - 1.916.698,78

5 37.162,80 13.900,00 54.604,35 47.102,19 1.963.800,97

6 - - 1.963.800,97

7 - - 1.963.800,97

8 - - 1.963.800,97

9 - - 1.963.800,97

10 37.162,80 13.900,00 80.231,70 59.699,92 2.023.500,89

11 - - 2.023.500,89

12 - - 2.023.500,89

13 - - 2.023.500,89

14 - - 2.023.500,89

15 37.162,80 13.900,00 117.886,69 75.666,98 2.099.167,86

16 - - 2.099.167,86

17 - - 2.099.167,86

18 - - 2.099.167,86

19 - - 2.099.167,86

37.162,80 13.900,00 173.214,22 95.904,51 2.195.072,38

Fluxo VP VP acumulado

Ano de

Avaliação

Custo de

Construção

Custo de

Manutenção Rotineira

Custo de

Manutenção

Especial

Pavimentação

Drenagem

Subsuperficial

146

Valor Presente do Investimento

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0 5 10 15 20

Milhões

Tempo (anos)

Valor Presente (R$)

Caso 1 Caso 2 Caso 3

Figura 5.24 – Análise Econômica

Das análises realizadas, pode-se extrair que a diferença entre os custos de

implantação é baixa, em torno de 7%. Com o passar do tempo e a necessidade de

intervenções de manutenção do pavimento, verifica-se que tal diferença diminui, e a

instalação de drenos e sua manutenção mostra-se muito vantajosa ao final do

período de análise.

Das três alternativas, o primeiro caso, embora de custo de implantação mais baixo,

apresenta valor presente líquido superior, dado que requer intervenções de

manutenção em uma regularidade maior.

Em relação a terceira alternativa, em que os drenos são instalados e submetidos a

manutenções rotineira para limpeza e obstrução, verifica-se que esta é que

apresenta maiores vantagens. Além da relação entre valor presente ter sido a de

maior diferença em relação ao caso inicial, em termos práticos pôde-se postergar a

intervenção de maior porte para além do período de análise.

Assim, através da análise econômica, ressalta-se a importância da instalação e

manutenção de condições adequadas de drenagem subsuperficial.

147

5.5.2 O caso do estado de São Paulo

Uma verificação da influência da drenagem no desempenho dos pavimentos

asfálticos pode ser realizada através de dados coletados durante o desenvolvimento

do programa de gerência de pavimentos da malha viária sob administração do

DER/SP.

Os trabalhos desenvolvidos tinham como meta o levantamento de dados e a

implementação de um sistema que permita ao DER/SP o monitoramento e a

gerência dos pavimentos da malha rodoviária sob sua jurisdição. Tem por objetivo

não só permitir a análise do estado de condição atual, mas também viabilizar a

realização de projeções para a identificação e otimização de alternativas de

manutenção, visando a programação e priorização dos investimentos necessários

considerando restrições orçamentárias.

A primeira etapa do programa consistiu na realização de levantamentos de campo

para aferição do estado atual da malha viária. Foram avaliados parâmetros para a

realização das análises das condições funcional e estrutural dos pavimentos, dentre

os quais podemos citar: trincamento, panelas, desgaste, além de levantamento de

irregularidade longitudinal (IRI) e deflectométrico. Os dados foram sumarizados por

divisão regional do órgão, tipo de defeito, volume de tráfego, tipo de revestimento,

presença de acostamento, dentre outras classificações.

Considerando os dados disponíveis, no presente trabalho considerou-se a

classificação em função da presença do acostamento interessante para

complementação da avaliação da influência da drenagem subsuperficial no

dimensionamento. Conforme apresentado no capítulo 2, a infiltração pelas bordas do

pavimento, em especial pelo acostamento é uma das maiores fontes de entrada de

água livre na estrutura do pavimento.

A avaliação do comportamento estrutural diante da infiltração pela borda do

pavimento já foi alvo de estudo por Pereira, em 2003, que realizou levantamento

148

deflectométrico em trecho experimental para estimativa de redução da vida útil em

função da perda de capacidade estrutural do pavimento.

Os dados coletados durante o desenvolvimento do SGP na Divisão Regional 2

(Itapetininga) do DER/SP foram classificados nos níveis de aceitabilidade Bom,

Regular e Ruim, conforme indica a tabela 5.17.

Com base na classificação realizada, foi elaborada a figura 5.20, que apresenta a

variação da avaliação funcional do pavimento em função da presença ou não do

acostamento revestido. Todos os pavimentos considerados apresentam

revestimento asfáltico, volumes de solicitação semelhantes e não têm dispositivos

de drenagem subsuperficial.

Tabela 5.17 – Parâmetros de Classificação

Classificação

IRI

(m/km)

Afundamento

em Trilha de Roda

(mm)

Trincamento

(% da área total)

Bom 0,00 - 2,70 0,0 - 10,0 0 - 10

Regular 2,71 - 6,50 10,1 - 20,0 10 - 50

Ruim > 6,51 > 20,1 50 – 100

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Com Acostamento Sem Acostamento Com Acostamento Sem Acostamento Com Acostamento Sem Acostamento

Acostamento

Classificação

Bom Regular Ruim

IRI

Afundamento em Trilha de Roda Trincamento

Figura 5.25 – Avaliação funcional dos pavimentos – DR-2

149

Através da figura 5.25, verifica-se uma incidência maior de defeitos cuja causa está

relacionada à drenagem nas rodovias com acostamento não revestido. As rodovias

analisadas que têm acostamento apresentam características funcionais superiores

às demais, principalmente na análise isolada da irregularidade longitudinal medida e

do trincamento do revestimento.

150

6 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES

A infiltração de água na estrutura do pavimento e a manutenção de níveis elevados

de umidade são causas relacionadas ao desempenho insatisfatório do pavimento.

O resultado da exposição contínua a umidade tem como principais conseqüências a

perda de rigidez das camadas de fundação com a saturação e a degradação da

qualidade dos materiais pela interação com a umidade, culminando com a

progressão dos defeitos de pavimento, em especial o trincamento do revestimento

(tanto asfáltico quanto concreto de cimento portland) e o aumento da irregularidade

longitudinal com o tempo.

Os modelos mais conhecidos para avaliação do desempenho do pavimento que

consideram o efeito da drenagem são os da AASHTO (versão de 1993) e o do HDM-

4, que foram analisados neste trabalho.

As análises de desempenho desenvolvidas demonstram que os modelos são

relativamente sensíveis aos efeitos deletérios da drenagem. Os principais dados

obtidos através da análise do método da AASHTO indicaram que a vida útil de um

pavimento rígido pode ser reduzida em até 50%, caso o sistema de drenagem

subsuperficial seja inócuo. De forma complementar, para uma mesma estrutura de

pavimento de concreto de cimento portland, porém com acostamento distinto, em

pavimento flexível, a redução da vida útil é ainda mais pronunciada, da ordem de 70

a 90%. Assim, caso o dimensionamento tenha sido realizado para período de projeto

de 20 anos, por exemplo, em cerca de 2 a 3 anos já seria necessária uma grande

intervenção de manutenção.

Através da análise realizada no HDM-4 para pavimentos rígidos, verificou-se que o

trincamento e o esborcinamento não são sensíveis quanto à variação da condição

de drenagem. A irregularidade apresentou grande sensibilidade, e foram

encontradas variações entre o melhor caso e o pior entre 30 e 60%, conforme o

volume de tráfego e o tipo de acostamento adotado. Já o escalonamento variou até

400%, considerando a melhor e a pior condição estimada para a drenagem, e a

alteração entre o revestimento do acostamento. Para uma mesma condição de

151

análise, ou seja, volume de tráfego e tipo de acostamento semelhantes, obteve-se

resultado da ordem de 100% de variação. Assim como na análise realizada pelo

método da AASHTO, a alteração do tipo de acostamento também implica em uma

queda de desempenho, sendo acelerado o processo de deterioração.

Para os pavimentos asfálticos, a vida útil prevista para o pavimento foi reduzida, em

média, cerca de 50% A variação encontrada foi inferior à estimada para os

pavimentos rígidos através do método da AASHTO. Observou-se que a maior

variação em relação ao caso inicial – condição de drenagem regular – foi obtida na

estrutura leve. Neste caso, a variação foi cerca de 60 pontos percentuais para cima

ou para baixo, conforme a alteração do coeficiente de drenagem. A menor variação

foi obtida na estrutura para tráfego pesado. A utilização de bases estabilizadas pode

ter contribuído para a menor sensibilidade com relação às condições de drenagem.

A análise de desempenho realizada pelo HDM-4 também evidenciou uma maior

sensibilidade da estrutura dimensionada para tráfego leve a variação das

características do sistema de drenagem.

Para os pavimentos asfálticos foi analisada através do HDM-4 a evolução da

irregularidade longitudinal, afundamento em trilha de roda e trincamento.

As seções-tipo A2 e A3, dimensionadas, respectivamente, para tráfegos meio

pesado e pesado, tiveram um comportamento muito semelhante para todas as

condições de drenagem nas análises relativas à progressão da irregularidade

longitudinal.

A estrutura adotada para tráfego pesado não apresentou diferenças quanto a

progressão do afundamento em trilha de roda para a alteração das condições de

drenagem. Uma das causas possíveis é a presença de base estabilizada, que pode

interferir no modelo de forma a reduzir o impacto da variação da drenagem.

Ainda quanto à análise realizada no HDM para os pavimentos asfálticos, em função

da baixa sensibilidade verificada nas nos resultados obtidos, ficou evidenciada a

necessidade de calibração dos modelos para proporcionar a obtenção de resultados

mais precisos.

Deve-se lembrar que as conclusões aqui obtidas referem-se estritamente aos casos

analisados. No entanto, com base nas análises realizadas, verifica-se que,

independente do tipo de pavimento, a adoção de um coeficiente de drenagem

152

adequado é fundamental para o correto dimensionamento e previsão do

comportamento da estrutura quando em utilização.

Porém, os coeficientes de drenagem a serem utilizados nos modelos são de difícil

escolha.

A determinação dos coeficientes de drenagem Cd para os pavimentos de concreto

de cimento portland, tanto para os modelos da AASHTO quanto do HDM-4, bem

como a determinação dos coeficientes m

utilizados para análise dos pavimentos

asfátlicos através do método da AASHTO, consideram o tempo em que a estrutura

estará exposta a saturação e a qualidade do sistema de drenagem. A análise da

drenagem subsuperficial no HDM-4 para pavimentos asfálticos considera o tipo de

dreno implantado e a qualidade do sistema, que é dada de forma indireta em relação

ao tempo em que a estrutura fica exposta à saturação.

Dessa forma, cabe afirmar que não basta apenas dotar o pavimento do sistema de

drenagem subsuperficial para que o mesmo seja considerado drenante e seja

atribuído um coeficiente supostamente adequado ao dimensionamento. Uma análise

hidráulica do sistema proposto deve ser conduzida para agregar à estrutura que será

implantada as características de drenagem esperadas pelo projeto.

Assim, foi apresentado roteiro para o dimensionamento de sistema de drenagem

subsuperficial, considerando as características físicas e hidráulicas dos materiais

previstos e tendo por objetivo realizar uma verificação da continuidade hidráulica do

sistema, visando estabelecer de forma racional os coeficientes a serem utilizados

em projeto.

Uma avaliação prévia equivocada do desempenho do sistema de drenagem

subsuperficial pode acarretar na redução brusca da vida útil do pavimento,

comprometendo a operação viária e implicando na necessidade de restauração do

pavimento logo após a sua abertura ao tráfego, gerando custos ao mantenedor do

sistema viário e ao usuário.

Foi realizada estimativa de custos para implantação do pavimento e, com base na

estimativa de desempenho realizada através do HDM-4, foi feita uma previsão dos

custos ao longo do tempo – Análise do Ciclo de Vida (ou LCCA – Life Cycle Cost

Analysis).

153

A análise econômica demonstrou que, em função da periodicidade das manutenções

previstas, obtém-se uma economia em torno de 20% na implantação de um

pavimento dotado de drenos longitudinais, desde que o mesmo seja submetido a

manutenção periódica para garantir a sua funcionalidade, em relação a uma

estrutura de pavimento onde não são previstos quaisquer dispositivos de drenagem

subsuperficial.

Visando complementar as análises teóricas realizadas no trabalho, foram analisados

os dados dos levantamentos da condição funcional do pavimento realizados para

implantação do Sistema de Gerência de Pavimentos do DER/SP. Considerando que

todas as rodovias da área de abrangência do levantamento apresentavam

revestimento asfáltico e nenhuma rodovia possuía sistema de drenagem

subsuperficial composto pelo binômio dreno-camada drenante, o principal objetivo

da análise dos dados foi verificar a influência dos acostamentos pavimentados na

condição funcional.

A pavimentação dos acostamentos é um fator preponderante na determinação da

capacidade de infiltração da água na estrutura do pavimento. E a infiltração é,

conforme apresentado anteriormente, a maior fonte de água livre dentro da

estrutura.

Os dados do DER/SP indicaram que, de fato, as rodovias com acostamentos não

pavimentados apresentam condições funcionais inferiores às das rodovias com

acostamentos pavimentados. Tal fato é forte indício da relação entre o desempenho

do pavimento e o fluxo de infiltração provocado pela ausência/presença de

acostamentos revestidos.

É comprovado que os benefícios da implantação de um sistema de drenagem

subsuperficial variam de acordo com o clima, com o tipo de solo do subleito e com o

projeto da estrutura de pavimento.

No entanto, pesquisas e estudos americanos desenvolvidos para verificar a

eficiência numérica dos dispositivos de drenagem subsuperficial não são

conclusivos, apesar de sempre ser ressalvada a importância de suas instalações.

Inúmeras rodovias no Brasil, em especial na região sudeste, já são dotadas de

dispositivos de drenagem de pavimentos. Apesar disto, os pavimentos invertidos e

154

de concreto, bem dimensionados estruturalmente, vêm apresentando desempenho

pífio.

Nestes casos, aparentemente os problemas de drenagem ocorreram devido ao fraco

desempenho hidráulico dos materiais granulares não estabilizados, principalmente

devido a saturação na interface das camadas com os materiais estabilizados e de

menor permeabilidade.

Os materiais granulares não estabilizados normalmente empregados nos

pavimentos brasileiros em camadas de bases e sub-bases apresentam elevado teor

de finos, resultando em camadas de baixa transmissividade hidráulica.

Não basta os pavimentos terem dispositivos de drenagem, é necessário que eles

sejam eficientes sob o ponto de vista de continuidade hidráulica. É necessário ainda

o desenvolvimento de estudos para definição de medidas objetivas para verificação

da eficiência hidráulica, aferição dos índices de infiltração e medidas de

permeabilidade efetiva dos materiais de pavimentação.

Recomenda-se a execução de trechos ou pistas experimentais de pavimentos com e

sem drenos subsuperficiais para monitoramento de seu desempenho e para a

calibração dos modelos de previsão de trincamento e afundamento em trilha de roda

para pavimentos asfálticos, escalonamento em pavimentos de concreto de cimento

portland e irregularidade para ambos os tipos.

O monitoramento poderá ser realizado em rodovias em serviço, analisando dados

reais de volume de tráfego, ou com a utilização do HVS – Heavy Vehicle Simulator,

em condições de tráfego controlado.

155

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