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VIVIAN SILVEIRA DOS SANTOS BARDINI
ESTUDO DE VIABILIDADE TÉCNICA DA UTILIZAÇÃO DE
CINZAS DA QUEIMA DA CASCA DE PINUS EM OBRAS DE
PAVIMENTAÇÃO ASFÁLTICA
Dissertação apresentada à Escola de
Engenharia de São Carlos, da
Universidade de São Paulo, como parte
dos requisitos para obtenção do Título
de Mestre em Engenharia Civil:
Transportes
Orientador: Prof. Dr. José Leomar Fernandes Júnior
São Carlos
2008
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DEDICATÓRIA
Aos meus pais, Sérgio e Nádia, e ao Luis Miguel,
pelo apoio, incentivo e amor
i
ii
AGRADECIMENTOS
A Deus, por permitir que mais uma etapa da minha vida fosse cumprida em paz e
tranquilamente.
Ao professor Dr. José Leomar Fernandes Júnior, pela excelente orientação e, principalmente,
pela grande amizade.
Aos professores do Departamento de Transportes, da EESC – USP pelos ensinamentos,
especialmente ao Dr. Glauco Túlio Pessa Fabbri pelas sugestões e contribuições nesta
pesquisa.
Aos técnicos do Laboratório de Estradas, Antônio Carlos Gigante, Paulo Toyama e,
principalmente, João Pereira Filho, pelo auxílio nos ensaios e moldagens.
Aos funcionários do Departamento de Transportes, Magaly Marcondes César, Heloísa
Pereira, Elizabeth Ortega, Alexandre Oliveira, Sueli de Lima e Antônio Carlos Mariano
À professora Prof
a
. Silvia Claudia Semensato Povinelli por viabilizar a análise do resíduo e
disponibilizar a utilização do Laboratório de Saneamento.
À Escola de Engenharia de São Carlos, pelo ensino oferecido desde a graduação em
engenharia civil.
À Fundação de Apoio à Pesquisa do Estado de São Paulo – FAPESP, pela bolsa de estudo
concedida.
À pedreira Badeirantes, Betunel e Duratex/unidade Agudos-SP, pelos materiais concedidos
para a realização da pesquisa.
Aos amigos Jesner Ildefonso, Marcos Bottene Cunha e Lílian Taís de Gouveia, que
auxiliaram diretamente na pesquisa.
Aos amigos do departamento Anna Beatriz Grigolon, Gustavo Manzato, Bruno Vieira,
Mateus Dezotti, Paulo Roberto Reschetti, Sérgio Soncim, Ana Paula Furlan e David Alex
Arancíbia.
Às minhas amigas Samara Tonin, Daniele De Nadai, Veridiana Rosa, Daniele Shimabukuro,
Paula Ribeiro, Elisa Adelino, Roberta Gregoracci e Regiane Laveli.
Ao Luis Miguel, por todo amor, carinho, amizade e paciência em todos os momentos.
Aos meus pais, Sérgio Antônio Bardini e Nádia Bardini, por todo apoio, amor e incentivo,
acreditando sempre em meu potencial e pela dedicação de toda a vida para me dar a maior
herança de todas: o estudo.
Ao meu irmão, Vinícius, por todo companheirismo.
iii
À minha família, Noemia, João, Noeli, Nanci, Maria, Osni, Sidinei, Cleide, Carol e Mateus,
pela confiança e estímulo.
iv
RESUMO
BARDINI, V. S. S. (2008). Estudo de viabilidade técnica da utilização de cinzas da queima
da casca de Pinus em obras de pavimentação asfáltica. Dissertação (Mestrado) – Escola de
Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, 2008.
O processo industrial para fabricação de MDF – Medium Density Fiberboard – utiliza como
combustível a casca de madeira Pinus, cuja queima gera um resíduo – cinzas – de
granulometria fina, que constitui um problema ambiental por conter algumas substâncias em
quantidade acima da permitida pela NBR 10004:2004, que o classifica como resíduo de classe
II A – não inerte. O objetivo geral desta pesquisa é testar a hipótese de que o resíduo – cinzas
podem ser utilizadas como fíler em misturas asfálticas, mediante a verificação das
propriedades de interesse à engenharia através de ensaios de laboratório: resistência à tração
por compressão diametral, módulo de resiliência, vida de fadiga, dano por umidade induzida,
estabilidade e fluência Marshall. Foram realizados ensaios para determinação da massa
específica das cinzas – resíduo, inclusive com picnometria de gás hélio. Primeiramente, o fíler
mineral foi substituído em massa pelo resíduo, optando-se, em função dos resultados
preliminares, pela equivalência em volume. As dosagens Marshall, para as misturas contendo
resíduo, resultaram em um teor ótimo de ligante praticamente constante, independentemente
do teor utilizado (3,5% e 6,0%). Quanto às propriedades mecânicas, nos ensaios de resistência
à tração, os maiores valores foram verificados para as misturas contendo 3,5% de fíler
mineral, enquanto as misturas contendo cinzas – resíduo – apresentaram os menores valores.
Os maiores valores de módulo de resiliência foram das misturas contendo maiores teores de
fíler, sendo que o fíler mineral resultou em maior módulo de resiliência do que o resíduo. Na
avaliação do dano por umidade induzida, apenas as misturas contendo 6,0% de fíler mineral
se mostraram não susceptíveis, enquanto que as misturas contendo resíduo foram as que
apresentaram maior susceptibilidade. O resíduo também diminuiu a vida de fadiga, sendo a
diferença para as misturas com fíler mineral mais acentuada para o menor teor de fíler. Apesar
dos resultados indicarem uma piora de características com a utilização do resíduo, os valores
obtidos ainda se situam, na maioria dos casos, acima dos limites mínimos estabelecidos pelas
normas técnicas, encorajando pesquisas adicionais, principalmente em função do problema
ambiental representado pelas cinzas da queima da casca de Pinus.
Palavras chave: mistura asfáltica; fíler mineral; cinzas residuais de MDF; reutilização;
Superpave.
v
vi
ABSTRACT
BARDINI, V. S. S. (2008). Study of the technical feasibility of the use of ash of the Pinus’
burning in hot-mix asphalt. Master Thesis (Mastering) – Escola de Engenharia de São Carlos,
Universidade de São Paulo, 2008.
The industrial production of MDF – Medium Density Fiberboard – uses Pinus wood skin as a
fuel, which, after the burning process, generates a fine gradation residue, an ash that is an
environmental problem due to the content of some substances, above the quantity allowed by
the NRB 10004:2004, and it is classified as a class II-A – non-inert product. The general
purpose of this work is to test the hypothesis that the residue can be use as a filler in hot-mix
asphalt, through the evaluation of technological properties by laboratory tests such as indirect
tension, resilient modulus, fatigue life, moisture susceptibility, Marshall Stability and creep.
The evaluation of specific gravity of the residue was done by the gas pycnometer method.
Initially, the substitution of the mineral filler by the residue was done in terms of weight, but
the preliminary results showed that the best option was the substitution in terms of volume.
The Marshall mix design for mixtures containing the residue resulted in a binder content
approximately constant for both residue contents considered in this work (3.5% and 6.0%).
The indirect tension test results showed higher values for mixtures containing 3.5% of mineral
filler, being the lowest values associated to mixtures that use residue. The higher the filler
content, the higher the resilient modulus and mixtures with mineral filler presented higher
resilient modulus values. Only the mixture with 6.0% of mineral filler passed the moisture
susceptibility test, and mixtures with residue presented higher moisture susceptibility. The
residue also weakened the fatigue life, being the difference higher for mixtures with lower
filler content. Although the results show a worsening of asphalt mixtures properties due to the
use of the residue as a filler, for most of the obtained results the value remained above the
minimum acceptable by technical standards, encouraging further researches on this subject,
mainly due to the environmental problem associated to the burning of Pinus wood skin.
Key words: hot-mix asphalt; mineral filler; MDF bottom ashes; reuse; Superpave.
vii
viii
SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO...............................................................................................1
1.1 JUSTIFICATIVA DA PESQUISA ..................................................................................2
1.2 OBJETIVOS.....................................................................................................................4
1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO .....................................................................................4
CAPÍTULO 2 – CARACTERÍSTICAS DA FABRICAÇÃO E UTILIZAÇÃO DE PAINÉIS
DE MADEIRA
...........................................................................................................................7
2.1 INTRODUÇÃO..........................................................................................................7
2.2 CLASSIFICAÇÃO DOS PAINÉIS DE MADEIRA .....................................................10
2.3 O MDF (Medium Density Fiberboard) ..........................................................................11
2.3.1 Características do MDF...............................................................................................13
2.3.2 Tipos de MDF..............................................................................................................16
2.3.3 Usos e aplicações.........................................................................................................17
2.4 PROCESSO DE PRODUÇÃO DE MDF.......................................................................18
2.5 GERAÇÃO DAS CINZAS DA QUEIMA DA CASCA DO Pinus...............................21
CAPÍTULO 3 – IMPORTÂNCIA DO FÍLER PARA AS MISTURAS ASFÁLTICAS ........25
3.1 MISTURAS ASFÁLTICAS...........................................................................................25
3.2 DEFINIÇÃO DE FÍLER ................................................................................................26
3.3 INTERAÇÕES LIGANTE ASFÁLTICO-FÍLER..........................................................28
CAPÍTULO 4 – MÉTODO BAILEY DE SELEÇÃO GRANULOMÉTRICA PARA
MISTURAS ASFÁLTICAS
.....................................................................................................35
4.1 PRINCÍPIOS DO MÉTODO BAILEY..........................................................................38
4.2 SELEÇÃO GRANULOMÉTRICA................................................................................39
4.3 ANÁLISE DA MISTURA .............................................................................................40
CAPÍTULO 5 – ESPECIFICAÇÕES SUPERPAVE...............................................................43
5.1 PROPRIEDADES DOS AGREGADOS........................................................................44
5.2 GRANULOMETRIA .....................................................................................................46
5.3 REQUISITOS VOLUMÉTRICOS DE MISTURAS ASFÁLTICAS............................49
CAPÍTULO 6 – MATERIAIS E MÉTODOS..........................................................................53
6.1 MATERIAIS UTILIZADOS..........................................................................................53
6.1.1 Ligante Asfáltico .....................................................................................................53
6.1.2 Agregado .................................................................................................................54
6.1.3 Cinzas – Resíduo .....................................................................................................55
6.2 ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS.........................................56
6.2.1 Determinação da massa específica solta do agregado graúdo.................................56
6.2.2 Determinação da massa específica compactada do agregado fino..........................58
6.2.3 Determinação da massa específica real, massa específica aparente e absorção do
agregado graúdo
...............................................................................................................59
6.2.4 Determinação da massa específica real, massa específica aparente e absorção do
agregado miúdo
................................................................................................................62
6.2.5 Determinação da massa específica real do fíler.......................................................66
6.3 PICNOMETRIA DE GÁS .............................................................................................68
ix
6.4 DOSAGEM MARSHALL............................................................................................. 71
6.4.1 Propriedades Volumétricas ..................................................................................... 75
6.4.2 Estabilidade e Fluência Marshall............................................................................ 78
6.5 DENSIDADE MÁXIMA TEÓRICA E ABSORÇÃO DE MISTURAS ASFÁLTICAS
ATRAVÉS DO MÉTODO RICE
........................................................................................ 79
6.6 ENSAIOS PARA AVALIAÇÃO DE MISTURAS ASFÁLTICAS ............................. 82
6.6.1 Ensaio de Módulo de Resiliência............................................................................ 82
6.6.2 Resistência à Tração................................................................................................ 85
6.6.3 Ensaio de Fadiga..................................................................................................... 87
6.6.4 Dano por Umidade Induzida................................................................................... 91
6.7 ENSAIOS AMBIENTAIS ............................................................................................. 93
6.7.1 Ensaio de massa bruta............................................................................................ 94
6.7.2 Procedimento para obtenção de extrato lixiviado de resíduos sólidos.................... 95
6.7.3 Procedimento para obtenção de extrato solubilizado de resíduos sólidos .............. 95
CAPÍTULO 7 – APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS.............................. 97
7.1 CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS................................................................. 97
7.2 CARACTERIZAÇÃO DO RESÍDUO .......................................................................... 97
7.3 CURVA GRANULOMÉTRICA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS............................ 98
7.4 DOSAGEM MARSHALL DAS MISTURAS ASFÁLTICAS ................................... 101
7.5 ENSAIOS EXPLORATÓRIOS................................................................................... 110
7.6 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO....................................................................................... 113
7.7 MÓDULO DE RESILIÊNCIA.................................................................................... 114
7.8 RELAÇÃO MR/RT ..................................................................................................... 115
7.9 VIDA DE FADIGA ..................................................................................................... 116
7.10 DANO POR UMIDADE INDUZIDA....................................................................... 124
7.11 ANÁLISE MECANÍSTICA ...................................................................................... 126
7.12 ESTABILIDADE E FLUÊNCIA MARSHALL ....................................................... 130
CAPÍTULO 8 – CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS........ 133
8.1 CONCLUSÕES ........................................................................................................... 133
8.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ....................................................... 136
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................................................... 137
APÊNDICE – EXEMPLO DE SELEÇÃO............................................................................ 149
GRANULOMÉTRICA PELO MÉTODO BAÍLEY ............................................................. 149
ANEXO A – ENSAIO DE PICNOMETRIA DE GÁS HÉLIO ............................................ 159
ANEXO B – ANÁLISE DO RESÍDUO................................................................................ 161
x
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1. Classificação dos painéis à base de madeira........................................................10
Figura 2.2. Consumo Mundial de MDF – 2004.....................................................................12
Figura 2.3. Painéis de MDF (Medium Density Fiberboard)..................................................14
Figura 2.4. Aplicação doméstica do MDF..............................................................................18
Figura 2.5. Etapas de Produção do MDF...............................................................................18
Figura 2.6. Processo de Produção do MDF............................................................................21
Figura 2.7. Multiciclones para Captação das Cinzas..............................................................22
Figura 2.8. Depósito das Cinzas – Resíduo............................................................................23
Figura 5.1. Especificação Superpave: zona de restrição e pontos de controle.......................48
Figura 6.1. Granulometria dos Agregados – Especificação Superpave.................................55
Figura 6.2. Granulometria dos Agregados.............................................................................55
Figura 6.3. Cinzas Resultantes da Queima da Casca de Pinus...............................................56
Figura 6.4. Cilindro Utilizado no Ensaio de Determinação da Massa Específica Solta .......58
Figura 6.5. Cilindro Utilizado no Ensaio de Determinação da Massa Específica
Compactada..........................................................................................................59
Figura 6.6. Secagem Superficial do Agregado Graúdo..........................................................61
Figura 6.7. Passagem de Corrente de Ar Quente....................................................................63
Figura 6.8. Condição Saturada Seca Superficialmente..........................................................64
Figura 6.9. Frasco de Lê Chatelier.........................................................................................67
Figura 6.10. Picnômetro de gás hélio.......................................................................................69
Figura 6.11. Massas utilizadas para calibração do sistema......................................................70
Figura 6.12. Curva Viscosidade Brookfield versus Temperatura do Ligante Asfáltico..........72
Figura 6.13. Compactador Marshall.........................................................................................75
Figura 6.14. Prensa para Ensaio de Estabilidade e Fluência Marshall.....................................79
Figura 6.15. Preparação da Amostra para o Ensaio de Absorção............................................80
Figura 6.16. Conjunto kitassato modificado, Água e Mistura Asfáltica..................................80
Figura 6.17. Estado de Tensões no Carregamento Diametral..................................................86
Figura 6.18. Esquema do ensaio de fadiga...............................................................................88
Figura 7.1. Curva Granulométrica Bailey (3,5% de fíler)......................................................99
Figura 7.2. Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (3,5% de fíler).................100
Figura 7.3. Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (6,0% de fíler).................101
Figura 7.4. Dosagem Marshall – Densidade aparente versus teor de asfalto (Método
Bailey)................................................................................................................102
Figura 7.5. Dosagem Marshall – Volume de vazios versus teor de asfalto (Método
Bailey)................................................................................................................103
Figura 7.6. Dosagem Marshall – Vazios do agregado mineral versus teor de asfalto (Método
Bailey)................................................................................................................103
Figura 7.7. Dosagem Marshall – Relação betume-vazios versus teor de asfalto (Método
Bailey)................................................................................................................103
Figura 7.8. Dosagem Marshall – Estabilidade versus teor de asfalto (Método
Bailey)................................................................................................................104
Figura 7.9. Dosagem Marshall – Fluência versus teor de asfalto (Método
Bailey)................................................................................................................104
xi
Figura 7.10. Dosagem Marshall – Densidade aparente versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)....................................................................................................................105
Figura 7.11. Dosagem Marshall – Volume de vazios versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)....................................................................................................................105
Figura 7.12. Dosagem Marshall – Vazios do agregado mineral versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)....................................................................................................................106
Figura 7.13. Dosagem Marshall – Relação betume-vazios versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)....................................................................................................................106
Figura 7.14. Dosagem Marshall – Estabilidade versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)....................................................................................................................106
Figura 7.15. Dosagem Marshall – Fluência versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)....................................................................................................................107
Figura 7.16. Dosagem Marshall – Densidade aparente versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)....................................................................................................................108
Figura 7.17. Dosagem Marshall – Volume de vazios versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)....................................................................................................................108
Figura 7.18. Dosagem Marshall – Vazios do agregado mineral versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)....................................................................................................................108
Figura 7.19. Dosagem Marshall – Relação betume-vazios versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)....................................................................................................................109
Figura 7.20. Dosagem Marshall – Estabilidade versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)....................................................................................................................109
Figura 7.21. Dosagem Marshall – Fluência versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)....................................................................................................................109
Figura 7.22. Variação da resistência tração em função da quantidade e do tipo de
fíler.....................................................................................................................113
Figura 7.23: Variação do módulo de resiliência em função da quantidade e tipo de
fíler.....................................................................................................................115
Figura 7.24. Relação MR/RT em função da quantidade e do tipo de fíler.............................116
Figura 7.25. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 3,5% de fíler mineral..........................................................................117
Figura 7.26. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 3,5% de fíler mineral..........................................................................118
Figura 7.27. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 6,0% de fíler mineral..........................................................................119
Figura 7.28. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 6,0% de fíler mineral..........................................................................119
Figura 7.29. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 3,5% de resíduo..................................................................................120
Figura 7.30. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 3,5% de resíduo..................................................................................121
Figura 7.31. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 6,0% de resíduo.................................................................................122
Figura 7.32. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 6,0% de resíduo..................................................................................122
Figura 7.33. Número de ciclos em função da diferença de tensões para corpos-de-prova
contendo diferentes quantidades e tipos de fíler................................................123
Figura 7.34. Número de ciclos em função da deformação resiliente para corpos-de-prova
contendo diferentes quantidades e tipos de fíler................................................124
Figura 7.35. Valores de resistência a tração retida (RTR) das misturas.................................125
xii
Figura 7.36. Valores de módulo de resiliência retida (RTR) das misturas.............................126
Figura 7.37. Esquema da estrutura e carregamentos da simulação para análise estrutura
mecanística.........................................................................................................128
Figura 7.38. Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 1..................................129
Figura 7.39. Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 2..................................130
Figura 7.40. Variação da estabilidade em função da quantidade e tipo de fíler.....................131
Figura 7.41. Variação da fluência em função da quantidade e tipo de fíler............................132
xiii
xiv
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 - Grupos e principais tipos de painéis.......................................................................8
Tabela 2.2 - Classificação das chapas de fibras ......................................................................11
Tabela 5.1 - Especificações Superpave: requisitos das propriedades de consenso ..................46
Tabela 5.2 - Pontos de controle conforme o Diâmetro Máximo Nominal ...............................48
Tabela 5.3 - Zona de restrição de acordo com o Diâmetro Máximo Nominal..........................48
Tabela 5.4 - Requisitos de VAM da especificação Superpave ................................................50
Tabela 5.5 - Fatores de graduação para correção do VAM .....................................................51
Tabela 5.6 - Requisitos Superpave para RBV .........................................................................52
Tabela 6.1 - Caracterização do Ligante Asfáltico CAP 50/70 ................................................53
Tabela 6.2 - Granulometria dos Agregados ............................................................................54
Tabela 6.3 - Capacidade do Recipiente para Determinação da Massa Específica Solta...........57
Tabela 6.4 - Quantidade do Material da Amostra para Determinação da Densidade do
Agregado Graúdo ...............................................................................................60
Tabela 6.5 - Temperaturas do Ligante Asfáltico, do Agregado e de Compactação ................72
Tabela 7.1 - Características Físicas dos Agregados ................................................................97
Tabela 7.2 - Valores de densidade real do resíduo – cinzas ...................................................98
Tabela 7.3 - Curva Granulométrica Bailey (3,5% de fíler) ..................................................... 99
Tabela 7.4 - Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (3,5% de fíler)..................100
Tabela 7.5 - Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (6,0% de fíler)..................101
Tabela 7.6 - Dosagem Marshall (Método Bailey – 3,5% de fíler) .........................................102
Tabela 7.7 - Dosagem Marshall (3,5% de fíler) .....................................................................105
Tabela 7.8 - Dosagem Marshall (6,0% de fíler) .....................................................................107
Tabela 7.9 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 3,5% de resíduo (em
massa) ................................................................................................................111
Tabela 7.10 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 6,0% de resíduo (em
massa) ................................................................................................................111
Tabela 7.11 - Volume dos corpos-de-prova contendo diferentes tipos de fíler .....................112
Tabela 7.12 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 3,5% de resíduo (em
volume) .............................................................................................................112
Tabela 7.13 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 6,0% de resíduo (em
volume) .............................................................................................................112
Tabela 7.14 - Valores médios de resistência à tração ...........................................................113
Tabela 7.15 - Valores médios de módulo de resiliência ........................................................114
Tabela 7.16 - Relação MR/RT em função da quantidade e do tipo de fíler ...........................116
Tabela 7.17 - Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 3,5% de
fíler mineral ......................................................................................................117
Tabela 7.18 - Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 6,0% de
fíler mineral .......................................................................................................118
Tabela 7.19 - Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 3,5% de
resíduo ...............................................................................................................120
Tabela 7.20 - Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 6,0% de
resíduo ...............................................................................................................121
xv
Tabela 7.21 - Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida – resistência à tração..124
Tabela 7.22 - Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida – módulo de
resiliência...........................................................................................................125
Tabela 7.23 - Características das camadas das duas estruturas utilizadas na análise mecanística
............................................................................................................................127
Tabela 7.24 - Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 1 ................................129
Tabela 7.25 - Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 2 ................................129
Tabela 7.26 - Valores médios de estabilidade Marshall ........................................................130
Tabela 7.27 - Valores médios de fluência Marshall ...............................................................131
xvi
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
a Porcentagem passada na peneira 0,30mm e retida na peneira 0,075 mm
A Massa da amostra de agregado graúdo seca em estufa determinada ao ar;
Porcentagem passada na peneira 4,76 mm e retida na peneira 0,30 mm; Massa
da amostra seca
AASHTO American Association of State Highway and Transportation Officials
Abs
f
Absorção de água do agregados finos
Abs
g
Absorção de água do agregado graúdo
A
bs
Porcentagem de ligante absorvido por massa de agregado
ABIPA Associação Brasileira da Indústria de Painéis de Madeira
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
Af Massa da amostra de agregado fino, seca em estufa, determinada ao ar
AF Contribuição do pó de pedra
AF
ft
Quantidade final de agregado fino na mistura
Ag Massa da amostra de agregado graúdo, seca em estufa, determinada ao ar
AG Proporção de agregados graúdos; Quantidade de agregado graúdo na mistura
AG
p
Quantidade de agregados na mistura
AG
1
Contribuição da pedra1
AG
2
Contribuição do pedrisco
AG
1f
Quantidade corrigida de pedra 1 na mistura
AG
2f
Quantidade corrigida de pedrisco na mistura
ASTM American Society for Testing and Materials
b Porcentagem de asfalto, em peso, na amostra total
B Massa do picnômetro cheio de água
Bg Massa da amostra de agregado graúdo determinada ao ar
xvii
BTU Unidade térmica britânica
C Concentração volumétrica do sistema fíler-betume
Cg Massa da amostra de agregado graúdo determinada submersa na água
CAF Contribuição total dos agregados finos na mistura
CAG Contribuição total dos agregados graúdos na mistura
CAG
1
Contribuição da pedra 1 na mistura
CAG
2
Contribuição do pedrisco na mistura
CAP Cimento asfáltico de petróleo
CAP
p
Quantidade do ligante na mistura
CBUQ Concreto Betuminoso Usinado a Quente
CNT Confederação Nacional dos Transportes
Cs Concentração crítica de fíler
D Massa do picnômetro preenchido com água; Diâmetro do corpo-de-prova
Dap Densidade aparente do corpo-de-prova
Db Densidade do asfalto
Df Densidade do fíler; Massa do picnômetro com agregado fino e água
DNER Departamento nacional de estradas de rodagem
DMN Diâmetro máximo nominal
DMT Densidade máxima teórica da mistura
DMT
R
Densidade máxima teórica determinada pelo Método Rice
E Estabilidade; Massa do conjunto picnômetro, água e amostra
ESALs Equivalet Single Axle Loads
f Porcentagem passada na peneira 0,075 mm; Porcentagem de fíler, em peso, na
amostra total
F Fluência; Carga vertical repetida aplicada diametralmente no corpo-de-prova;
Carga aplicada; Carga de ruptura
xviii
FAF Proporção fina dos agregados finos
FC Fator de controle
FF Quantidade passante na peneira 0,075mm do agregado fino
FG
1
Quantidade passante na peneira 0,075mm da pedra 1
FG
2
Quantidade passante na peneira 0,075mm do pedrisco
FM Quantidade de fíler na mistura calculada
FM
dês
Quantidade de fíler desejado na mistura
FR Chapas de MDF resistentes ao fogo
g Porcentagem passada na peneira 9,5 mm e retida na peneira 4,76 mm
G Porcentagem retida na peneira 9,5 mm
GAF Proporção graúda dos agregados finos
G
sb1
Massa específica da pedra 1
G
sb2
Massa específica do pedrisco
H Altura do corpo-de-prova
HD Chapas de MDF de maior resistência mecânica
IDOT Departamento de Transportes de Illinois
Kg Quilograma
kgf Quilograma-força
LVDT Linear Variable Differential Transducer
m Módulo de riqueza em asfalto; Metro
Ma Massa ao ar do corpo-de-prova
Mcc Massa do cilindro com agregado graúdo
Mcf Massa do cilindro com agregado fino
Mcv Massa do cilindro vazio
MDF Medium Density Fiberboard
xix
ME Metodologia de Ensaio
MEC Massa específica compactada do agregado fino
MEE
f
Massa específica escolhida do agregado fino
MEE
g
Massa específica escolhida de cada agregado graúdo
MEE
g1
Massa específica escolhida da pedra1
MEE
g2
Massa específica escolhida do pedrisco
MEM Massa específica da mistura
MES Massa específica solta do agregado graúdo
MES
d
Quantidade desejada da massa específica solta
M
fíler
Massa do material
Mi Massa imersa do corpo-de-prova
MR Módulo de resiliência
NBR Norma Brasileira
N
D
Número de aplicações de carga até a ruptura do corpo-de-prova, em função da
deformação resiliente
N
T
Número de aplicações de carga até a ruptura do corpo-de-prova, em função da
diferença de tensões
PAG Proporção dos agregados graúdos
P
ca
Porcentagem de cimento asfáltico
PCF
1
Quantidade contribuinte da peneira 0,075 mm da pedra 1
PCF
2
Quantidade contribuinte da peneira 0,075 mm do pedrisco
PCFf Quantidade contribuinte da peneira 0,075 mm do agregado fino
PCP Peneira de controle primário
PCP
p
Quantidade passada na peneira de controle primário
PCS Peneira de controle secundário
PCS
p
Quantidade passada na peneira de controle secundário
xx
PCT Peneira de controle terciário
PCT
p
Quantidade passada na peneira de controle terciário
PFAF Proporção fina dos agregados finos
PFG
1
Quantidade de finos na pedra 1
PFG
2
Quantidade de finos no pedrisco
PGAF Proporção graúda dos agregados finos
PGF Quantidade de graúdos no agregado fino
PM Peneira média
PM
p
Quantidade passada na peneira média
PVC Poli Cloreto de Vinila
QAF Quantidade de pó de pedra retida na PCP
QAG
1
Quantidade de pedra 1 passante na PCP
QAG
2
Quantidade de pedrisco passante na PCP
RBV Relação betume-vazios
RT Resistência à tração
RTR Resistência à tração retida
RTC Resistência à tração após o condicionamento
S Superfície específica do agregado
S
f
Massa da amostra de agregado fino na condição saturada seca superficialmente
SHRP Strategic Highway Research Program
Superpave Superior Performing Asphalt Pavements
T Temperatura
T
ca
Teor de cimento asfáltico
T´
ca
Teor de cimento asfáltico corrigido
%b Porcentagem de asfalto, em peso, na amostra total
xxi
%f Porcentagem de fíler, em peso, na amostra total
UR Chapas de MDF resistentes à umidade
VAG Vazios no agregado graúdo
VAM Vazios no agregado mineral
Vb Volume de asfalto nos poros
Vc Volume do cilindro
V
ca
Volume de vazios preenchido pelo ligante asfáltico
Vf Volume real de fíler
Vol
desl
Volume do líquido deslocado
Vv Volume de vazios
∆ Deformação
∆σ Diferença de tensões no centro do corpo-de-prova
∆ε Diferença de deformações no centro do corpo-de-prova
δ
am
Densidade real do agregado mineral
εi Deformação resiliente
ε
t
Deformação específica recuperável
µ Coeficiente de Poisson.
ρ
real
Massa específica real do fíler
ρ Massa específica real do agregado fino
ρ
água
Massa específica da água
ρ
ap
Massa específica aparente do agregado
ρ
apf
Massa específica aparente do agregado fino
ρ
apg
Massa específica aparente do agregado graúdo
ρ
AG
Massa específica dos agregados
ρ
CAP
Massa específica do ligante asfáltico
xxii
ρ
ef
Massa específica efetiva do agregado
ρ
rf
Massa específica real do agregado fino
ρ
rfíler
Massa específica real do fíler
ρ
rg
Massa específica real do agregado graúdo
σ
c
Tensão de compressão
σ
t
Tensão de tração
k
1
, k
2
, k
3,
k
4
Parâmetros determinados por regressão no ensaio de vida de fadiga
xxiii
xxiv
“Não basta saber, deve-se também aplicar.
Não é suficiente querer, deve-se também fazer.”
Johann Wolfgang von Goethe
xxv
1
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO
Desenvolvimento sustentável é atender às necessidades da geração atual sem comprometer as
futuras gerações no atendimento das suas próprias necessidades. Essa preocupação com o
meio ambiente traz a necessidade de que as empresas compatibilizem o desenvolvimento
econômico com a preservação do meio ambiente.
Todas as empresas devem buscar não só a otimização dos recursos utilizados, mas também a
minimização dos impactos ambientais decorrentes dos seus processos, ou seja, os aspectos
ambientais são de fundamental importância para o planejamento estratégico de uma empresa.
Impacto ambiental é toda a ação ou atividade de uma organização, quer adversa ou benéfica,
que produz alterações em todo o meio ambiente ou apenas em alguns de seus componentes.
Toda atividade econômica industrial gera resíduos e o ideal é a redução dessa geração através
de tecnologias limpas, com processos que reduzam a emissão de poluentes, mas a recuperação
e reciclagem desses resíduos, para serem utilizados em outros processos ou produtos, também
constituem alternativas que devem ser desenvolvidas.
O crescimento industrial interfere no meio ambiente, principalmente através da extração de
matéria-prima, que após passar pelo processo produtivo das empresas gera resíduos, que
muitas vezes acabam dispostos em aterros não monitorados. Assim, as empresas que optam
por atender à legislação ambiental devem gerenciar seus resíduos, não como lixo, mas como
um desperdício passível de eliminação ou redução e, também, como fonte de matéria-prima
para novos produtos.
2
O desenvolvimento sustentável deve ser tomado como meta para que uma nação possa crescer
e evoluir, garantindo uma vida adequada às gerações futuras. Com base nesse conceito e na
utilização de técnicas de reuso e reciclagem, muitos dos rejeitos, outrora considerados lixo,
podem se tornar matéria-prima, fazendo com que a exploração dos recursos naturais e o
montante de resíduo descartado no meio ambiente diminuam.
1.1 JUSTIFICATIVA DA PESQUISA
O MDF (Medium Density Fiberboard) é uma chapa fabricada a partir da aglutinação de fibras
de madeira com resinas sintéticas e ação conjunta de temperatura e pressão. É um produto
relativamente novo, tendo sido fabricado pela primeira vez no início dos anos 60 nos Estados
Unidos. Em meados da década de 70 chegou à Europa, quando passou a ser produzido na
antiga República Democrática Alemã e, posteriormente (1977), foi introduzido na Europa
Ocidental através da Espanha. No Brasil, a primeira indústria iniciou sua produção no
segundo semestre de 1997.
O dinamismo do mercado interno, o potencial de oferta de matéria-prima e as dimensões do
Brasil colocam a indústria nacional de painéis de madeira em situação privilegiada para
expansão. A indústria de painéis é de relevante importância para a economia brasileira, não só
pela geração de empregos, como também pelo dinamismo que irradia, especialmente para os
setores moveleiros e de construção civil.
Efetivamente o mercado brasileiro de produtos de origem florestal passou a ser extremamente
atrativo, em face das altas taxas de crescimento apresentadas. Segundo a ABIPA – Associação
3
Brasileira da Indústria de Painéis de Madeira, a produção de MDF nos anos de 2005 e 2006
foi, respectivamente, de 1,4 e 1,7 milhões de m
3
.
O processo industrial para fabricação de MDF utiliza como combustível a queima da casca de
madeira Pinus. Após a queima, é gerado um resíduo, cinzas, de granulometria fina, que se
torna um grave problema ambiental, pois apresenta algumas substâncias em quantidade acima
da permitida pela NBR 10004:2004, sendo classificada como resíduo classe II A– não inerte.
A produção do resíduo dessa queima é de, aproximadamente, 2,57 kg de cinzas para a
produção de 1m
3
de chapas de MDF, com geração anual estimada de 4300 toneladas.
O reaproveitamento das cinzas no reuso ou reciclagem traz grandes benefícios para o meio
ambiente e para as indústrias, contribuindo para a diminuição da poluição e a quantidade de
recursos naturais utilizados, além de minimizar a problemática das indústrias com o destino
final do resíduo, pois a remoção das cinzas para aterros industriais contribui para aumentar o
custo final do produto, devido ao custo do transporte e ao pagamento de taxas para disposição.
A malha rodoviária nacional, segundo uma pesquisa da Confederação Nacional dos
Transportes (CNT, 2007), em seus diversos níveis (federal, estadual e municipal), é de
aproximadamente 1,6 milhões de quilômetros, porém somente 196 mil quilômetros estão
pavimentados, ou seja, pouco mais de 10% do total. Com o potencial que o Brasil possui no
setor de estradas, a grande quantidade de resíduo gerado e a expansão do mercado de painéis
de madeira motivaram o estudo da inserção das cinzas em misturas asfálticas.
4
1.2 OBJETIVOS
O objetivo geral desta pesquisa é testar a hipótese de que as cinzas da queima da casca de
Pinus podem ser utilizadas como agregado fino em misturas asfálticas, mediante a avaliação
de propriedades de interesse à engenharia, através de ensaios de laboratório.
Os objetivos específicos deste trabalho são:
• Estudar o efeito de diferentes porcentagens de resíduo utilizado em substituição ao
agregado;
• Avaliar o desempenho das misturas asfálticas contendo o resíduo quanto às propriedades
mecânicas e comparar com as misturas de “controle” (sem resíduo).
1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO
Este trabalho está dividido em 8 capítulos, incluindo esta introdução (Capítulo 1). O Capítulo
2 apresenta uma revisão bibliográfica que aborda as vantagens dos painéis de madeira, dando
ênfase ao MDF, suas características, utilizações, processo de fabricação, dentro do qual está a
geração do resíduo estudado, e um panorama do mercado atual desse segmento.
O Capítulo 3 destaca a importância do fíler mineral para o desempenho de misturas asfálticas,
abordando, particularmente, a interação do fíler com o ligante asfáltico. O Capítulo 4 descreve
os princípios do Método Bailey de seleção granulométrica, que analisa as misturas por três
parâmetros relacionados aos agregados pétreos: proporção de agregados graúdos, proporção
graúda dos agregados finos, proporção fina dos agregados finos. No Capítulo 5 faz-se uma
5
revisão dos conceitos das especificações Superpave, particularmente no que diz respeito às
propriedades dos agregados, à granulometria e aos requisitos volumétricos das misturas
asfálticas.
O Capítulo 6 trata da caracterização dos materiais utilizados - ligante asfáltico, agregados e
resíduo - da definição da curva granulométrica através do método Bailey, da dosagem e
compactação das misturas asfálticas através do método Marshall, dos ensaios de
caracterização mecânica das misturas asfálticas (resistência à tração, módulo de resiliência,
vida de fadiga e dano por umidade induzida) e dos ensaios ambientais necessários para a
avaliação do resíduo utilizado. No Capítulo 7 são apresentados os resultados e as análises
realizadas e no Capítulo 8 são feitas as conclusões e as sugestões para trabalhos futuros com a
utilização das cinzas da queima da casca de Pinus em misturas asfálticas.
6
7
CAPÍTULO 2 – CARACTERÍSTICAS DA FABRICAÇÃO E
UTILIZAÇÃO DE PAINÉIS DE MADEIRA
2.1 INTRODUÇÃO
A utilização de produtos de madeira e seus derivados apresenta uma série de vantagens em
relação a outros materiais de construção: é um material renovável, disponível
abundantemente, biodegradável ou durável, dependendo do tratamento, reciclável e que
imobiliza carbono proveniente da atmosfera em sua estrutura. Outras vantagens da madeira
são a alta resistência em relação à massa específica e a boa trabalhabilidade.
Para produzir produtos madeireiros consome-se menor quantidade de energia em comparação
à produção de aço, plástico e materiais à base de cimento. A grande vantagem da utilização de
painéis a base de madeira é elucidada quando comparamos sua utilização com materiais não-
renováveis, como alvenaria, aço, plástico e alumínio. Um consistente parâmetro de
comparação é a demanda de energia para a extração, produção e transporte de cada material.
A utilização de uma tonelada de MDF, no fechamento de paredes, resulta numa necessidade
líquida de energia é de 8,49 milhões de BTU (9*10
9
J), a utilização de alumínio demandará
34,08 milhões de BTU (36*10
9
J) e por fim, a utilização de alvenaria para o mesmo fim,
183,28 milhões de BTU (190*10
9
J) (KOCH, 1992).
Por sua vez, a utilização de painéis a base de madeira permite manter muitas vantagens da
madeira sólida, adicionando outras como: dimensões dos painéis não estritamente
relacionadas às dimensões das árvores; pode-se agregar valor a materiais de baixa aceitação
8
como resíduos de serrarias e desbastes; possibilidade de eliminar muitos defeitos provenientes
da anatomia da árvore como nós, medulas e desvios da grã, conferindo ao produto final
homogeneidade muito maior que a encontrada na madeira serrada (MALONEY, 1989).
Os painéis a base de madeira apresentam uma série de vantagens inerentes a esta matéria-
prima, como renovabilidade, boa resistência em relação à massa específica, elevada
disponibilidade, reciclabilidade, capacidade de imobilizar em sua massa grande quantidade de
gás carbônico proveniente da atmosfera e demandam menor quantidade de energia para
produção, transporte e instalação (SOCIETY OF WOOD SCIENCE AND TECHNOLOGY,
1997).
A tecnologia desenvolvida para a fabricação de painéis reconstituídos permite utilizar, como
matéria-prima, subprodutos da indústria madeireira, por exemplo, costaneiras ou madeira de
diâmetro reduzido proveniente de desbastes, agregando valor a este material e diminuindo a
demanda de madeira industrial e a pressão sobre os recursos naturais (MALONEY, 1989).
Os painéis de madeira são distribuídos em dois grandes grupos denominados sólidos e
reconstituídos. Os mais importantes tipos de painéis encontrados em cada um dos grupos
podem ser visualizados na Tabela 2.1.
Tabela 2.1 - Grupos e principais tipos de painéis
Sólidos Reconstituídos
Aglomerado
MDF
OSB
Compensados
Chapa de Fibra
9
Observa-se mundialmente, com a substituição de florestas nativas por florestas plantadas, um
aumento expressivo na produção e consumo de painéis a base de madeira. Entre eles, destaca-
se o MDF (Medium Density Fiberboard), um dos painéis à base de madeira mais avançados
tecnologicamente. Os painéis MDF são formados por processos de prensagem a seco e
utilizam como matéria-prima madeira desfibrada termomecanicamente com a adição de resina
sintética, geralmente uréia-formaldeído, além de outros aditivos em menor quantidade. Estes
painéis são prensados a quente e sua densidade varia de 500 a 800 kg/m
3
.
Os produtos derivados de madeira é uma proposta interessante na ampliação dos materiais a
serem empregadas na indústria da construção civil, moveleira e outras. O Brasil apresenta
condições favoráveis para se tornar um importante produtor mundial de painéis de madeira,
isto porque possui tecnologia que possibilita o uso de resíduos de processamento da madeira.
Os principais países produtores de painéis de madeira encontram-se na América do Norte e
Europa, que são também os principais consumidores, em que a única exceção é o
compensado, onde países do sudeste asiático é destaque. O Brasil tem uma pequena
participação, tanto na produção nacional como no mercado internacional. O único destaque é
a chapa dura de fibra e, de certa forma, o compensado de madeira tropical. Enquanto alguns
produtos de madeira estão em declínio ou crescendo a taxas bastante reduzidas, a produção
mundial de painéis vem crescendo a taxas médias superiores a 3% ao ano e, em alguns países,
como é o caso do Brasil projetam-se para a próxima década taxas anuais de crescimento
acima de 6%.
Uma grande parte dos novos investimentos em unidades de produção de painéis está sendo
orientada para países emergentes. Em princípio, disponibilidade de matéria-prima e existência
10
de um mercado local têm sido fatores importantes no processo decisivo para a localização dos
novos e substanciais investimentos. O crescimento das indústrias de painéis de madeira vem
sendo feito por empresas nacionais e também por estrangeiras.
2.2 CLASSIFICAÇÃO DOS PAINÉIS DE MADEIRA
São apresentadas na literatura muitas formas de classificação dos painéis a base de madeira. A
grande maioria classifica estes produtos segundo a transformação da madeira em lâminas,
partículas ou fibras; tipo de processo seco ou úmido e densidade final do produto.
A Figura 2.1 mostra uma forma de classificação dos painéis à base de madeira, baseada em
Suchsland & Woodson (1987).
Figura 2.1. Classificação dos painéis à base de madeira
11
Segundo a Fao (1958), as chapas de fibras são classificadas de acordo com o uso de pressão
ou não no processo de fabricação, bem como com a densidade das chapas prontas, que pode
ser visto na Tabela 2.2.
Tabela 2.2 - Classificação das chapas de fibras
Chapa de Fibra Densidade
Chapa isolante semi-rígida 0,02 - 0,15
Não-comprimida
Chapa isolante rígida 0,15 - 0,40
Chapa de fibra de média densidade 0,40 - 0,80
Chapa dura 0,80 - 1,20
Comprimida
Chapa dura especialmente densificada 1,20 - 1,45
Fonte: FAO (1958)
2.3 O MDF (Medium Density Fiberboard)
Segundo o Forest Products Laboratory (1999), a tecnologia utilizada na manufatura do MDF é
uma combinação dos processos produtivos a seco das chapas de partículas e processo úmido
das chapas duras de fibras. A determinação das propriedades físicas e mecânicas do material
tem o objetivo definir as aplicações mais adequadas do produto.
Há diversas normas que estabelecem valores referenciais procurando definir um padrão de
qualidade na produção de MDF, porém não há norma brasileira definindo uma classificação
dos painéis MDF. A densidade é uma característica física importante, pois permite classificar
o painel de madeira com base no mercado.
Tanto em nível nacional como internacional os painéis de madeira continuarão crescendo em
taxas superiores aos demais produtos de madeira. A produção de painéis ainda irá pertencer
aos principais produtores anuais por um tempo, mas o crescimento da produção nos países em
12
desenvolvimento será decorrência de uma série de fatores, entre elas a disponibilidade de
matéria-prima em quantidade e qualidade adequada, a competitividade resultante de menores
custos operacionais, e a abertura destes novos mercados.
É um produto relativamente novo foi fabricado pela primeira vez ao início dos anos 60 nos
Estados Unidos. Em meados da década de 70 chegou à Europa, quando passou a ser
produzido na antiga República Democrática Alemã e, posteriormente (1977) foi introduzido
na Europa Ocidental através da Espanha.
Pode-se verificar que a produção mundial duplicou entre 1996 e 2000, o que corresponde a
um crescimento médio anual em torno de 18%. Entre os maiores produtores de MDF
destacam-se Estados Unidos, Alemanha e China, que juntos correspondem a 39% do volume
produzido. Durante este período foram acima de 30% ao ano os acréscimos de produção
verificados na Alemanha, França, China e Brasil. A produção brasileira no ano de 2000
representou 2% do volume mundial. A Figura 2.2 mostra a distribuição do consumo mundial
de MDF no ano de 2004.
Figura 2.2. Consumo Mundial de MDF – 2004
Fonte:
http://www.abipa.org.br (2007)
13
No Brasil a primeira indústria iniciou sua produção no segundo semestre de 1997 pela
empresa Duratex, unidade Agudos/SP, posteriormente, começaram a operar Tafisa (final de
1998), localizada em Pien/PR, unidade Masisa (início de 2001), situada em Ponta Grossa/PR
e Placas do Paraná (final de 2001), localizada em Jaguariaíva/PR.
A produção nacional, que em 2001 atingiu 609 mil m
3
, estava voltada totalmente para o
mercado interno e ainda não foi suficiente para eliminar as importações que, naquele ano,
atingiram 24 mil m
3
, correspondente a 3,8% do consumo.
Segundo a ABIPA – Associação Brasileira da Indústria de Painéis de Madeira, a produção de
MDF nos últimos dois anos, de 2005 e 2006, foi respectivamente de 1,4 e 1,7 milhões de m
3
.
As empresas fabricantes do segmento têm uma capacidade nominal instalada de 2,0 milhões
de m
3
/ano.
O Brasil tem grandes perspectivas de se tornar um grande produtor de painéis. Os novos
perfis dos painéis reconstituídos no Brasil, representado atualmente pelo MDF poderão mudar
o perfil de consumo no Brasil.
2.3.1 Características do MDF
Os painéis MDF são definidos pela ASTM-D1554 (1974) e por Maloney (1996) como
“painéis fabricadas a seco, feitos com fibras lignocelulósicas combinadas com uma resina
sintética ou outro agente ligante, compactados a uma densidade entre 0,50 e 0,80 g/cm
3
por
prensagem a quente, num processo em que a totalidade da colagem entre as fibras é criada
pelo adesivo adicionado” (Figura 2.3).
14
Figura 2.3. Painéis de MDF (Medium Density Fiberboard)
Uma característica favorável presente nos painéis MDF é a maior densidade nas faces, que é a
região mais solicitada quando o painel trabalha sob o esforço de flexão estática. A menor
quantidade de espaços vazios permite a pintura de maneira mais econômica e superfícies
usinadas com menor rugosidade. O MDF possui consistência e algumas características
mecânicas que se aproximam às da madeira maciça.
De uma forma geral os painéis MDF apresentam maior estabilidade dimensional que os
painéis de partículas ou aglomerados (GRIGORIOU, 1983 e SUCHSLAND et al. 1978), o
que é explicado pelo menor teor de umidade no equilíbrio com o ambiente, pela estrutura do
painel e pelo baixo potencial de sorção (NIEMZ & POBLETE, 1996; JENSEN & KEHR,
1995 e XU & SUCHLAND, 1991).
Segundo uma classificação apresentada por Benaduce (1998), os painéis MDF, quando
comparados com aglomerados, chapas duras e compensados, quanto às operações de corte,
usinabilidade de borda e de superfície, curvagem (quando frios), torneamento, furação,
15
pintabilidade, revestimento plano e revestimento trabalhado, apresentaram desempenho
inferior apenas em relação às chapas duras e, somente, nas operações de curvagem e
pintabilidade.
As características finais de um painel MDF, sejam físicas, mecânicas, ambientais etc., são
influenciadas por uma série de características relacionadas à matéria-prima, ao processo e aos
produtos incorporados aos painéis (MALONEY, 1989).
O MDF é um produto homogêneo, uniforme, estável, de superfície plana e lisa que oferece
boa trabalhabilidade, alta usinabilidade para encaixar, entalhar, cortar, parafusar, perfurar e
moldurar, economia quanto à redução no uso de tintas, tingidores, laca e vernizes, economia
no consumo de adesivo por metro quadrado, além de apresentar ótima aceitação para receber
revestimentos com diversos acabamentos, conforme Yougquist (1998).
A homogeneidade proporcionada pela distribuição uniforme das fibras possibilita ao MDF
acabamentos do tipo envernizado, pinturas em geral ou revestimento com papéis decorativos,
lâminas de madeira ou PVC. Podem também ser executadas junções com vantagens em
relação à madeira natural, já que não possuem nós, veios reversos e imperfeições.
É importante destacar o uso de espécies de reflorestamento, que surge como proposta
interessante com novas espécies de madeira a serem empregadas pelas indústrias, pois estas
têm conseguido apresentar resultados bastante satisfatórios, sem comprometer as propriedades
físico-mecânicas dos painéis. Mas é de fundamental importância a necessidade de novas
espécies de madeira para a produção de painéis, pois se estima que já na próxima década haja
grande risco de ocorrer falta de florestas de Pinus no Brasil.
16
2.3.2 Tipos de MDF
As chapas de MDF são fabricadas com diferentes características, que variam em função de
sua utilização final. Como exemplo cita-se, além das chapas “Standard” (com massa
específica entre 650 a 750 kg/m
3
), as chapas FR (resistentes ao fogo), as chapas UR
(resistentes à umidade, que são usadas em ambientes externos) e as de baixa densidade (com
massa específica entre 400 e 600 kg/m
3
). Existem também chapas de maior resistência
mecânica (HD, com massa específica acima de 900 kg/m
3
), fabricadas com maior quantidade
de fibras e resinas, o que lhes permite aplicações que requeiram maior resistência à flexão ou
ao impacto.
As espessuras das chapas variam de 3 mm até 60 mm, sendo as mais grossas utilizadas em
elementos estruturais ou decorativos de arquitetura e móveis.
O MDF é oferecido ao mercado basicamente com três acabamentos: chapas cruas, chapas
com revestimento laminado de baixa pressão e chapas com revestimento finish foil:
• As chapas cruas são fornecidas ao usuário in natura de forma que possa ser realizado o
acabamento das peças através de pintura, revestimento com PVC;
• As chapas com revestimento com laminado de baixa pressão são produzidas através da
sobreposição de uma folha de papel especial, impregnada com resina melamínica, que é
fundida através de pressão e temperatura ao painel de MDF, resultando em uma chapa já
acabada. Pode-se revestir apenas uma das faces, permitindo ao usuário usinar a face não
revestida e acabá-la através de pintura ou revestimento PVC;
17
• As chapas com revestimento finish foil são produzidas por adição de uma película de
papel colada à chapa, resultando em um produto já acabado. Essa película pode ser
impressa com padrões madeirados ou em cores.
2.3.3 Usos e aplicações
O MDF destina-se principalmente a indústria moveleira. O uso do MDF é frequentemente
como componente de móveis para partes que requerem usinagens especiais. Destaca-se a
fabricação de pé de mesa, caixas de som, componentes frontais, internos e laterais de móveis,
fundos de gaveta e tampos de mesa. É amplamente utilizado pelas indústrias de móveis e
gabinetes, pois a solidez e a uniformidade garantem resultados satisfatórios no uso de técnicas
convencionais, e também suas características de resistência mecânica permitem sua utilização
até em painéis estruturais, segundo Castro (2000).
Na construção civil, pode ser utilizados como pisos finos, rodapés, almofadas de portas,
divisórias, portas usinadas, batentes, balaústres e peças torneadas. A Figura 2.4 mostra a
distribuição da aplicação doméstica do MDF.
18
Figura 2.4. Aplicação doméstica do MDF
Fonte:
www.abipa.org.br (2008)
2.4 PROCESSO DE PRODUÇÃO DE MDF
O processo de produção de MDF inclui principalmente: desfibramento mecânico da madeira
(transformação dos cavacos em fibras), refino das fibras, secagem, mistura das fibras com
resina, formação de colchão de um material resinado e prensagem a quente (Figura 2.5).
Figura 2.5. Etapas de Produção do MDF
Fonte:
http://www.duratex.com.br/ (2007)
A seguir são apresentadas as etapas principais da produção dos painéis de MDF,
esquematizado na Figura 2.6.
19
• Descascamento: para obtenção de fibras, o tamanho da tora não influencia, podendo
apresentar dimensões mais limitadas;
• Fragmentação: após o descascamento, as toras passam por uma operação de fragmentação,
onde são gerados cavacos ou partículas, a partir de picadores;
• Classificação dos cavacos: a forma do cavaco é menos influente na qualidade final do
produto, uma vez que os mesmos serão transformados em fibras. No processo produtivo,
não é possível obter cavacos de tamanhos uniformes. Com esta irregularidade dimensional
dos cavacos, os maiores são separados por baterias de peneiras e em seguida, retornam ao
picador;
• Armazenamento de cavacos: são armazenados em silos com volume equivalente a 24
horas de operação. Como na maioria das vezes os cavacos ficam expostos à atmosfera,
antes do processamento é feita uma seleção por peneiras, seguida de lavagem;
• Tratamento de cavacos: nesta etapa os cavacos são amolecidos para facilitar a operação do
desfibrador na formação da polpa, reduzindo o consumo energético. A lignina presente
nas camadas intercelulares é amolecida, perdendo sua capacidade de retenção de fibras, o
que resulta numa polpa de fibras mais resistente e flexível, formando chapas mais rígidas;
• Desfibramento: as fibras podem ser obtidas por desfibradores mecânicos ou por meio de
técnicas de aumento de pressão, que é um método menos utilizado;
• Mistura de resina: adicionada a resina, o catalizador e, em alguns casos, certos aditivos, e
mistura-se à matéria-prima. As resinas mais utilizadas são à base de uréia-formaldeído,
melanina-uréia-formaldeído e tanino-formaldeído;
• Secagem das fibras: o elevado teor de umidade das fibras acarreta uma série de problemas
quando a manta formada é prensada a quente;
20
• Armazenamento das fibras: o silo de fibras, também chamado de tanque “pulmão”, tem a
função de acumular um volume adequado de fibras para a formação das mantas
(entrelaçamento), sem que ocorra uma provável interrupção em função de distúrbios na
linha de fluxo das fibras;
• Entrelaçamento das fibras: o colchão seco formado a partir de uma suspensão das fibras
ao ar. A altura do colchão é delimitada por um cilindro dentado acoplado a um tubo
seccionador de fibra excedente;
• Seccionamento: o sistema de seccionamento muda conforme o tipo de linha de formação,
que é o conjunto de equipamentos cujas operações dão a forma final ao MDF. Quando o
processo de secagem é intermitente, a manta é cortada por lâminas circulares não-dentadas
e, em seguida, encaminhada às operações de pré-prensagem a quente;
• Prensagem: a pré-prensagem evita possíveis demanchamentos e deslizamentos das fibras
da manta durante a prensagem a quente. Para cada sistema de prensagem, existe um tipo
de linha de formação;
• Resfriamento: é efetuado para evitar variações dimensionais da chapa após o
aquecimento. Normalmente, são resfriadas à temperatura ambiente, protegidas das
intempéries, onde o tempo depende do tipo de linha de formação utilizada;
• Corte, lixamento e revestimento: o corte é feito procurando estabelecer a medida dos
painéis de MDF, conforme padrões estabelecidos. O lixamento está diretamente
relacionado à preparação da superfície das chapas para acabamentos finais.
21
Figura 2.6. Processo de Produção do MDF
Fonte: CAMPOS e LAHR (2004).
2.5 GERAÇÃO DAS CINZAS DA QUEIMA DA CASCA DO Pinus
No processo de fabricação do MDF todas as partes da madeira são utilizadas, ou seja, as toras
de Pinus são selecionadas para que as fibras sejam transformadas em cavacos, e a madeira
descartada do descascamento é utilizada como combustível para a geração de energia para o
processo de fabricação.
A geração de cinzas está relacionada à etapa de geração de energia para o processo de
fabricação do MDF. Essa energia gerada é térmica e é utilizada principalmente em três etapas
da fabricação do MDF:
• Para aquecimento da água e geração de vapor (caldeira) que é utilizado na desfibração
da madeira;
• Para aquecimento do ar que é utilizado na secagem de fibras;
22
• Para aquecimento de óleo térmico que é utilizado para aquecer a prensa de MDF.
Porém a queima dessa matéria orgânica é incompleta, e essa queima incompleta da biomassa
gera as cinzas, que ficam suspensas no ar, sendo captadas por multiciclones posicionados
junto aos fornos de combustão e alta temperatura, como pode ser visto na Figura 2.7.
Figura 2.7. Multiciclones para Captação das Cinzas
No entanto, essas cinzas consistem em um problema ambiental, pois apresenta uma
quantidade de alumínio muito acima da permitida, segundo a NBR 10004:2004, sendo
classificada como resíduo classe II A– não inerte. A Figura 2.8 mostra o depósito desse
resíduo na própria indústria, antes de ser descartado em aterros industriais ou outro destino
final, como em reaproveitamento.
23
Figura 2.8. Depósito das Cinzas - Resíduo
O reaproveitamento das cinzas resultantes da queima da casca de Pinus pode trazer benefícios
para o meio ambiente e para a indústria, pois a destinação das cinzas para aterros industriais é
dispendiosa. As cinzas apresentam granulometria fina, podendo ser classificada como fíler
para a utilização em projetos de pavimentação, em substituição ao fíler mineral.
A produção do resíduo dessa queima é de, aproximadamente, 2,57 kg de cinzas para a
produção de 1m
3
de chapas de MDF, com geração anual estimada em 4300 toneladas.
24
25
CAPÍTULO 3 – IMPORTÂNCIA DO FÍLER PARA AS
MISTURAS ASFÁLTICAS
3.1 MISTURAS ASFÁLTICAS
Concreto betuminoso, denominado também mistura asfáltica, é uma mistura produzida a
quente, em usina apropriada, com características específicas, sendo constituído de agregado
mineral graduado, fíler e ligante betuminoso, lançado e comprimido a quente (DNER ES
313/97).
Segundo o Asphalt Institute (1995) o objetivo do projeto das misturas asfálticas para
pavimentação é determinar, dentro dos limites das especificações de projeto, a um custo
efetivo, a combinação e graduação de agregados minerais e cimento asfáltico que produza
uma mistura que apresente as seguintes características:
• Asfalto suficiente para formar uma espessura adequada de películas de cimento asfáltico
em torno do agregado, assegurando a durabilidade do pavimento;
• Estabilidade necessária para satisfazer as exigências do tráfego, sem distorção ou
deslocamentos;
• Vazios suficientes na mistura compactada para permitir uma compactação adicional sob
o carregamento do tráfego e uma leve expansão do asfalto em virtude do acréscimo de
temperatura, sem, no entanto, apresentar exsudação, escoamento e perda de estabilidade;
26
• Um teor máximo de vazios que possa impedir a permeabilidade prejudicial do ar
(envelhecimento) e da umidade (descolamento do asfalto da superfície do agregado) no
interior da mistura;
• Trabalhabilidade suficiente para permitir um lançamento eficiente da mistura, sem
sacrificar a sua estabilidade e desempenho;
• Superfície com textura e rugosidade que possam fornecer à capa resistência suficiente à
derrapagem em condições climáticas desfavoráveis.
3.2 DEFINIÇÃO DE FÍLER
Por definição, material de enchimento – fíler – é um material mineral inerte em relação aos
demais componentes da mistura, finamente dividido, passando pelo menos 65% na peneira de
0,075 mm de abertura de malha quadrada (DNER – EM 367/97).
Santana (1995) define fíler de uma maneira mais geral: um material finamente dividido,
constituído de partículas minerais provenientes dos agregados graúdos e/ou miúdos
empregados na mistura asfáltica, ou de outras fontes como, por exemplo, pó calcário, cal
hidratada, cimento Portland etc., que se incorpora à mistura asfáltica. Pode melhorar seu
desempenho reológico, mecânico, térmico e de sensibilidade à água, quando obedecidas as
especificações próprias, onde devem estar incluídos os limites para granulometria e
plasticidade.
O fíler é utilizado como material de enchimento dos vazios entre agregados graúdos e miúdos,
contribuindo para fechamento da mistura, modificando a trabalhabilidade, a resistência à água
e a resistência ao envelhecimento. Em decorrência do pequeno tamanho das partículas e de
27
suas características de superfície, o fíler age como material ativo, manifestado nas
propriedades da interface fíler/ligante asfáltico, não sendo, portanto, apenas um material
inerte, como é apresentado na definição geral do DNER EM 367/97.
Santana (1995) também discute dois pontos de vista da influência do tipo de fíler sobre o
ligante asfáltico: mástique com fíler total (segundo Ruiz) e mástique com fíler ativo (segundo
Puzinauskas). Segundo o ponto de vista de Ruiz, em um mástique bem dosado todas as
partículas do fíler ficam em suspensão no asfalto, suas partículas não se tocando, formando
um mástique homogêneo. Sob o ponto de vista de Puzinauskas, uma parte do fíler ainda se
comporta como um agregado muito fino, suas partículas se tocando, formando um esqueleto
mineral, e a outra parte fica em suspensão formando um mástique.
A porcentagem do material passante na peneira nº200 (0,075 mm de abertura) tem vários
efeitos na densificação de uma mistura particular de agregados graúdos e miúdos, dependendo
da granulometria apresentada pelas partículas abaixo desse diâmetro, da forma e da natureza
das partículas. A graduação do material, portanto, tem efeito no amolecimento ou
enrijecimento da mistura (MOTTA e LEITE, 2000).
Se a maior parte do agregado de enchimento que passa na peneira nº200 (75µm) é
relativamente grosso, vai cumprir a função de encher os vazios do esqueleto mineral,
decrescendo o índice de vazios e alterando o teor ótimo de ligante asfáltico. A AASHTO
(1991) mostra, no entanto, que um fíler ultrafino, com porcentagem significativa de material
menor que 20µm, e até com alguma porção menor que 5µm, pode atuar muito mais no
próprio ligante, incorporando-se ao ligante asfáltico e compondo um filme de ligante,
envolvendo as partículas de agregados.
28
Quando a porcentagem de material passante na peneira nº200 aumenta, reduzem-se os vazios
do esqueleto mineral, melhora-se a graduação e a trabalhabilidade da mistura betuminosa
aumenta até certo ponto. Acima de um dado nível, quanto maior a porcentagem passante na
peneira nº200, os finos começam a prejudicar a estabilidade do esqueleto mineral, diminuindo
os contatos entre as partículas grossas, alterando a capacidade de compactação (MOTTA e
LEITE, 2000).
De modo a evitar os danos causados pelo excesso ou pela ausência de fíler, McGennis et al.
(1994), estipulou para as especificações SUPERPAVE de dosagem de misturas betuminosas a
razão, em peso, entre o fíler e ligante asfáltico, de 0,6 e 1,8 para todo tipo de mistura e
estabelecendo valores de relação betume-vazios (RBV) em função do volume de tráfego,
relativamente mais baixos do que os critérios tradicionais utilizados no Brasil.
Existe uma correlação entre a proporção de finos menores que 75 µm na mistura e o
comportamento do revestimento no pavimento. Contudo, as propriedades físicas do fíler que
determinam o bom ou mau desempenho no campo devem ser melhor estudadas para o
entendimento do mecanismo que governa a contribuição do fino no desempenho global da
mistura.
3.3 INTERAÇÕES LIGANTE ASFÁLTICO-FÍLER
O uso de fíleres é importante para diminuir a desuniformidade na consistência e na
suscetibilidade térmica provenientes de eventuais irregularidades na produção de ligantes
asfálticos e na confecção da massa asfáltica (SANTANA, 1995).
29
Para Santana (1995), o fíler, além de preencher os vazios, apresenta a propriedade de
aumentar a viscosidade – diminuindo a penetração – do ligante asfáltico. O fíler ativa o
asfalto, espessando-o e encorpando-o, fazendo com que o mástique tenha maior viscosidade
que o asfalto correspondente. Simultaneamente, tem-se o aumento do ponto de amolecimento,
diminuição da suscetibilidade térmica, aumento na resistência aos esforços de cisalhamento
(estabilidade), no módulo de rigidez e na resistência à tração na flexão.
As propriedades físicas e químicas de cada fíler têm efeito direto nas propriedades mecânicas
das misturas asfálticas. A alteração que cada fíler provoca ocorre por meio de mudanças nas
propriedades químicas e físicas do ligante, que depende dos seguintes fatores (KAVUSSI e
HICKS, 1997):
• Tipo de fíler: graduação, forma dos grãos etc.;
• Natureza do fíler: sua atividade físico-química, que afeta a afinidade com o ligante
asfáltico;
• Concentração do fíler na mistura.
Pinilla (1965) propôs uma técnica de determinação da concentração crítica de fíler - Cs - a
partir da qual o sistema fíler/ligante asfáltico deixa de ser viscoso, transformando seu
escoamento em não-newtoniano ou plástico. Para dosar misturas betuminosas que se
deformam sem ruptura, ou seja, sem comprometer a vida de fadiga, a concentração em
volume de fíler deve ser igual ou menor que Cs. Quanto maior a concentração volumétrica do
sistema fíler-betume – C – mais próxima estarão as partículas dos agregados na mistura e
menor será o volume de poros; consequentemente, mais rígida ficará. Santana (1995)
recomenda que C seja de 10 a 20% menor do que Cs, definidas pelas expressões:
30
1
%
%
1
+×
=
Db
Df
f
b
C
(3.1)
onde:
%b: porcentagem de ligante asfáltico, em peso, na amostra total;
%f: porcentagem de fíler, em peso, na amostra total;
Df : densidade do fíler;
Db: densidade do ligante asfáltico.
VbVf
Vf
Cs
+
= (3.2)
onde:
Vf: volume real de fíler;
Vb: volume de ligante asfáltico nos poros.
Craus et al. (1978) considerou que entre os vários aspectos físico-químicos da interação
fíler/ligante asfáltico, a intensidade de adsorção (determinada pelo calor da interação) é o
mais importante fator de caracterização do fíler e de seus efeitos no comportamento das
misturas betuminosas. A interação depende da composição química do cimento asfáltico e
depende, principalmente, das características do fíler, tais como composição mineralógica,
textura superficial e superfície específica.
O índice de vazios de Rigden, modificado por Anderson, é um método para analisar o efeito
do fíler. É determinado sob condições padronizadas, em que os vazios resultam em uma
máxima densificação do fíler. Com isso é possível avaliar o teor de ligante asfáltico que irá
31
preencher os vazios e ainda avaliar o volume de ligante em relação ao teor determinado para a
mistura (HARRIS e STUART, 1995)
Para Motta e Leite (2000), teoricamente, quando a quantidade de ligante aumenta além do
índice de vazios Rigden, as partículas perdem o contato entre elas e a quantidade adicional de
ligante promove uma lubrificação entre as partículas. Quando a quantidade livre de ligante
asfáltico diminui, a rigidez da mistura aumenta. Quanto mais fino for o fíler, menor deve ser a
relação fíler/ligante, pois o volume livre de ligante é que aumenta a espessura de recobrimento
das partículas dos agregados. A razão ou porcentagem do volume de ligante livre, comparado
com o volume total de ligante, tem um efeito significativo na rigidez do mástique.
Segundo Motta e Leite (2000), quanto menor o tamanho da partícula de fíler, maior a
incorporação do mineral no ligante, aumentando a rigidez da mistura. Mas, se por um lado, o
enrijecimento melhora as propriedades relativas à resistência à deformação permanente, pode
também piorar a resistência à fadiga.
Craus et al. (1978), seguindo a linha defendida por Puzinauskas, também considera que o fíler
tem dois caminhos de atuação nas misturas asfálticas densas:
• As partículas maiores do fíler são parte do agregado mineral e preencherão os vazios e
interstícios dos agregados graúdos, promovendo o contato pontual entre as partículas
maiores e dando maior resistência às misturas;
• As partículas menores do fíler se misturam com ligante asfáltico, aumentando sua
consistência, cimentando as partículas maiores, no que alguns autores chamam de
mástique.
32
A gradação do fíler afeta a trabalhabilidade, da mesma forma que a gradação do esqueleto
mineral, sendo proporcional à relação entre a parte mais graúda e mais miúda do fíler (menor
que 20 µm). Quanto mais pó estiver contido no fíler, maior seu efeito na trabalhabilidade e no
desempenho da mistura total. Isto é atualmente muito importante, pois segundo a AASHTO
(1991) é cada vez maior a tendência de se usar como fíler os finos da coleta de filtros
instalados nas usinas.
No comportamento das misturas asfálticas o índice de vazios assume particular importância.
A influência da porcentagem de vazios quanto à fadiga pode ser explicada pelos seus efeitos
na rigidez e nas tensões de tração que se desenvolvem no ligante ou na combinação
fíler/ligante, perdendo características de flexibilidade e provocando, assim, um aumento na
resistência à fadiga do material (ROBERT et al., 1996).
Soares e Cavalcante (2001) estudaram seis tipos de fíleres: areia de campo, pó de pedra, pó
calcário, cal hidratada, carbonato de magnésio e cimento Portland. Concluiu que, com o
aumento do teor de fíler nas misturas asfálticas, os valores de resistência à tração também
aumentaram e, em relação ao teor de ligante de projeto, percebeu que só existe mudança
quando se altera o teor de fíler, sendo que, quanto maior o teor de fíler, menor o teor de
ligante de projeto, ou seja, com diferentes fíleres utilizados pode ser considerado o mesmo
teor de projeto de ligante.
Souza et al. (1998) utilizaram resíduo proveniente da serragem de rochas graníticas como fíler
em misturas asfálticas e comparou com misturas com cal e cimento Portland. Percebeu que as
misturas que tem como fíler a cal apresentaram valores maiores de estabilidade enquanto as
33
misturas com cimento Portland apresentaram o menor. O teor de asfalto de projeto foi maior
para a cal (6%), depois com o resíduo (5,5%) e o mais baixo para o cimento Portland (5%).
Motta e Leite (2000) estudaram o efeito de três tipos de fíleres: calcário, cimento Portland e
pó de pedra. Dos fíleres estudados, o calcário apresentou o menor tamanho de partícula e o
cimento Portland teve o tamanho intermediário. Foi observado que os corpos-de-prova
preparados com fíler calcário apresentaram módulos e valores de resistência à tração
superiores aos obtidos com os demais fíleres, que apresentam granulometria mais grossa. Os
resultados dos ensaios mecânicos demonstraram o efeito da granulometria do fíler na rigidez
da mistura betuminosa, pois quanto menor o tamanho de partícula do fíler, maior a
incorporação do mineral no ligante, aumentando a rigidez da mistura.
Farias (2005) estudou a influência da utilização de fíler proveniente da britagem de
concreções lateríticas e da cal e concluiu que a origem da laterita e o tipo de fíler utilizado
influenciaram decisivamente nas propriedades mecânicas das misturas. As amostras com fíler
laterítico apresentaram comportamento superior por aquelas com o fíler cal, em relação à
resistência à tração, a relação módulo de resiliência e resistência à tração (MR/RT) e
resistência à fadiga; embora o tipo de fíler não tenha influenciado a resistência à deformação
permanente. O único ensaio para o qual o fíler cal resultou em melhor comportamento da
mistura foi o ensaio de desgaste Cántabro.
34
35
CAPÍTULO 4 – MÉTODO BAILEY DE SELEÇÃO
GRANULOMÉTRICA PARA MISTURAS ASFÁLTICAS
O método Bailey de seleção granulométrica de agregados foi desenvolvido por Robert Bailey,
do Departamento de Transportes de Illinois (IDOT), e vem sendo utilizado desde a década de
80. Vavrik (2000) e Vavrik et al. (2002a, 2002b e 2001) têm refinado esse método para que se
torne aplicável a qualquer mistura, independentemente do tamanho máximo do agregado.
O método Bailey relaciona-se diretamente com as características de compactação de cada
fração da composição pétrea– agregado graúdo, miúdo e fino, com os vazios no agregado
mineral (VAM) e com os vazios da mistura (Vv). Ele seleciona a estrutura de agregado da
mistura buscando maior intertravamento dos agregados graúdos, podendo ser utilizado com
qualquer método de dosagem de misturas asfálticas, como por exemplo, Superpave, Marshall
e Hveem.
O método Bailey define agregado graúdo e fino permitindo ajustes na quantidade de vazios na
mistura em função da porcentagem de cada material. A combinação dos agregados considera
a resistência à deformação permanente de misturas asfálticas como sendo dependente,
principalmente, do intertravamento dos agregados graúdos, que é um parâmetro obtido através
de ensaios de massa específica solta e compactada.
Segundo Vavrik et al. (2002a), através da distribuição granulométrica dos agregados e suas
respectivas massas específicas e massa específicas solta e compactada – que fornece as
36
características de compactação de cada fração do agregado em uma mistura, o método Bailey
faz a seleção da distribuição granulométrica ideal, assegurando a resistência à deformação
permanente pelo intertravamento dos agregados graúdos e a resistência ao desgaste pelo
maior teor de ligante, devido ao adequado volume de vazios.
Tradicionalmente, agregado graúdo é todo material retido na peneira 4,75 mm (ASTM –
C294, 1989), 2,38 mm (Instituto do Asfalto) ou a de 2,00 mm para a divisão entre agregado
graúdo e fino. Consequentemente é considerado material fino todo material que passa nessa
mesma peneira.
No método Bailey, a definição de agregado graúdo e fino é mais específica, de modo a
determinar a compactação e o intertravamento do agregado através da combinação de
agregados de vários tamanhos. De acordo com a definição do método Bailey, são
considerados agregados graúdos as partículas que, mesmo acondicionadas em certo volume,
criam vazios; e todas as partículas que preenchem os vazios deixados pelo agregado graúdo
são consideradas finas.
Com essa definição, é necessário mais do que uma peneira de controle para a divisão entre
agregado graúdo e fino, e essas peneiras vão depender do diâmetro máximo nominal da
mistura. Diâmetro máximo nominal é definido, segundo as especificações Superpave, como a
primeira peneira acima da peneira que retém mais que 10% de material.
No método Bailey a peneira que define a divisão entre agregado graúdo e fino é chamada de
Peneira de Controle Primário (PCP), sendo baseada no diâmetro máximo nominal (DMN) da
mistura. A PCP é considerada como sendo a peneira com o diâmetro de abertura mais
37
próximo do resultado da Equação 4.1.
22,0
×
=
DMNPCP
(4.1)
onde:
PCP = Peneira de Controle Primário;
DMN = Diâmetro Máximo Nominal.
Na composição da mistura é possível determinar a quantidade de vazios deixados pelos
agregados graúdos e preenchê-los com a quantidade apropriada de agregado fino, e com essa
finalidade para cada agregado graúdo da mistura deve ser determinada a sua massa específica
solta e compactada e, para cada agregado fino, apenas a massa específica compactada. Esses
dados volumétricos representam como os agregados se arranjam estruturalmente, formando
vazios, sendo necessários para a avaliação das propriedades de intertravamento dos
agregados.
As misturas feitas pelo método Bailey apresentam valores maiores de vazios do agregado
mineral (VAM) e de relação betume-vazios (RBV) do que os das misturas convencionais, o
que é um indicativo de misturas menos propensas às deformações permanentes e
potencialmente mais resistentes às trincas por fadiga; também apresentam melhores resultados
nos ensaio de módulo de resiliência e resistência à tração (CUNHA, 2004).
38
4.1 PRINCÍPIOS DO MÉTODO BAILEY
O método Bailey procura avaliar as características de compactação dos agregados em toda a
mistura. Misturas de graduação fina são definidas, geralmente, como uma combinação de
agregados de diversos tamanhos que apresentam uma curva granulométrica abaixo da linha de
máxima densidade no gráfico de potência 0,45.
De acordo com o método Bailey, a principal diferença entre uma mistura de graduação fina e
graúda é a porção estrutural de agregado que suporta as cargas e controle os vazios do
agregado mineral (VAM); misturas de graduação fina contêm um determinado volume de
agregado fino que excede o volume de vazios encontrado na massa específica solta do
agregado.
Numa mistura de graduação graúda, o agregado graúdo tem um papel significativo na
compactação do agregado fino. Entretanto, numa mistura de graduação fina, as partículas de
agregado graúdo ficam dispersas numa estrutura de agregado fino. A partir do ponto em que
as partículas de agregado graúdo não estão em contato entre elas mesmas, os vazios do
agregado mineral (VAM) são controlados principalmente pelo agregado fino.
Para determinar a seleção granulométrica para uma mistura asfáltica de graduação fina através
do método Bailey são necessários dois processos:
1. Utilização da massa específica escolhida do agregado graúdo, a qual é menor do que a
massa específica solta. Os agregados graúdos, ou seja, partículas com diâmetro acima da
39
Peneira de Controle Primário (PCP), não formam um esqueleto, pois não estão em
contato e sim dispersos em uma matriz de agregado fino;
2. Avaliação da graduação da misturas selecionada abaixo da PCP como uma mistura a
parte, ou seja, essa porção é avaliada como uma nova mistura de agregados graúdos e
finos, mas com DMN da mistura original.
4.2 SELEÇÃO GRANULOMÉTRICA
As informações necessárias para a seleção granulométrica são as tipicamente usadas para
misturas asfálticas densas e algumas adicionais, como as massas específicas dos agregados
graúdos e finos.
Para o método Bailey, então, são determinadas:
• Massa específica de cada agregado;
• Massa específica solta dos agregados graúdos;
• Massa específica compactada dos agregados graúdos e finos;
• Massa específica escolhida para os agregados graúdos;
• Quantidade desejada dos agregados graúdos e finos;
• Quantidade desejada de material passante na peneira 0,075 mm (nº 200);
• Materiais de preenchimento (fíler) que serão usados.
40
4.3 ANÁLISE DA MISTURA
Para a avaliação da compactação de cada uma das três porções de graduação selecionada, o
método Bailey define os três parâmetros:
1. Proporção de agregados graúdos (Proporção AG): indica o comportamento da mistura
quanto à compactação das partículas de agregados graúdos e como a porção fina da mistura
preenche os vazios deixados pelo agregado graúdo. Para o cálculo da proporção de agregados
graúdos é utilizada a Equação 4.2.
Proporção AG = (%passante na PM - % passante na PCP) (4.2)
(100% - % passante na PM)
onde:
PM: Peneira Média, definida como sendo a peneira de abertura mais próxima da metade do
diâmetro máximo nominal da mistura.
2. Proporção graúda dos agregados finos (Proporção GAF): indica o comportamento da
mistura quanto à compactação da porção graúda do agregado fino e como a porção fina do
agregado fino preenche os vazios deixados pela porção graúda do agregado fino. A proporção
graúda dos agregados finos é determinada através da Equação 4.3.
Proporção GAF=
(%passante na PCS) (4.3)
(% passante na PCP)
onde:
PCS: Peneira de Controle Secundário, definida como a peneira de abertura mais próxima da
41
multiplicação da PCP pelo fator 0,22.
3. Proporção fina dos agregados finos (Proporção FAF): indica o comportamento da mistura
quanto à compactação da porção fina do agregado fino e o preenchimento dos vazios que
restaram na porção fina de agregados da mistura. O cálculo da proporção fina dos agregados
finos é realizado através da Equação 4.4.
Proporção FAF = (
% passante na PCT) (4.4)
(% passante na PCS)
onde:
PCT: Peneira de Controle Terciário, definida como a peneira de abertura mais próxima da
multiplicação da PCS pelo fator 0,22
42
43
CAPÍTULO 5 – ESPECIFICAÇÕES SUPERPAVE
O Método Superpave é resultado das pesquisas feitas pelo programa SHRP (Strategic
Highway Reserch Program) entre 1987 e 1993 sobre os materiais utilizados em pavimentos
asfálticos. O SHRP, coordenado pelos Estados Unidos, contou com a participação de 22
países, inclusive o Brasil, e teve um orçamento inicial de 150 milhões de dólares (SHRP,
1993).
Foram desenvolvidos métodos de análise de materiais betuminosos e misturas asfálticas
baseados em propriedades fundamentais, diretamente relacionadas com o desempenho dos
pavimentos em serviço. As misturas Superpave são dosadas volumetricamente, sendo
controladas por propriedades dos agregados e pelo equilíbrio dos volumes de vazios, de
asfalto e de agregados (HUBER et al.,1998).
O método Superpave consiste em um método de dosagem de misturas asfálticas, com
especificações e ensaios para ligantes e misturas asfálticas, o que inclui procedimentos para
avaliação e desenvolvimento de modificadores, como polímeros ou borracha de pneu,
propondo ainda um sistema para controle de qualidade da construção.
O programa SHRP visou, principalmente, a avaliação de ligantes asfálticos, projeto de
misturas e sua análise. Não foram feitas, a princípio, pesquisas específicas para os agregados,
pois a idéia era analisá-los através da análise das misturas. Mais tarde, os pesquisadores
perceberam que era necessário avaliar os agregados separadamente dos outros componentes
da misturas e, para isso, um grupo de especialistas fez uma abordagem consensual,
44
estabelecendo recomendações para as propriedades necessárias aos agregados em função dos
vários níveis de tráfego.
5.1 PROPRIEDADES DOS AGREGADOS
Os pesquisadores do SHRP concluíram que os agregados possuem fundamental importância
nas propriedades do Concreto Betuminoso Usinado a Quente (CBUQ). Embora não tenham
desenvolvido nenhum novo procedimento para a avaliação dos agregados, procedimentos já
existentes foram refinados de modo a se adequarem ao sistema Superpave. São especificados
dois tipos de propriedades de agregados no sistema Superpave, as propriedades de origem e
de consenso (MOTTA et al., 1996).
As propriedades de origem são aquelas que as agências usam regularmente para testar a
qualidade das fontes dos agregados. O SHRP não especifica valores limites, pois são muito
dependentes da fonte, mas recomenda que os organismos locais os definam para cada projeto
específico:
• Dureza (AASHTO T 96): definida como o porcentual, em peso, de material perdido
durante o ensaio de Abrasão Los Angeles com agregados maiores que 2,36 mm. O
ensaio indica a resistência à abrasão que os agregados devem possuir durante a
usinagem, compactação e serviço;
• Sanidade (AASHTO T 104): estima a resistência ao interperismo, é definida como o
porcentual, em peso, de material perdido durante tratamento com solução de sulfato de
sódio ou de magnésio, sendo realizado para agregados miúdos e graúdos;
45
• Materiais Deletérios (AASHTO T 112): é definido pelo porcentual, em peso, de
contaminantes nos agregados, podendo ser realizado em agregados miúdos e graúdos.
As propriedades de consenso são aquelas consideradas críticas para o desempenho adequado
de um CBUQ. São ditas de “consenso”, pois foi resultado de um amplo entendimento de
diversos especialistas americanos, através da comparação entre os valores das especificações
em uso. Os valores das propriedades de consenso variam de acordo com o nível de tráfego e a
posição relativa da camada na estrutura do pavimento. Essas propriedades são:
• Angularidade do agregado graúdo (ASTM D 6821): definida como o porcentual, em
peso, de agregado graúdo retido na peneira de abertura 4,75 mm, que possua uma ou
mais faces fraturadas. Agregados de forma cúbica e com faces fraturadas apresentam
uma maior resistência ao cisalhamento;
• Angularidade do agregado miúdo (ASTM D 6821): definida como o porcentual de
vazios não compactados contidos entre as partículas dos agregados, quando são
derramadas de uma altura pré-estabelecida. Quanto maior o teor de vazios, maior a
quantidade de faces fraturadas no agregado;
• Partículas planas e alongadas (ASTM D 4791): definida como o porcentual, em peso, de
agregado graúdo com relação entre a maior e a menor dimensão maior que 5.
Lamelaridade alta indica a grande presença de partículas planas e alongadas, o que
aumenta a tendência de quebra de agregados durante a compactação e vida em serviço
do pavimento;
46
• Teor de finos (AASHTO T 176): é definido como o porcentual, em peso, de material
silte mais argila, passante na peneira de abertura 0,075 mm, presente no agregado. Um
grande teor de argila impregnado nos agregados dificulta a adesão do ligante ao
agregado e deixa a mistura mais suscetível à ação da água.
A Tabela 5.1 reproduz os valores especificados na AASHTO MP 2-01 para as propriedades
de consenso.
Tabela 5.1 - Especificações Superpave: requisitos das propriedades de consenso
Faces fraturas Vazios não compactados
Agregado graúdo Agregado fino
(%) mínima (%) mínima
Número N
a
(10
6
)
≤ 100 mm* > 100 mm* ≤ 100 mm* > 100 mm*
Equivalente
Areia
(%) mínima
Partículas Planas
e Alongadas
(%) máxima
< 0,3 55/- -/- - - 40 -
0,3 a < 3 75/- 50/- 40 40 45 10
3 a < 10 85/80
b
60/- 45 40 45
10 a < 30 95/90 80/75 45 40 45
≥ 30 100/100 100/100 45 45 50
a) Tráfego de projeto esperado na faixa de projeto para um período de 20 anos
b) 80/85 indica que 85% do agregado graúdo têm uma face fraturada e 80% tem duas ou mais faces
fraturadas
*Profundidade da camada em relação à superfície do pavimento
Fonte: AASHTO MP 2-01
5.2 GRANULOMETRIA
Para especificar a granulometria do agregado, o Superpave utiliza um gráfico onde no eixo
das abscissas estão as aberturas das peneiras, em milímetro, elevadas à potência de 0,45, e a
ordenada é a porcentagem passante de agregado. Apresenta-se nesse gráfico a linha de
densidade máxima, que corresponde à reta que parte da origem e vai até o ponto do tamanho
máximo do agregado.
47
Para que a graduação dos agregados atenda aos critérios Superpave, a curva granulométrica
deve passar entre os pontos de controle e fora da zona de restrição, como indicado no exemplo
da Figura 5.1, para diâmetro nominal máximo de 19,0 mm.
Os pontos de controle funcionam como limites dentro dos quais a curva granulométrica deve
passar para satisfazer os requisitos do Superpave; esses pontos são fixados nas peneiras de
tamanho máximo, nominal máximo, uma peneira abaixo do tamanho nominal máximo e nas
peneiras de 2,36 mm e 0,075 mm.
A zona de restrição fica sobre a linha de densidade máxima, entre as peneiras intermediárias
(4,75 ou 2,36 mm) e 0,30 mm. Essa zona define uma região por onde a curva granulométrica
não deve passar, porém essa restrição serve apenas como recomendação para se evitar
misturas com alta proporção de areia fina natural em relação ao total de agregados finos, que
geralmente apresentam baixo volume de vazios do agregado mineral (VAM).
Os valores especificados estão reproduzidos na Tabela 5.2 e 5.3, com as várias faixas
possíveis de enquadramento dos agregados (AASHTO MP 2-01), sendo que o Diâmetro
Máximo Nominal é definido como sendo a peneira com um tamanho maior do que o primeiro
tamanho de peneira que retém mais que 10% de material.
48
Tabela 5.2 - Pontos de controle conforme o Diâmetro Máximo Nominal
Abertura 37,5 mm 25,0 mm 19,0 mm 12,5 mm 9,5 mm
mm Mín Máx Mín Máx Mín Máx Mín Máx Mín Máx
50,0 100 - - - - - - - - -
37,5 90 100 100 - - - - - - -
25,0 - 90 90 100 100 - - - - -
19,0 - - - 90 90 100 100 - - -
12,5 - - - - - 90 90 100 100 -
9,5 - - - - - - - 90 90 100
4,75 - - - - - - - - - 90
2,36 15 41 19 45 23 49 28 58 32 67
0,075 0 6 1 7 2 8 2 10 2 10
Fonte: AASHTO MP 2-01
Tabela 5.3 - Zona de restrição de acordo com o Diâmetro Máximo Nominal
Abertura 37,5 mm 25,0 mm 19,0 mm 12,5 mm 9,5 mm
mm Mín Máx Mín Máx Mín Máx Mín Máx Mín Máx
4,75 34,7 34,7 39,5 39,5 - - - - - -
2,36 23,3 27,3 26,8 30,8 34,6 34,6 39,1 39,1 47,2 47,2
1,18 15,5 21,5 18,1 24,1 22,3 28,3 25,6 31,6 31,6 37,6
0,60 11,7 15,7 13,6 17,6 16,7 20,7 19,1 23,1 23,5 27,5
0,075 10 10 11,4 13,7 13,7 13,7 15,5 15,5 18,7 18,7
Fonte: AASHTO MP 2-01
Figura 5.1. Especificação Superpave: zona de restrição e pontos de controle
49
5.3 REQUISITOS VOLUMÉTRICOS DE MISTURAS ASFÁLTICAS
O método Superpave avalia algumas características individuais dos agregados (propriedades
de consenso e de origem) e algumas propriedades volumétricas (Vazios do Agregado Mineral
– VAM, e Relação Betume Vazios – RBV) das misturas asfálticas prontas.
A porcentagem de vazios do agregado mineral (VAM) e a porcentagem de ligante asfáltico
interferem diretamente no volume de vazios de uma mistura asfáltica. O volume de vazios é
um fator muito importante para o dimensionamento de misturas asfálticas (CROSS &
BROWN, 1992), pois misturas asfálticas com volume de vazios menor que 2,5% são
propensas à deformação permanente, independentemente das outras propriedades da mistura.
O Superpave recomenda um volume de vazios de 4% para o projeto de misturas, enquanto no
Brasil adota-se, geralmente, volume de vazios entre 4 e 6% para camadas de ligação (binder)
e entre 3 e 5% para revestimento (NBR 12891/93).
A porcentagem de vazios do agregado mineral (VAM) depende da distribuição
granulométrica, da quantidade de fíler mineral ou material passante na peneira 0,075 mm, do
grau de compactação, da forma, da textura e da angularidade dos agregados (COMINSKKY
et al., 1998).
Para misturas asfálticas após a compactação pelo tráfego, o método Superpave propõe 4% de
volume de vazios (Vv) e relação betume vazios (RBV), que são os vazios do agregado
mineral (VAM) preenchido com ligante asfáltico, entre 75 e 80%. O Superpave estabelece
valores mínimos para o VAM de acordo com o diâmetro máximo nominal da mistura, como
mostra a Tabela 5.4. Misturas de graduação densa, com o VAM abaixo dos valores
50
especificados, podem apresentar problemas de durabilidade, pois podem não conter vazios
suficientes para a adição do ligante asfáltico.
Tabela 5.4 - Requisitos de VAM da especificação Superpave
Diâmetro Máximo Nominal (DMN) da mistura (mm) VAM mínimo (%)
9,5 15
12,5 14
19,0 13
25,0 12
37,5 11
(COMINSKY et al., 1998)
O método Superpave propõe como critério de projeto uma determinada quantidade de fíler
mineral para misturas asfálticas, expressa em porcentagem do peso total da mistura, calculado
como sendo a razão entre a porcentagem em peso do agregado passante na peneira 0,075 mm
e o teor efetivo de asfalto. O teor efetivo de asfalto é a quantidade de asfalto usado na mistura
descontando-se o asfalto que é absorvido pelo agregado. É recomendado que a proporção de
fíler mineral fique entre 0,6 e 1,8 para qualquer tipo de mistura (MOTTA et al., 1996).
Em misturas de graduação grossa, que passam abaixo da zona de restrição, KANDHAL et al.
(1998) mostram que o VAM mínimo recomendado é inadequado, penalizando as misturas que
apresentam baixos valores de VAM. Misturas de graduação grossa, usadas em rodovias com
alto volume de tráfego, e o aumento do esforço de compactação pelo uso do compactador
giratório podem resultar em menores valores de VAM, sem comprometer o desempenho.
Segundo Kandhal et al. (1998), o mesmo VAM desenvolvido para misturas densas dosadas
pelo método Marshall é o mínimo requisitado pelo Superpave. A especificação de VAM
51
mínimo visa garantir a durabilidade da mistura, através de uma quantidade mínima de asfalto
na mesma. Porém, a durabilidade de misturas asfálticas está estreitamente ligada à espessura
da película de ligante asfáltico que recobre o agregado. Sendo assim, o VAM mínimo deveria
ser baseado na espessura de película de asfalto que recobre os agregados, pois a espessura
varia de acordo com a graduação da mistura.
Kandhal et al. (1998) propõem também, um ajuste na especificação Superpave para o VAM,
principalmente para graduações graúdas. Tal ajuste se dá por meio de um fator de graduação,
que deve subtrair os limites Superpave para o VAM. A Tabela 5.5 mostra os fatores de
graduação para correção do VAM, em função do diâmetro máximo nominal da mistura,
visando a obtenção de uma espessura de recobrimento de 8 µm.
Tabela 5.5 - Fatores de graduação para correção do VAM
Diâmetro Máximo nominal (mm)
37,5 25 19 12,5 9,5
0,5 1,0 1,5 1,5 2,0
(KANDHAL et al., 1998)
A relação betume-vazios (RBV), ou os vazios preenchidos com ligante asfáltico, é outro
requisito volumétrico de misturas Superpave. O RBV afeta a durabilidade e a flexibilidade do
pavimento asfáltico e, portanto, as misturas asfálticas devem se enquadrar numa faixa de RBV
para garantir a quantidade suficiente de ligante asfáltico que assegure uma adequada película
de asfalto recobrindo as partículas de agregado, de forma a evitar o envelhecimento e
endurecimento, mas sem excesso, pois muito ligante asfáltico também é prejudicial à mistura,
além de aumentar o custo.
52
Geralmente, o valor ótimo de RBV é atingido quando a mistura se enquadra nos valores de
VAM especificados em função do diâmetro máximo nominal e possui 4% de vazios. Misturas
com RBV menor que 65% podem levar ao endurecimento prematuro ou excessivo de misturas
asfálticas projetadas para rodovias com volume de tráfego médio a alto, causando trincas por
fadiga e desgaste do revestimento asfáltico. Já misturas com RBV maior que 85% são
propensas à exsudação, corrugação e deformação permanente. Diante disso, Cominsky et
al.(1998) indicam 75% de RBV como ideal.
No Brasil, o RBV indicado para revestimentos fica entre 75 e 82% e, para camadas de ligação
(binder), entre 65 e 72% (NBR 12891/93). A Tabela 5.6 mostra os valores de RBV para
misturas Superpave projetadas com 4% de volume de vazios, em função do volume de
tráfego.
Tabela 5.6 - Requisitos Superpave para RBV
Tráfego (ESALs) RBV de projeto (%)
<3 x 10
5
70 - 80
>3 x 10
5
65 - 78
< 1 x 10
8
65 - 75
< 1 x 10
8
65 - 75
(COMINSKY et al., 1998)
53
CAPÍTULO 6 – MATERIAIS E MÉTODOS
6.1 MATERIAIS UTILIZADOS
6.1.1 Ligante Asfáltico
O ligante asfáltico utilizado na pesquisa é o CAP 50/70, proveniente da refinaria REPAV.
Os resultados dos ensaios de caracterização do ligante foram fornecidos pelo próprio
laboratório e estão apresentados na Tabela 6.1
Tabela 6.1 - Caracterização do Ligante Asfáltico CAP 50/70
Características Resultado
Especificação
Penetração 6,2 mm
5,0 a 7,0
Ponto de Amolecimento 47,5 ºC
46 mín.
Viscosidade Brookfield - 135◦C 336 cP
274 mín.
Viscosidade Brookfield - 150◦C 168 cP
112 mín.
Viscosidade Brookfield - 177◦C 62 cP
57 a 285
RTFOT Penetração Retida 56%
55 mín.
RTFOT Aumento do Ponto de Amolecimento 4,3 ºC
8 máx.
RTFOT Ductilidade a 25◦C >150 cm
20 mín.
RTFOT Variação em Massa 0,270 %
0,5 máx.
Solubilidade no Tricloroetileno 100% em massa
99,5 mín.
Ductilidade a 25◦C >150 cm
60 mín.
Ponto de Fulgor 298 ºC
235 mín.
Índice de Suscetibilidade Térmica -1,3
-1,5 a 0,7
Densidade 1,013
-
54
6.1.2 Agregado
Nesta pesquisa utilizou-se agregado basáltico, muito utilizado em obras de pavimentação
asfáltica no interior do estado de São Paulo, proveniente da pedreira Bandeirante, localizada
na cidade de São Carlos/SP.
A granulometria do agregado utilizado foi determinada utilizando-se as peneiras
recomendadas pelo método Superpave, com abertura de malhas de 0,075 mm; 0,15 mm; 0,30
mm; 0,60 mm; 1,18 mm; 2,36 mm; 4,75 mm; 9,5 mm; 12,5 mm; 19,0 mm e 25,0 mm.
O peneiramento dos agregados foi realizado totalmente de maneira manual, para que o erro
fosse minimizado e, portanto, possam ser produzidos corpos-de-prova com características
mais semelhantes possível. Os dados de granulometria estão apresentados na Tabela 6.2 e nas
Figuras 6.1 e 6.2.
Tabela 6.2 - Granulometria dos Agregados
Pedra 1 Pedrisco Pó
Abertura Peneira
(mm)
Porcentagem passada acumulada
25 100,00 100,00 100,00
19 84,89 100,00 100,00
12,5 9,47 100,00 100,00
9,5 0,85 100,00 100,00
4,75 0,00 28,15 100,00
2,36 0,00 0,00 68,49
1,18 0,00 0,00 44,81
0,6 0,00 0,00 32,09
0,3 0,00 0,00 24,65
0,15 0,00 0,00 16,41
0,075 0,00 0,00 10,76
55
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50
peneiras elevadas a 0,45 (mm)
Porcentagem passada acumulada
Pedra 1 Pedrisco Pó de pedra
Figura 6.1. Granulometria dos Agregados – Especificação Superpave
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,0 0,1 1,0 10,0 100,0
Abertura das Peneiras (mm)
Porcentagem Passad
a
Acumulada
Pedra 1
Pedrisco
Pó de pedra
Figura 6.2. Granulometria dos Agregados
6.1.3 Cinzas – Resíduo
As cinzas utilizadas são resultantes da queima da casca de Pinus em algumas etapas da
fabricação de MDF (Medium Density Fiberboard) e apresentam granulometria fina, sendo
classificada como fíler.
56
O resíduo é proveniente da empresa Duratex – unidade Agudos/SP, divisão de madeiras.
Foram recolhidas do depósito dentro do pátio da fábrica e acondicionadas em sacos plásticos
para transporte até o Laboratório de Estradas da Escola de Engenharia de São Carlos-USP.
O material foi utilizado após secagem em estufa, até constância de massa, para a realização
dos ensaios de caracterização e das misturas asfálticas. A Figura 6.3 mostra as cinzas
utilizadas na pesquisa.
Figura 6.3. Cinzas Resultantes da Queima da Casca de Pinus
6.2 ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS
6.2.1 Determinação da massa específica solta do agregado graúdo
A massa específica solta de um agregado representa a massa, relativa a um determinado
volume, necessária para preencher um dado recipiente, sem qualquer tipo de esforço de
compactação. Representa uma situação de mínimo contato entre partículas e varia de acordo
com o diâmetro máximo nominal da mistura.
57
É preciso determinar a massa específica solta para cada agregado graúdo constituinte da
mistura, pedra 1 e pedrisco, usando a norma AASHTO T-19/T 19M (1997). Inicialmente
mede-se a massa de um cilindro de capacidade indicada na Tabela 6.3 e mostrado na Figura
6.4 (M
cv
), o qual deve ter altura aproximadamente igual ao diâmetro, e a altura nunca deve ser
menor que 80% ou 150% maior que o diâmetro. Em seguida, com uma pá colocam-se os
agregados no recipiente, em camadas, tomando-se o cuidado para que não exista a
compactação. O excesso de material é retirado manualmente até que a superfície livre dos
agregados esteja relativamente plana e no limite superior do cilindro. Verifica-se a massa do
conjunto, determinando a massa específica solta da pedra 1 e do pedrisco através da Equação
6.1:
c
cvcg
V
MM
MES
−
= (6.1)
onde:
MES: massa específica solta do agregado graúdo (kg/m
3
);
Mcg: massa do cilindro com agregado graúdo (kg);
Mcv: massa do cilindro vazio (kg);
Vc: volume do cilindro (m
3
).
Tabela 6.3 - Capacidade do Recipiente para Determinação da Massa Específica Solta
DMN (mm) Capacidade do Cilindro (l)
12,5 2,8
25 9,3
37,5 14
75 28
112 70
58
Figura 6.4. Cilindro Utilizado no Ensaio de Determinação da Massa Específica Solta
6.2.2 Determinação da massa específica compactada do agregado fino
Em misturas densas, os vazios criados pelo agregado graúdo, função da massa específica
escolhida, são preenchidos por um volume de agregado fino, determinado através da massa
específica compactada. A massa específica compactada é usada para garantir que a estrutura
de agregado fino seja a mais forte possível.
É preciso determinar a massa específica compactada para cada agregado fino constituinte da
mistura, seguindo o indicado na AASHTO T-19 19M (1997). Neste ensaio utiliza-se um
cilindro de capacidade citada na Tabela 6.3 e mostrado na Figura 6.5, com material sendo
disposto em três camadas, cada uma delas recebendo 25 golpes de uma haste metálica caindo
de uma altura de 5 cm da superfície livre do agregado. O excesso de material deve ser rasado
com o auxílio de uma régua metálica, com o cuidado de não causar nenhuma compactação
adicional, até atingir a borda superior do cilindro. A massa específica compactada é
determinada através da Equação 6.2:
59
c
cvcf
V
MM
MEC
−
= (6.2)
onde:
MEC: massa específica compactada do agregado fino (kg/m
3
);
Mcf: massa do cilindro com agregado fino (kg);
Mcv: massa do cilindro vazio (kg);
Vc: volume do cilindro (m
3
).
Figura 6.5. Cilindro Utilizado no Ensaio de Determinação da Massa Específica Compactada
6.2.3 Determinação da massa específica real, massa específica aparente e absorção do
agregado graúdo
A ASTM C 127 padroniza o método para a determinação da densidade aparente do agregado
graúdo, assim como a porcentagem de água absorvida pelo agregado. O ensaio consiste,
inicialmente, na preparação da amostra de agregado graúdo, composta por frações de
materiais retidos na peneira de abertura de 4,75 mm, lavados para a remoção do pó ou outros
60
contaminantes da superfície da partícula e secos em estufa. A quantidade de material de cada
amostra é determinada pela norma ASTM C 127, de acordo com o diâmetro nominal máximo
do agregado, conforme a Tabela 6.4.
Tabela 6.4 - Quantidade do Material da Amostra para Determinação da Densidade do
Agregado Graúdo
DMN (mm) Quantidade de material (kg)
12,5 2,0
25 3,0
37,5 4,0
75 5,0
112 8,0
Depois, a amostra é submersa em água destilada por um período de aproximadamente 24
horas, sendo, após esse período, removida da água e colocada sobre uma toalha, para posterior
secagem superficial.
O procedimento de secagem consiste no espalhamento das partículas sobre uma toalha
(Figura 6.6) e, em seguida na rolagem destas, de tal forma que as faces toquem a toalha até
que o filme de água que envolve cada partícula não seja mais visível, atingindo assim a
condição de secura superficial. A condição de secura superficial é atingida quando a partícula
torna-se fosca, sem o brilho da luz que é refletido pela água, ou, ainda, se for observada uma
mudança de cor da partícula.
Ao secar a amostra deve-se tomar cuidado para evitar a retirada da água contida dentro dos
poros do agregado. Para tanto, deve-se manter a toalha úmida durante o ensaio para que a
secagem da partícula seja apenas superficial, pois se a toalha estiver seca, corre-se o risco de
absorver água além da superfície, retirando-se a água contida nos poros da partícula. Outro
cuidado é a determinação da massa da amostra na condição de secura superficial
61
imediatamente após o procedimento de secagem estar concluído, evitando-se assim a
evaporação da água contida nos poros.
Em seguida, procede-se a determinação da massa da amostra submersa em água, cuidando
para que todo o ar contido entre as partículas seja expulso.
Retirado o recipiente que contêm a amostra de submersão, drena-se o excesso de água e
coloca-o na estufa para posterior determinação da massa seca da amostra. A densidade
aparente do agregado pode então ser calculada através da Equação 6.3.
Figura 6.6. Secagem Superficial do Agregado Graúdo
gg
g
apg
CB
A
−
=
ρ
(6.3)
onde:
ρ
apg
: massa específica aparente do agregado graúdo;
A
g
: massa da amostra de agregado graúdo seca em estufa, determinada ao ar (g);
B
g
: massa da amostra de agregado graúdo seca superficialmente, determinada ao ar (g);
62
C
g
: massa da amostra de agregado graúdo determinada submersa na água (g).
De posse das massas obtidas no decorrer do ensaio, pode-se determinar a porcentagem de
água absorvida pelo agregado após 24 horas de imersão e, também, a densidade real do
agregado, através das Equações 6.4 e 6.5:
100×
−
=
g
gg
g
A
AB
Abs
(6.4)
gg
g
rg
CA
A
−
=
ρ
(6.5)
onde:
Abs
g
: Absorção de água do agregado graúdo (%);
ρ
rg
: massa específica real do agregado graúdo.
O valor obtido na determinação da densidade aparente e absorção de água do agregado graúdo
correspondem à média aritmética entre três determinações, feitas com diferentes amostras de
um mesmo agregado.
6.2.4 Determinação da massa específica real, massa específica aparente e absorção do
agregado miúdo
A ASTM C 128 padroniza o método para a determinação da densidade aparente do agregado
miúdo, que também permite calcular a porcentagem de água absorvida pelo agregado.
63
A amostra para o ensaio é composta por cerca de 1000 g de material, constituída inteiramente
de agregados finos (passante na peneira 2,36 mm e retido na peneira 0,075 mm). O material é
lavado na peneira 0,075 mm e colocado em um recipiente onde água é adicionada em
quantidade suficiente para ultrapassar, em pelo menos 2 cm, o nível superior do agregado. O
recipiente é deixado em repouso durante 24 horas para permitir a saturação da amostra.
Decorrido o prazo de 24 horas de imersão da amostra, escorre-se o excesso de água, tomando-
se cuidado de não perder material. Passa-se o agregado saturado para uma bandeja,
espalhando para formar uma camada fina e de espessura uniforme. Inicia-se, então, o processo
de secagem do material através da passagem de uma corrente de ar aquecido sobre a bandeja,
revirando ao mesmo tempo o agregado para assegurar uma secagem uniforme, como
mostrado na Figura 6.7. Essa secagem é feita até que se inicie uma mudança de cor do
agregado e suas partículas comecem a desgrudar umas das outras. Quando isso acontece,
cessa-se a corrente de ar quente sobre o agregado.
Figura 6.7. Passagem de Corrente de Ar Quente
Utilizando um molde cônico sobre uma superfície plana e horizontal não absorvente, com a
abertura maior para baixo, enche-se o molde com agregados, despejando-os pela menor
abertura do molde e distribuindo-os regularmente em seu interior. Em seguida, compacta-se
64
com 25 golpes do soquete, distribuídos uniformemente pela superfície livre do agregado. O
soquete deve cair sobre o agregado de uma altura de 5 mm acima do topo da superfície livre
do agregado. Em seguida, levanta-se verticalmente o molde, tomando cuidado para não
esbarrar no cone de agregados formado. Se a umidade superficial nas partículas do agregado
ainda estiver presente, o agregado fino adquire a forma do molde, ou seja, se o cone de
agregados compactados não desmoronar parcial ou totalmente, não se terá atingido ainda o
ponto de amostra seca superficialmente. Neste caso, continua-se a secagem do material
através da corrente de ar quente, como descrito anteriormente, efetuando-se provas cada vez
mais freqüentes com o molde cônico, até que seja alcançada a condição de amostra saturada
seca superficialmente, que é atingida quando, ao se levantar o molde cônico, o cone de
agregado desmorona total ou parcialmente (Figura 6.8).
Figura 6.8. Condição Saturada Seca Superficialmente
Quando a condição de amostra saturada seca superficialmente do agregado é atingida, cerca
de 500g do material é transferido para um kitassato modificado, para a obtenção da massa
seca superficialmente. Adiciona-se água destilada ao kitassato modificado, até cobrir a
amostra. Agita-se, levemente, para obrigar a água a molhar toda a amostra e leva-se o
65
picnômetro a bomba de vácuo parcial por cerca de 15 a 20 minutos, até que as bolhas de ar
sejam eliminadas. Posteriormente, adiciona-se água destilada ao kitassato modificado, até o
menisco tangenciar o traço de referência, determinando-se, então, a massa do kitassato
modificado mais água mais agregado fino e a temperatura do conjunto contido no kitassato
modificado no momento da pesagem.
Depois o agregado fino é removido do interior do kitassato modificado e levado para secar em
estufa, até constância de peso. Após o resfriamento da amostra determina-se a massa da
amostra seca. A massa específica aparente das partículas de agregados finos é determinada
pela Equação 6.6:
()
ff
f
apf
DSB
A
−+
=
ρ
(6.6)
onde:
ρ
apf
: massa específica aparente do agregado fino;
A
f
: massa da amostra de agregado fino seca em estufa (g);
B: massa do kitassato modificado cheio de água, obtida a partir da curva de calibração (g);
S
f
: massa da amostra de agregado fino na condição saturada seca superficialmente (g);
D
f
: massa do kitassato modificado com agregado fino e água (g).
São determinadas, também, a massa específica real e a absorção das partículas de agregados
finos, de maneira similar ao cálculo da massa específica aparente, como se segue (Equações
6.7 e 6.8):
66
()
ff
f
rf
DAB
A
−+
=
ρ
(6.7)
(
)
100*
f
ff
f
A
AS
Abs
−
=
(6.8)
onde:
ρrf: massa específica real do agregado fino;
Abs
f
: absorção de água do agregado fino (%).
O valor obtido na determinação da densidade aparente e na absorção de água pelo agregado
fino corresponde à média aritmética entre três determinações feitas com diferentes amostras
de um mesmo agregado.
6.2.5 Determinação da massa específica real do fíler
A DNER-ME 085/94 padroniza o método para a determinação da massa específica real de
material de enchimento. O ensaio consiste, inicialmente, em colocar no frasco Le Chatelier,
mostrado na Figura 6.9, querosene até que seu nível superior fique entre as graduações 0 e 1
ml, enxugando as paredes internas do frasco acima do líquido e faz-se a primeira leitura do
nível superior do líquido.
67
Figura 6.9. Frasco de Lê Chatelier
Em seguida coloca-se cerca de 60 g do material a ser ensaiado, em pequenas porções,
tomando-se o cuidado para que o líquido não ultrapasse a faixa superior da graduação do
frasco e que o material não fique aderido às paredes do frasco acima do líquido.
Com a finalidade de expulsar o ar contido no material, coloca-se o frasco numa posição
inclinada e aplicam-se movimentos giratórios suaves. Quando não aparecerem mais bolhas de
ar na superfície do líquido a leitura final é feita, sendo que as duas leituras devem ser
realizadas com a temperatura diferindo, no máximo, de 0,2ºC.
A diferença entre as leituras inicial e final representa o volume do líquido deslocado pelo
material ensaiado, e a massa específica real é calculada pela Equação 6.9:
desl
fíler
rfíler
Vol
M
=
ρ
(6.9)
68
onde:
ρ
rfíler
: massa específica real do fíler (g/cm
3
);
M
fíler
: massa do material (g);
Vol
desl
: volume do líquido deslocado (cm
3
).
A diferença entre dois resultados em amostras similares de um mesmo material não deve
diferir mais que 0,009 g/cm
3
.
6.3 PICNOMETRIA DE GÁS
O picnômetro de gás determina o volume verdadeiro de um sólido, mesmo que poroso, por
variação da pressão de gás conhecido (WEBB e ORR, 1997). Normalmente utiliza-se gás
hélio porque este gás, além de inerte, penetra facilmente nos poros (acessíveis) da amostra,
devido ao pequeno tamanho dos seus átomos, permitindo assim determinar o volume do
sólido com mais rigor.
A picnometria de hélio é uma técnica de caracterização largamente utilizada para determinar a
densidade real dos materiais na forma de pós. Essa técnica está baseada no princípio de
Archimedes de deslocamentos de fluidos. O fluido é um gás que penetra nos poros mais finos
e por isso adquire uma máxima precisão. Por essa razão o gás hélio é recomendado, pois as
pequenas dimensões atômicas asseguram uma penetração entre as cavidades e poros com
dimensões de aproximadamente 1 Angstromns (BORASCHI et al., 1996).
As duas principais vantagens do picnômetro de hélio sobre o tradicional picnômetro com
líquido são: facilidade e rapidez. A facilidade é dada pela capacidade de penetração do gás
69
hélio entre as partículas e a velocidade para penetrar nos espaços tão pequenos e diminutos é
quase instantânea, por mais fino que seja o pó, aumentando ainda mais o grau de dificuldade
(REED, 1996).
O picnômetro de hélio é constituído por duas câmaras de volumes conhecidos (por calibração
prévia): a câmara onde se coloca a amostra e a câmara de expansão, ligadas por uma válvula
(válvula de expansão). Na Figura 6.10 tem-se o picnômetro utilizado na pesquisa e a Figura
6.11 mostra as massas utilizadas para calibração do sistema.
Figura 6.10. Picnômetro de gás hélio
70
Figura 6.11. Massas utilizadas para calibração do sistema
Antes de iniciar a análise propriamente dita, a amostra colocada na respectiva câmara é sujeita
a um processo de desgaseificação que consiste em repetidas purgas com hélio, para remoção
de impurezas e umidade que eventualmente possa conter. Depois de levado todo o sistema à
pressão atmosférica, isola-se a câmara de expansão, fechando a válvula de expansão e
pressuriza-se a câmara que contem a amostra até uma pressão P
1
(cerca de 17 psi). Em
seguida a válvula de expansão é aberta e, em conseqüência ocorre um abaixamento de pressão
para P
2
. Admitindo comportamento ideal do hélio, o volume do sólido pode ser calculado a
partir da Equação 6.10 (SMITH, 1996):
)()(
21 eSaSa
VVVPVVP
+
−
=− (6.10)
onde:
1
2
1
−
−=
P
P
V
VV
e
aS
(6.11)
71
e
V
a
: volume da câmara da amostra;
V
e
: volume da câmara de expansão;
V
S
: volume do sólido.
A massa do volume é automaticamente calcula pelo aparelho através da relação entre a massa
do sólido e o volume derivado da Equação 6.11.
6.4 DOSAGEM MARSHALL
A primeira etapa para a execução dos corpos-de-prova é o peneiramento, que é realizado após
a secagem dos agregados em estufa e a utilização das peneiras de abertura de 25,0; 19,0; 12,5;
9,5; 4,75; 2,36; 1,18; 0,60; 0,30; 0,15; 0,075 mm. As frações são recombinadas de acordo com
a curva granulométrica determinada pelo Método Bailey. As dosagens Marshall são realizadas
considerando-se os critérios volumétricos estabelecidos pelo Superpave quanto ao volume de
vazios. São utilizados, neste trabalho, dois tipos de fíleres, pó de pedra e as cinzas (resíduo).
As dosagens das misturas são realizadas de acordo com o procedimento estabelecido pela
NBR 12891, utilizando-se uma energia de compactação de 75 golpes por face do corpo-de-
prova.
A Norma ASTM D 2493 estabelece intervalos de temperatura para usinagem e compactação
do concreto asfáltico para o ensaio Marshall. Esses intervalos estão definidos em função da
relação temperatura-viscosidade. A temperatura apropriada para usinagem é aquela na qual o
CAP apresenta uma viscosidade Brookfield de 170 ± 20 cP, enquanto que a temperatura de
compactação é aquela em que o CAP apresenta uma viscosidade Brookfield de 280 ± 30 cP.
72
A curva de viscosidade versus temperatura do ligante asfáltico está demonstrada na Figura
6.12 e, através dela, determina-se a temperatura de mistura e de compactação. A temperatura
de aquecimento do agregado deve ser 15º C acima da do ligante asfáltico (Tabela 6.5).
Figura 6.12. Curva Viscosidade Brookfield versus Temperatura do Ligante Asfáltico
Tabela 6.5 - Temperaturas do Ligante Asfáltico, do Agregado e de Compactação.
Temperatura (ºC) Temperatura Média (ºC)
Agregado Mineral 163 a 170 166
Ligante Asfáltico 148 a 154 151
Compactação 136 a 142 139
Deve ser determinado o teor ótimo provável de ligante asfáltico através do método da
superfície específica, que consiste em calcular a superfície específica dos agregados, através
da Equação 6.12, e o teor estimado ótimo de ligante asfáltico, de acordo com a Equação 6.13.
Para a dosagem Marshall são escolhidos dois teores abaixo e dois teores acima do teor ótimo
provável.
100
00,13500,1230,233,017,0 faAgG
S
×
+
×
+
×
+
×
+×
=
(6.12)
73
onde:
S: superfície específica do agregado (m
2
/kg);
G: porcentagem retida na peneira 9,5 mm;
g: porcentagem passada na peneira 9,5 mm e retida na peneira 4,76 mm;
A: porcentagem passada na peneira 4,76 mm e retida na peneira 0,30 mm;
a: porcentagem passada na peneira 0,30 mm e retida na peneira 0,075 mm;
f: porcentagem passada na peneira 0,075 mm.
ca
ca
ca
T
T
P
´100
`100
+
×
=
(6.13)
onde:
P
ca
: porcentagem de ligante asfáltico (%);
T´
ca
: teor de ligante asfáltico corrigido (%).
Para o cálculo de T´
ca
utilizam-se as Equações 6.14 e 6.15:
am
ca
ca
T
T
δ
×
=
65,2
´
(6.14)
onde:
T`
ca
: teor de ligante asfáltico corrigido (%);
T
ca
: teor de ligante asfáltico (%);
δ
am
: densidade real do agregado mineral.
5
SmT
ca
=
(6.15)
74
onde:
m: módulo de riqueza em asfalto, variável de 3,75 a 4,00 para pavimentos rodoviários (adota-
se 3,75 quando se exige nas capas de rolamento máxima resistência à deformação por
compressão e 4,00 para capas que necessitam ter maior flexibilidade).
Antes do processo de compactação os moldes devem ser colocados em estufa, na temperatura
de compactação, e o ligante deve ser aquecido em estufa por duas horas. A mistura do
agregado com o ligante asfáltico é realizada individualmente. Depois de realizada a mistura
do corpo-de-prova, individualmente, a mistura asfáltica resultante é levada à estufa, onde
permanece por duas horas na temperatura de compactação, conforme estabelece a norma
AASHTO PP2.
Depois das duas horas inicia-se a compactação, com 75 golpes por face do corpo-de-prova,
com o compactador Marshall, mostrado na Figura 6.13. Após a compactação os corpos-de-
prova permanecem nos moldes cilíndricos durante três horas, para que ocorra o resfriamento
da mistura e obtenção de consistência dos corpos-de-prova. Depois de extraídos dos moldes
os corpos-de-prova devem ficar 24 horas sobre uma superfície plana para posterior pesagem
da massa ao ar e massa imersa, para a determinação dos elementos para o cálculo das
características volumétricas.
75
Figura 6.13. Compactador Marshall
6.4.1 Propriedades Volumétricas
A primeira propriedade a ser determinada é a densidade aparente dos corpos-de-prova, após
determinação da massa ao ar e a massa imersa. Para isso é utilizada a Equação 6.16:
M
i
M
a
Ma
Dap
−
=
(6.16)
onde:
Dap: densidade aparente do corpo-de-prova;
Ma: massa ao ar do corpo-de-prova (g);
Mi: massa imersa do corpo-de-prova (g).
76
A densidade máxima teórica da mistura (DMT) é calculada utilizando-se as massas
específicas e as porcentagens na mistura de ligante e agregado, através da Equação 6.17:
água
AG
p
CAP
p
AGCAP
DMT
ρ
ρρ
×
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=
1
(6.17)
onde:
DMT: densidade máxima teórica da mistura;
CAP
p
: quantidade do ligante asfáltico na mistura (%);
ρ
CAP
: massa específica do ligante asfáltico (g/cm
3
);
AG
p
: quantidade de agregados na mistura (%);
ρ
AG
: massa específica dos agregados (g/m
3
);
ρ
água
: massa específica da água = 1 g/cm
3
.
Quando se utiliza a densidade aparente considera-se que nenhuma quantidade de asfalto é
absorvida pelos poros existentes no agregado, ou seja, o volume dos vazios preenchidos pelo
asfalto está incluído como parte do volume da película do agregado, resultando em uma
mistura com volume de vazios menor do que ela realmente possui; e quando se utiliza a
densidade real dos agregados leva-se em conta somente o volume da massa sólida do
agregado e os poros permeáveis à água passam a fazer parte do volume de vazios da mistura,
o que resulta em um valor de volume de vazios maior do que a mistura apresenta. Gouveia
(2002) recomenda a densidade efetiva do agregado para resultados mais precisos, que pode
ser determinada através do Método Rice, que também determina a quantidade de ligante
asfáltico absorvido; esse método foi utilizado nesta pesquisa.
77
O volume de vazios (Vv) é definido como os espaços existentes entre as partículas de
agregados cobertos por uma película de asfalto, ou o volume de ar expresso como uma
porcentagem do volume total da mistura, como mostra a Equação 6.18:
1001 ×
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−=
DMT
Dap
Vv
(6.18)
onde:
Vv: volume de vazios (%).
O conceito de vazios do agregado mineral é a quantidade de vazios na mistura compactada
que é preenchida por ar ou ligante efetivo, ou seja, não absorvido. A equação que determina o
VAM é dada na Equação 6.19 ou 6.20:
(
)
100
1
1100 ×
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
−×
−−=
água
AG
p
CAPDap
VAM
ρ
ρ
(6.19)
ca
VVvVAM
+
=
(6.20)
onde:
VAM: vazios do agregado mineral (%);
ρ
água
: massa específica da água = 1 g/cm
3
;
V
ca
: volume de vazios preenchido pelo ligante asfáltico (%).
78
A relação betume-vazios (RBV) é definida como a porcentagem dos vazios do agregado
mineral que contém ligante asfáltico, ou seja, a porcentagem de vazios que é preenchida por
ligante e que representa o volume efetivo de ligante (Equações 6.21):
100×
−
=
VAM
VvVAM
RBV
(6.21)
onde:
RBV: relação betume-vazios (%).
6.4.2 Estabilidade e Fluência Marshall
Para os ensaios de estabilidade (E) e fluência (F) Marshall os corpos-de-prova são imersos
num banho de água a 60º C, durante cerca de 20 minutos. Após, são imediatamente
submetidos ao ensaio de compressão diametral, na forma idealizada por Marshall, para a
determinação da estabilidade, que corresponde à carga de ruptura (N), e da fluência, que
corresponde à deformação sofrida pelo corpo-de-prova até o momento da ruptura (mm). A
Figura 6.14 mostra a prensa do ensaio de compressão diametral, idealizado por Marshall.
79
Figura 6.14. Prensa para Ensaio de Estabilidade e Fluência Marshall
6.5 DENSIDADE MÁXIMA TEÓRICA E ABSORÇÃO DE MISTURAS ASFÁLTICAS
ATRAVÉS DO MÉTODO RICE
As amostras para a determinação das densidades máximas teóricas (DMT) através do método
Rice são preparadas de acordo com a curva granulométrica e o teor de trabalho de ligante
asfáltico. O procedimento de mistura da amostra é semelhante ao de preparação dos corpos-
de-prova Marshall, exceto pela não compactação. A absorção de ligante asfáltico pelo
agregado dá-se pela permanência da amostra por 2 horas em estufa na temperatura de
compactação, conforme a AASHTO PP2.
Após a amostra ser retirada da estufa, é resfriada manualmente, com uma espátula, para evitar
a formação de grumos (Figura 6.15).
80
Figura 6.15. Preparação da Amostra para o Ensaio de Absorção
Depois de resfriada, verifica-se a massa seca da amostra. Em seguida coloca-se a amostra em
um kitassato modificado, adiciona-se água destilada até cobrir completamente a massa. Após
isso, conecta-se o conjunto kitassato modificado, amostra e água à bomba de vácuo parcial,
durante aproximadamente 15 a 20 minutos para que sejam retiradas as bolhas de ar.
Extraídas todas as bolhas, completa-se o kitassato modificado com água destilada, tomando-se
o cuidado para não incorporar ar na água, e verifica-se a massa do conjunto (Figura 6.16). Por
fim, mede-se a temperatura da água dentro do kitassato modificado.
Figura 6.16. Conjunto Kitassato Modificado, Água e Mistura Asfáltica
81
O cálculo da Densidade Máxima Teórica (DMT) de cada mistura asfáltica dá-se pela Equação
6.22.
E
D
A
A
DMT
R
−
+
=
(6.22)
onde:
DMT
R
: densidade máxima teórica da mistura, determinada pelo Método Rice;
A: massa da amostra seca (g);
D: massa do kitassato modificado preenchido com água, em função da temperatura, de acordo
com a curva de calibração (g);
E: massa do conjunto kitassato modificado, água e amostra (g).
Com isso, pode-se determinar a massa específica efetiva do agregado (ρ
ef
), que por definição
é a relação entre a massa do agregado e seu volume efetivo, através da Equação 6.23.
CAP
p
Rágua
p
ef
CAP
DMT
CAP
ρρ
ρ
−×
−
=
11
1
(6.23)
onde:
ρ
ef
: massa específica efetiva do agregado (g/cm
3
);
ρ
água
: massa específica da água = 1 g/cm
3
(adotada);
ρ
CAP
: massa específica do ligante asfáltico (g/cm
3
);
DMT
R
: densidade máxima teórica da mistura, determinada pelo Método Rice;
CAP
p
: quantidade de ligante asfáltico na mistura (%).
82
Também por definição, tem-se que a absorção de ligante asfáltico pelo agregado (A
abs
) é dada
pela relação entre a massa de asfalto absorvida e a massa do agregado da mistura, podendo ser
determinada através da Equação 6.24.
100×
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
×
−
=
CAP
apef
apef
abs
A
ρ
ρρ
ρρ
(6.24)
onde:
A
abs
: porcentagem de ligante asfáltico absorvido por massa de agregado (%);
ρ
ap
: massa específica aparente do agregado (g/cm
3
).
6.6 ENSAIOS PARA AVALIAÇÃO DE MISTURAS ASFÁLTICAS
6.6.1 Ensaio de Módulo de Resiliência
Segundo o DNER, o módulo de resiliência (MR) de misturas asfálticas é a relação entre a
tensão de tração (σ
t
), aplicada repetidamente no plano vertical de uma amostra cilíndrica de
misturas asfáltica, e a deformação específica recuperável (ε
t
), correspondente à tensão
aplicada, numa dada temperatura (T).
Os materiais que compõe a estrutura de um pavimento, quando sujeitos a carregamentos
dinâmicos de curta duração e submetidos a tensões muito abaixo de sua plastificação, exibem
comportamento elástico e não necessariamente linear. O módulo de resiliência é o módulo de
elasticidade obtido por meio de ensaios laboratoriais, aplicando carregamentos repetidos nos
83
corpos-de-prova, simulando a situação em campo de passadas rápidas e repetidas das rodas
dos veículos.
Estudos realizados na Universidade do Texas (GONZALEZ et al., 1975) para avaliar os
métodos frequentemente utilizados em laboratórios para estimar as propriedades fundamentais
dos materiais, considerando os ensaios de módulo dinâmico (complexo), de módulo de
resiliência com carga axial, de módulo de resiliência à flexão e módulo de resiliência à tração
indireta, concluíram que o ensaio de tração indireta por compressão diametral é o mais
indicado para a determinação das características resilientes das misturas asfálticas.
Segundo Queiroz e Visser (1978), o conhecimento do módulo de resiliência do revestimento
de um pavimento flexível é um importante parâmetro para a determinação do número de
repetições do eixo padrão que esse pavimento pode suportar, até a ruptura por fadiga.
O ensaio de módulo de resiliência visa simular condições encontradas no campo, onde os
materiais que constituem o revestimento asfáltico são submetidos a carregamentos de curta
duração originados pela ação do tráfego. A deformação específica resiliente, ou recuperável, é
medida por um Linear Variable Differential Transducer (LVDT) acoplado a um sistema de
aquisição de dados e posicionado no plano perpendicular ao sentido do carregamento; dessa
forma, consegue-se avaliar o comportamento da mistura na zona onde ocorrem as
deformações de tração, responsáveis pela fadiga da camada (MOURÃO, 2003).
O modelo de resiliência é obtido através do ensaio de compressão diametral dinâmico, ou
ensaio de tração indireta, normalizado pelo DNER ME 133.
84
As alturas dos corpos-de-prova, determinadas utilizando-se um paquímetro com resolução de
centésimo de milímetro, correspondem à média entre três medições efetuadas em cada corpo-
de-prova. Após serem medidos, os corpos-de-prova permanecem por, no mínimo, 48 horas a
25ºC, em uma sala climatizada, até a realização do ensaio.
O ensaio foi realizado a 25º C, com aplicação de 100 ciclos de carregamento, sendo cada ciclo
com duração de 1 segundo, com 0,1 s de aplicação de carga e 0,9 s de recuperação. A
magnitude da carga aplicada é de 25 a 30% da resistência à tração do corpo-de-prova,
determinada no ensaio de resistência à tração por compressão diametral.
O módulo de resiliência das misturas é calculado através da Equação 6.25:
(
2692,09976,0 +××
)
×
∆
=
µ
H
F
MR
(6.25)
onde:
MR: módulo de resiliência (MPa);
F: carga vertical, repetidamente aplicada diametralmente no corpo-de-prova (N);
∆: deslocamento total, correspondente à deformação elástica sofrida pelo corpo-de-prova na
direção perpendicular à aplicação de carga (mm);
H: altura do corpo-de-prova (mm);
µ: coeficiente de Poisson.
Barksdale et al. (1997), sugerem que o coeficiente de Poisson deve estar entre 0,25 e 0,45,
para o ensaio realizado a uma temperatura de 25ºC. Medina (1997) sugere que seja adotado o
valor de 0,30 para o coeficiente de Poisson.
85
6.6.2 Resistência à Tração
O ensaio de resistência à tração por compressão diametral ou tração indireta, conhecido
internacionalmente como “ensaio brasileiro”, foi desenvolvido pelo professor Fernando Luiz
Lobo Carneiro para determinar a resistência à tração de corpos-de-prova de concreto através
de carregamento estático.
O ensaio consiste em submeter corpos-de-prova a uma compressão diametral, recebendo
cargas de compressão distribuídas ao longo de duas geratrizes opostas, que vai sendo
aumentada progressivamente, até que haja a ruptura do corpo-de-prova (não há esmagamento)
ao longo de um plano diametral.
Esta forma de carregamento gera uma tensão de tração normal à direção da carga aplicada e
ao longo do plano diametral vertical (Figura 6.17). As tensões de tração na direção
perpendicular à direção de aplicação da carga são praticamente constantes ao longo do
diâmetro e a ruptura ocorre com um estado de tensões tal que σ
t
/σ
c
= 1: 3.
Esse método tem sido utilizado para a determinação de propriedades mecânicas de misturas
asfálticas (módulo de resiliência, resistência à tração, coeficiente de Poisson). O ensaio é feito
segundo a norma DNER-ME 138/96, que estabelece o método para determinar a resistência à
tração por compressão diametral de misturas asfálticas, de utilidade para projetos de
pavimentos flexíveis.
86
Figura 6.17. Estado de Tensões no Carregamento Diametral
Determinada através do ensaio normalizado pelo DNER ME 138, é utilizada para definição da
carga que deve ser aplicada nos ensaios de módulo de resiliência por compressão diametral e
fadiga de misturas asfálticas. O ensaio realizado, nesta pesquisa a 25ºC, consiste na aplicação
progressiva de carga de compressão diametral estática até a ruptura do corpo-de-prova.
A Equação 6.26 fornece o valor da resistência à tração de cada corpo-de-prova:
H
D
F
RT
××
×
=
π
2
(6.26)
onde:
RT: resistência à tração (MPa);
F: carga de ruptura (N);
D: diâmetro médio do corpo-de-prova (mm);
H: altura média do corpo-de-prova (mm).
87
6.6.3 Ensaio de Fadiga
De um modo geral, a fadiga e a deformação permanente são os principais defeitos nas
camadas asfálticas, sendo, inclusive, os maiores responsáveis pela redução da vida útil de um
pavimento. A fadiga na camada asfáltica é a subtração gradativa de sua resistência com
posterior trincamento (ruptura), por efeito de solicitações repetidas das cargas do tráfego. O
parâmetro estrutural responsável por essa deficiência é a tensão de tração horizontal que se
desenvolve na face inferior do revestimento.
Segundo Pinto (1991), o principal defeito nos pavimentos rodoviários brasileiros tem como
causa o fendilhamento por fadiga, decorrente das solicitações repetidas do tráfego, em
conjunto com a elevada resiliência das camadas de base e sub-base granulares.
Há dois tipos de ensaio de fadiga: com tensão controlada e deformação controlada. No ensaio
de fadiga por compressão diametral com tensão controlada a carga aplicada é mantida
constante e as deformações resultantes aumentam no decorrer do ensaio, com critério de
parada está vinculado à ruptura completa do corpo-de-prova. No ensaio à deformação
controlada (deformação constante e diminuição do carregamento ao longo do ensaio), o
critério de parada não está associado à fratura completa da amostra, mas ao número de
solicitações capaz de reduzir a carga necessária para manter a deformação constante, em 40 a
50% da carga inicial, ou reduzir a rigidez inicial da amostra a um valor determinado
previamente.
O ensaio realizado nesta pesquisa é o de tensão controlada, que consiste na aplicação de um
carregamento com duração de 0,1 com 0,9 segundo de intervalo para representar o tempo
88
entre a aplicação de uma roda e outra. O corpo de prova é sujeito a um estado bi-axial de
tensões. A carga a ser aplicada depende da resistência à tração da mistura (RT), determinada
no ensaio de resistência à tração estática. Geralmente, realiza-se o ensaio por compressão
diametral com cargas entre 10 e 40% da RT. O critério de parada é a ruptura completa ou um
deslocamento de 6 mm.
O ensaio é realizado a 25ºC e os corpos-de-prova ficam acondicionados na temperatura de
ensaio por pelo menos 24 horas. O posicionamento do corpo-de-prova no suporte é como no
ensaio de resistência à tração, a aquisição dos deslocamentos é realizada com o uso de um
LVDT e os dados são captados e armazenados com o uso de um programa desenvolvido em
LabView. A Figura 6.18 mostra o esquema do ensaio de fadiga, com a ruptura do corpo-de-
prova diametralmente.
Figura 6.18. Esquema do ensaio de fadiga
Para a determinação do carregamento vertical, de acordo com a RT e o nível de tensão, é
utilizada a Equação 6.27:
89
2
)(%100
RTHD
F
×
×
×
×
=
π
(6.27)
onde:
F: carga aplicada (N);
D: diâmetro do corpo-de-prova (cm);
H: altura do corpo-de-prova (cm);
%RT: nível de carga em relação à resistência à tração.
As tensões encontradas no centro do corpo-de-prova, a diferença de tensões e a deformação
resiliente são determinadas pelas Equações 6.28, 6.29, 6.30 e 6.31
H
D
F
t
×××
×
=
π
σ
100
2
(6.28)
H
D
F
c
×
×
×
×
−
=
π
σ
100
6
(6.29)
H
D
F
×××
×
=∆
π
σ
100
8
(6.30)
M
R
RT
r
%
=
ε
(6.31)
onde:
σ
t
: tensão de tração (MPa);
90
σ
c
: tensão de compressão (MPa);
∆σ: diferença de tensões no centro do corpo-de-prova (MPa);
ε
r
: deformação resiliente;
RT: resistência à tração (MPa);
MR: módulo de resiliência (MPa).
A representação das curvas de fadiga é feita em um gráfico dilog, com os números de
solicitações de carga que levam à ruptura do corpo-de-prova nas ordenadas e as diferenças de
tensões e deformações que levam à ruptura nas abscissas. A curva de fadiga para o material é
determinada com as Equações 6.32 e 6.33:
2
1
1
k
T
kN
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∆
×=
σ
(6.32)
4
1
3
k
r
D
kN
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×=
ε
(6.33)
onde:
N
T
: número de aplicações de carga até a ruptura do corpo-de-prova, em função da diferença
de tensões;
N
D
: número de aplicações de carga até a ruptura do corpo-de-prova, em função da deformação
resiliente;
∆σ: diferença de tensões no centro do corpo-de-prova (MPa);
ε
r
: deformação resiliente;
k
1
, k
2
, k
3,
k
4
: parâmetros determinados por regressão no ensaio de vida de fadiga.
91
6.6.4 Dano por Umidade Induzida
Esse ensaio avalia a alteração do comportamento da mistura asfáltica submetida a um dado
condicionamento, em função da variação de uma propriedade mecânica, a resistência à tração
por exemplo. A avaliação é feita de forma comparativa, entre grupos condicionado e não
condicionado, com misturas similares. O ensaio é um instrumento de leitura da variação de
uma dada propriedade da mistura frente a um condicionamento.
O ensaio surgiu da necessidade de avaliar o efeito da perda de adesividade no comportamento
e durabilidade das misturas, avaliando a variação de alguma propriedade da mistura quando
submetida a esforços que resultassem na tração e no descolamento da película.
Segundo Furlan et al. (2004), a sensibilidade das misturas à umidade associa-se a dois
mecanismos que se interrrelacionam: a perda de adesão e a perda de coesão. A perda de
adesão deve-se à existência de água entre o asfalto e o agregado, sendo que a superfície do
agregado tem maior afinidade pela água do que o asfalto; desta forma a água fica entre a
película asfáltica e o agregado, rompendo o vínculo adesivo entre eles, deixando o agregado
sem proteção, causando o descolamento do filme de asfalto. Já a perda de coesão se dá devido
ao enfraquecimento do asfalto na presença de água, que diminui a resistência da união
asfalto/agregado, causando uma redução severa na resistência e integridade da mistura;
também pode ser visualizada em termos de desligamento entre o asfalto e a superfície do
agregado e esse mecanismo depende de fatores, como: temperatura, viscosidade e composição
do asfalto, tipo de agregado e espessura da película asfáltica.
92
A durabilidade de uma mistura asfáltica depende do grau de adesão entre o cimento asfáltico
e o agregado, podendo ser comprometida pela presença de água ou de umidade no seu
interior. O fator mais comumente atribuído como origem dos problemas de uma mistura
asfáltica é a água, que atua de forma diferenciada, mas sempre danosa, por isso, em grande
parte dos ensaios há água como agente causador do dano na mistura, aliada, por vezes, a
variações térmicas e/ou carregamentos cíclicos.
Os fatores que podem influenciar o dano por umidade são: características do concreto
asfáltico, abrangendo o agregado, o cimento asfáltico e o tipo de mistura; as condições
climáticas e os efeitos ambientais durante e após a construção e a drenagem sub-superficial do
pavimento.
O principal ensaio utilizado na avaliação dos danos por umidade das misturas asfálticas é o de
resistência à tração por compressão diametral, justificada pelo fato de refletir o esforço ao
qual a película de asfalto é submetida quando descolada e o ensaio também apresenta
sensibilidade suficiente para diagnosticar variações na resistência ou perdas de coesão da
mistura. A resistência à tração retida deve ser, no mínimo, de 80 % para aceitação da mistura.
O ensaio é realizado segundo a AASHTO T 283, sendo que os corpos-de-prova são
preparados seguindo o método Marshall e o procedimento está descrito a seguir:
• Saturação dos corpos-de-prova entre 55 e 80%, aplicando-se uma pressão de 254-660
mmHg;
• Congelamento a -18ºC por um período de 16 ±1 h, sendo os corpos-de-prova cobertos
por um filme plástico e colocados em um recipiente vedado com 10 ml de água;
93
• Imersão em banho a 60ºC por um período de 24 ±1 h, após retirado do filme e do
recipiente;
• Imersão em banho a 25ºC por um período de 2h ±10 min;
• Realização do ensaio de resistência à tração (RTC).
O cálculo da resistência à tração retida (RTR) por umidade induzida é a razão entre a
resistência à tração após o condicionamento (RTC) e a resistência à tração antes do
condicionamento (RT), pela Equação 6.34.
100×=
RT
RTC
RTR
(6.34)
Também pode ser realizado o ensaio de módulo de resiliência para avaliação do dano por
umidade induzida como alternativa ao uso do ensaio de resistência à tração na avaliação do
efeito da umidade. Este procedimento é muitas vezes adotado por ser rápido e não destrutivo,
podendo-se avaliar o módulo de resiliência dos corpos-de-prova antes e após serem
submetidos ao condicionamento, o que não é possível com o ensaio de resistência à tração,
que, por ser um ensaio destrutivo, avalia a variação da propriedade em termos de valores
médio dos grupos.
6.7 ENSAIOS AMBIENTAIS
Alguns ensaios são necessários para a verificação se as cinzas da queima da madeira podem
contaminar ou não o meio ambiente, trazendo risco à saúde, sendo eles:
• Massa bruta, conforme ABNT – NBR 10004: 2004;
94
• Procedimento para obtenção de extrato lixiviado de resíduos sólidos: conforme ABNT –
NBR 10005:2004;
• Procedimento para obtenção de extrato solubilizado de resíduos sólidos, conforme
ABNT – NBR 10006:2004.
6.7.1 Ensaio de massa bruta
Segundo a ABNT - NBR 10000:2004, os resíduos sólidos são definidos como resíduos nos
estados sólidos, semi-sólido, que resultam de atividades da comunidade de origem: industrial,
doméstica, hospitalar, comercial, agrícola, de serviços e varrição. A periculosidade de um
resíduo está ligada as suas características, que podem apresentar risco à saúde pública ou
riscos ao meio ambiente (quando gerenciado de maneira incorreta).
A classificação de um resíduo envolve a identificação do processo ou atividade que lhes deu
origem, de seus constituintes e características, e a comparação destes constituintes com
listagens de resíduos e substâncias cujo impacto à saúde e ao meio ambiente é conhecido.
Conforme a ABNT – NBR 10004:2004 os resíduos são classificados em:
• Resíduo classe I – Perigosos: aqueles que apresentam periculosidade, em função de suas
propriedades físicas, químicas ou infecto-contagiosas, provocando ou contribuindo para
o aumento de mortalidade ou incidência de doenças e/ou apresentar efeitos adversos ao
meio ambiente, quando manuseados ou dispostos de forma inadequada.. Além da
periculosidade, podem apresentar uma das seguintes características: inflamabilidade,
corrosividade, reatividade, toxicidade e patogenicidade;
95
• Resíduo classe II – Não perigosos, que estão subdivididos em:
• Resíduo classe II A – Não inertes: aqueles que não se enquadram nas classificações de
resíduo classe I (perigosos) ou de resíduo classe II B (inertes), podendo ter
propriedades como combustibilidade, biodegrabilidade ou solubilidade em água;
• Resíduo classe II B – Inertes: quaisquer resíduo que, quando amostrado de forma
adequada e submetidos a um contato estático ou dinâmico com a água destilada ou
desionizada, à temperatura ambiente, segundo ensaio de solubilização, não
apresentarem nenhum de seus constituintes solubilizado em concentrações superiores
aos padrões de potabilidade de água, excetuando-se os aspectos de aspecto, cor,
turbidez, sabor e dureza.
6.7.2 Procedimento para obtenção de extrato lixiviado de resíduos sólidos
O ensaio de lixiviação de resíduos é executado com o objetivo de separar substâncias
contaminantes ou não, do meio ambiente, por meio de lavagem ou percolação e desta forma
classificar o resíduo conforme o seu potencial contaminante.
6.7.3 Procedimento para obtenção de extrato solubilizado de resíduos sólidos
O ensaio de solubilização de resíduo é realizado para diferenciar os resíduos da classe II A
(não inerte) dos resíduos classe II B (inertes), sendo aplicado somente para o resíduo no
estado físico sólido.
96
97
CAPÍTULO 7 – APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS
RESULTADOS
7.1 CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS
Foram realizados os ensaios de massa específica solta e compactada do agregado graúdo -
pedra 1 e pedrisco; massa específica compactada do agregado fino - pó; massa específica real,
aparente e absorção do agregado graúdo; massa específica real, aparente e absorção do
agregado fino e massa específica do fíler mineral. Os resultados desses ensaios estão
representados na Tabela 7.1.
Tabela 7.1 - Características Físicas dos Agregados
Ensaio Pedra 1 Pedrisco Pó Fíler Mineral
Massa específica real (g/cm
3
) 2,965 2,976 3,068 2,853
Massa específica aparente (g/cm
3
) 2,828 2,810 2,844 -
Absorção (%) 1,635 1,986 2,570 -
Massa específica solta (kg/m
3
) 1452 1351 - -
Massa específica compactada (kg/m
3
) 1629 1493 1879 -
7.2 CARACTERIZAÇÃO DO RESÍDUO
Primeiramente, foi realizado o ensaio de determinação da massa específica do material de
enchimento (DNER-ME 085/94), mas o material flutuou no líquido, o querosene, que tem
densidade média 0,8. Também foi realizada nova tentativa com outro líquido de baixa
densidade, o álcool, mas o resíduo também flutuou.
98
Então, decidiu-se realizar ensaio através de um método que determinasse densidades baixas,
tendo sido escolhido o de picnometria de gás hélio. A determinação da densidade real do
material foi realizada conforme a norma ISO 1183-3 – “Plastics – Methods for determining
the denisty of non-cellular plastics – Part 3: Gas pycnometer method”. O ensaio foi realizado
no laboratório do Centro de Caracterização e Desenvolvimento de Materiais - CCDM, na
Universidade Federal de São Carlos. O equipamento utilizado foi o modelo Ultrapycnometer
1000, da Quantachrome.
A Tabela 7.2 apresenta os valores das cinco medidas e da média da densidade real do resíduo
– cinzas.
Tabela 7.2 - Valores de densidade real do resíduo – cinzas
Medidas
1 2 3 4 5
Média
2,463 2,343 2,286 2,264 2,256 2,322±0,086
7.3 CURVA GRANULOMÉTRICA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS
A curva granulométrica foi determinada através do método Bailey, para misturas contendo
3,5% de fíler - material passante na peneira de 0,075 mm - estando representada na Tabela 7.3
e na Figura 7.1.
Como será mostrado nos resultados da Dosagem Marshall, os corpos-de-prova compostos
pela curva granulométrica determinada através do Método Bailey não alcançaram o volume
de vazios recomendado, determinado pela Especificação Superpave. Acredita-se que isso
ocorreu devido à pequena quantidade de material fino na mistura, ou seja, passante na peneira
de abertura 2,36 mm.
99
Tabela 7.3 - Curva Granulométrica Bailey (3,5% de fíler)
Abertura da peneira (mm) Porcentagem passada acumulada
25,0 100,0
19,0
95,0
12,5
70,0
9,5
67,2
4,75
43,2
2,36
23,5
1,18
15,3
0,60
10,9
0,30
8,3
0,15
5,5
0,075
3,5
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
peneiras elevadas a 0,45 (mm)
porcentagem passant
e
Granulometria Pontos de controle Zona de restrição
Figura 7.1. Curva Granulométrica Bailey (3,5% de fíler)
Com isso, escolheu-se uma curva granulométrica que contivesse uma quantidade maior de
agregado fino, passando acima da zona de restrição da Especificação Superpave. A curva
granulométrica utilizada é apresentada na Tabela 7.4 e na Figura 7.2, para uma quantidade de
fíler de 3,5%.
100
Tabela 7.4 - Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (3,5% de fíler)
Abertura Peneiras (mm) Porcentagem passada acumulada
25 100,0
19 95,0
12,5 85,0
9,5 75,0
4,75 55,0
2,36 40,0
1,18 30,0
0,6 21,0
0,3 16,0
0,15 10,0
0,075 3,5
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
peneiras elevada a 0,45 (mm)
porcentagem passant
e
pontos de controle zona de restrição granulometria
Figura 7.2. Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (3,5% de fíler)
Da mesma maneira, foi escolhida uma curva granulométrica para a quantidade de fíler de
6,0%, passando acima da zona de restrição da Especificação Superpave (Tabela 7.5 e Figura
7.3). O Método Bailey foi realizado, mas a quantidade de material fino também foi pequena,
optando-se por seguir o mesmo realizado anteriormente com a quantidade de fíler de 3,5%.
101
Tabela 7.5 - Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (6,0% de fíler)
Abertura peneiras (mm) Porcentagem passada acumulada
25 100,0
19 95,0
12,5 85,0
9,5 75,0
4,75 55,0
2,36 40,0
1,18 30,0
0,6 21,0
0,3 16,0
0,15 10,0
0,075 6,0
Figura 7.3. Curva Granulométrica Acima da Zona de Restrição (6,0% de fíler)
7.4 DOSAGEM MARSHALL DAS MISTURAS ASFÁLTICAS
A dosagem Marshall é realizada com o intuito de obter o teor ótimo de ligante asfáltico para a
composição dos corpos-de-prova. Os parâmetros obtidos na dosagem são: densidade aparente
(Dap), volume de vazios (Vv), vazios do agregado mineral (VAM), relação betume-vazios
(RBV), estabilidade (N) e fluência (mm). O teor ótimo de ligante asfáltico é aquele
correspondente a um volume de vazios de 4%.
102
A Tabela 7.6 mostra a média dos parâmetros obtidos na dosagem Marshall, contendo 3,5% de
fíler e curva granulométrica determinada pelo Método Bailey. As Figuras 7.4 a 7.9
representam graficamente esses resultados.
Tabela 7.6 - Dosagem Marshall (Método Bailey – 3,5% de fíler)
%
CAP
Dap
Vv
(%)
VAM
(%)
RBV
(%)
Estabilidade
(N)
Fluência
(mm)
3,5 2,492 9,271 17,883 48,156 13060,00 2,190
4,0 2,483 8,830 18,633 52,621 10670,00 2,713
4,5 2,459 8,907 19,830 55,092 8913,33 2,517
5,0 2,456 8,221 20,344 59,602 10206,67 2,627
5,5 2,418 7,797 20,924 62,740 10765,00 2,635
6,0 2,410 7,014 21,289 67,070 11415,00 2,835
6,5 2,430 5,799 21,389 72,903 13020,00 2,995
2,400
2,420
2,440
2,460
2,480
2,500
3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5
Teor de asfalto (%)
Densidade aparent
e
Figura 7.4. Dosagem Marshall – Densidade aparente versus teor de asfalto (Método Bailey)
103
Figura 7.5. Dosagem Marshall – Volume de vazios versus teor de asfalto (Método Bailey)
Figura 7.6. Dosagem Marshall – Vazios do agregado mineral versus teor de asfalto (Método
Bailey)
Figura 7.7. Dosagem Marshall – Relação betume-vazios versus teor de asfalto (Método
Bailey)
104
Figura 7.8. Dosagem Marshall – Estabilidade versus quantidade de ligante (Método Bailey)
Figura 7.9. Dosagem Marshall – Fluência versus quantidade de ligante (Método Bailey)
Como se pode perceber, o volume de vazios não alcançou os 4% recomendados pela
especificação, mesmo aumentando-se o teor de asfalto até 6,5% (dois teores acima do
recomendado pelo Método de dosagem Marshall). Com a mudança na curva granulométrica
(passando acima da Zona de Restrição), para a quantidade de fíler de 3,5%, os resultados das
médias dos parâmetros da nova dosagem Marshall estão apresentados na Tabela 7.7 e nas
Figuras 7.10 a 7.15. O teor ótimo de ligante asfáltico, obtido para um volume de vazios de
4%, foi de 5,85%.
105
Tabela 7.7 - Dosagem Marshall (3,5% de fíler)
%
CAP
Dap
Vv
(%)
VAM
(%)
RBV
(%)
Estabilidade
(N)
Fluência
(mm)
4,0 2,456 7,839 17,5 55,3 11800 2,2
4,5 2,444 7,464 18,3 59,3 10525 2,3
5,0 2,448 6,509 18,6 65,0 10875 2,7
5,5 2,464 5,194 18,6 72,0 10057 2,2
6,0 2,494 3,406 18,2 81,3 10585 2,9
Figura 7.10. Dosagem Marshall – Densidade aparente versus teor de asfalto (3,5% de fíler)
Figura 7.11. Dosagem Marshall – Volume de vazios versus teor de asfalto (3,5% de fíler)
106
Figura 7.12. Dosagem Marshall – Vazios do agregado mineral versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)
Figura 7.13. Dosagem Marshall – Relação betume-vazios versus teor de asfalto (3,5% de
fíler)
Figura 7.14. Dosagem Marshall – Estabilidade versus teor de asfalto (3,5% de fíler)
107
Figura 7.15. Dosagem Marshall – Fluência versus teor de asfalto (3,5% de fíler)
Foi realizada a dosagem Marshall com os corpos-de-prova contendo 6,0% de fíler e os
resultados das médias dos parâmetros estão apresentados na Tabela 7.8 e Figura 7.16 a 7.21.
O teor ótimo de ligante asfáltico é de 5,0%.
Tabela 7.8 - Dosagem Marshall (6,0% de fíler)
%
CAP
Dap
Vv
(%)
VAM
(%)
RBV
(%)
Estabilidade
(N)
Fluência
(mm)
4,0 2,462 7,427 17,2 56,7 12155 2,5
4,5 2,478 6,014 17,0 64,8 13075 2,8
5,0 2,513 4,013 16,4 75,6 13050 3,3
5,5 2,521 3,013 16,7 82,0 13300 2,5
6,0 2,525 2,330 17,3 86,5 10925 2,7
108
Figura 7.16. Dosagem Marshall – Densidade aparente versus teor de asfalto (6,0% de fíler)
Figura 7.17. Dosagem Marshall – Volume de vazios versus teor de asfalto (6,0% de fíler)
Figura 7.18. Dosagem Marshall – Vazios do agregado mineral versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)
109
Figura 7.19. Dosagem Marshall – Relação betume-vazios versus teor de asfalto (6,0% de
fíler)
Figura 7.20. Dosagem Marshall – Estabilidade versus teor de asfalto (6,0% de fíler)
Figura 7.21. Dosagem Marshall – Fluência versus teor de asfalto (6,0% de fíler)
110
7.5 ENSAIOS EXPLORATÓRIOS
O objetivo deste trabalho, como já citado, é testar a hipótese de que a utilização de cinzas da
queima da casca de Pinus como agregado fino não compromete o comportamento de misturas
asfálticas. Para tanto, desenvolveu-se um programa de ensaios com o propósito de avaliar,
primeiramente, o comportamento das propriedades volumétricas dos corpos-de-prova
contendo o resíduo-cinzas.
A dificuldade está na seleção do valor da massa específica do resíduo que deve ser empregada
para que valores realísticos sejam alcançados, uma vez que a massa específica determinada
pela picnometria de gás hélio foi bem superior à aparente, cuja determinação não foi possível
com a utilização de fluidos usuais: água, querosene e álcool.
A massa específica real inclui apenas o volume das partículas dos agregados e não o volume
de nenhum poro ou capilar que pode ser preenchido com água, Enquanto a massa específica
aparente inclui todo o volume das partículas dos agregados, assim como o volume dos poros
que pode ser preenchido com água. O volume de sólidos de um agregado, nas determinações
usuais para caracterização visando utilização em pavimentação asfáltica, contém os poros
internos que são impermeáveis tanto à água quanto ao asfalto, o que, na picnometria de gás
hélio, não ocorre, pois seus átomos são tão pequenos que alcançam esses vazios internos do
material (no nosso caso, o resíduo) e, assim, permitem que o volume de sólidos não inclua os
poros internos, resultando em maiores valores de massa específica.
Admitindo-se que o ligante asfáltico não consegue acessar os vazios internos do resíduo (que
fazem a massa específica aparente ser tão mais baixa do que a massa específica real obtida no
111
ensaio de picnometria de gás hélio), foi considerada, neste trabalho, a massa específica
aparente, pois o asfalto não consegue acessar os vazios internos, que seria análogo aos poros
dentro dos agregados, não considerados quando se determina a massa específica real dos
agregados.
Foi considerado, também, que o fíler faz parte de um mástique, formado juntamente com o
ligante asfáltico, ou seja, o resíduo é formado por partículas tão finas que são incorporadas à
película de ligante asfáltico que envolve as partículas maiores.
Inicialmente, foram feitas misturas com o resíduo, substituído em massa pela curva
granulométrica determinada para o fíler mineral, ou seja, empregando-se o valor de massa
especifica real do resíduo. Foram compostos corpos-de-prova com teor ótimo de ligante
obtido para as misturas com o fíler mineral (misturas de controle) e também com porcentagem
maiores de ligante asfáltico, devido a granulometria do resíduo ser mais fina. As Tabelas 7.9 e
7.10 mostram os resultados das misturas para 3,5 e 6,0% de resíduo-cinzas.
Tabela 7.9 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 3,5% de resíduo (em
massa)
% CAP Dap DMT Vv (%) VAM (%) RBV (%)
5,85 2,316 2,474 6,886 19,519 67,442
6,5 2,332 2,500 6,696 21,662 69,088
Tabela 7.10 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 6,0% de resíduo (em
massa)
% CAP Dap DMT Vv (%) VAM (%) RBV (%)
5,0 2,193 2,518 12,928 23,751 45,590
7,0 2,261 2,435 7,152 22,774 68,598
112
Nota-se que o volume de vazios manteve-se muito alto, mesmo aumentando-se muito o teor
de ligante asfáltico, e que os corpos-de-prova compostos pelo resíduo apresentam um volume
maior, como pode ser verificado na Tabela 7.11.
Tabela 7.11 - Volume dos corpos-de-prova contendo diferentes tipos de fíler
Tipo Fíler % Fíler %CAP Volume (cm
3
)
3,5 5,85 479
Mineral
6,0 5,0 470
3,5 5,85 510,8
Resíduo
6,0 5,0 540,6
Com a indicação de que a consideração da massa específica real do resíduo não estava
adequada, o que também pôde ser verificado quando, calculando-se a massa específica do
resíduo através dos valores de Densidade Máxima Teórica (Equação 6.17), foi obtido valor
em torno de 0,8. Foi feita a substituição do fíler mineral pelo resíduo em volume, ou seja,
considerando-se o valor da massa específica aparente, admitindo-se relação de massas
específicas de 1:3 (fíler mineral: cinzas). As Tabelas 7.12 e 7.13 mostram os resultados dos
parâmetros volumétricos das misturas com substituição do fíler mineral pelo resíduo em
volume.
Tabela 7.12 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 3,5% de resíduo (em
volume)
% CAP Dap DMT Vv (%) VAM (%) RBV (%)
6,0 2,453 2,576 4,779 19,308 75,251
7,0 2,475 2,514 1,569 18,670 91,597
Tabela 7.13 - Propriedades volumétricas dos corpos-de-prova contendo 6,0% de resíduo (em
volume)
% CAP Dap DMT Vv (%) VAM (%) RBV (%)
5,0 2,387 2,589 7,823 19,604 60,096
6,0 2,424 2,544 4,733 19,090 75,220
6,5 2,423 2,516 3,688 19,236 80,829
113
Foram obtidos os teores ótimos de ligante asfáltico de 6,2 e 6,3% de ligante, respectivamente,
para a quantidade de resíduo de 3,5 e 6,0%, correspondentes a um volume de vazios de 4,0%.
7.6 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO
Na Tabela 7.14 estão apresentados os valores médios, referentes a três determinações, e os
desvios padrão da resistência à tração por compressão diametral. Na Figura 7.22 pode-se
visualizar a variação dos valores de resistência à tração, para diferentes quantidades e tipos de
fíler – mineral e resíduo.
Tabela 7.14 – Valores médios de resistência à tração
Resistência à Tração (MPa)
Fíler Mineral Resíduo
Quantidade de Fíler (%)
Média Desvio Padrão Média Desvio Padrão
3,5 1,744 0,02 1,454 0,06
6,0 1,575 0,04 1,477 0,10
Figura 7.22. Variação da resistência tração em função da quantidade e do tipo de fíler
114
Pode-se perceber que as misturas contendo uma quantidade menor de fíler mineral
apresentam valores de resistência à tração superiores, de aproximadamente 10%. Em relação
ao tipo de fíler os resultados dos ensaios com o fíler mineral foram maiores – cerca de 20% e
7%, para 3,5 e 6,0% de fíler respectivamente, quando comparados às misturas com o resíduo,
indicando uma maior diferença quando é menor o teor de material passado na peneira nº 200.
7.7 MÓDULO DE RESILIÊNCIA
Os dados apresentados na Tabela 7.15 referem-se à média dos valores, referentes a
determinação em todos os corpo-de-prova da pesquisa - exceto àquele submetidos ao
condicionamento do ensaio de umidade induzida - e os desvios padrão de módulo de
resiliência. A Figura 7.23 ilustra a variação do módulo de resiliência em função da quantidade
e tipo de fíler.
Tabela 7.15 – Valores médios de módulo de resiliência
Módulo de Resiliência (MPa)
Fíler Mineral Resíduo
Quantidade de Fíler (%)
Média Desvio Padrão Média Desvio Padrão
3,5 7273 94,20 6280 63,55
6,0 8022 79,61 6815 38,29
115
Figura 7.23. Variação do módulo de resiliência em função da quantidade e tipo de fíler
Para quantidades maiores de fíleres (6,0%) os valores de módulo de resiliência são superiores,
de 10 e 8% para fíler mineral e o resíduo, respectivamente. Quanto ao tipo de fíler, os
resultados para o resíduo foram, aproximadamente, 15% menores quando comparados com os
do fíler mineral.
7.8 RELAÇÃO MR/RT
A relação MR/RT permite inferir o comportamento das misturas asfálticas em relação ao
trincamento, tendo sido utilizada como um indicador da flexibilidade com a capacidade de
suporte das misturas; quando se tem valores baixos dessa relação pode haver uma melhora no
comportamento mecânico das misturas, pois pode indicar maior flexibilidade unida a uma boa
resistência à tração. Porém, o ideal é a realização de análise mecanística com a execução dos
ensaios de módulo de resiliência e de vida de fadiga para estimar o comportamento da mistura
em estruturas de pavimentos.
116
A Tabela 7.16 apresenta os resultados da relação MR/RT para as diferentes quantidades e
tipos de fíler, e a Figura 7.24 compara graficamente essas relações.
Tabela 7.16 – Relação MR/RT em função da quantidade e do tipo de fíler
Relação MR/RT
Quantidade de Fíler (%)
Fíler Mineral Resíduo
3,5 4170 4318
6,0 5092 4614
Figura 7.24. Relação MR/RT em função da quantidade e do tipo de fíler
As misturas contendo fíler mineral se mostraram mais sensíveis à quantidade desse material
na mistura, aumentando a relação MR/RT em 22% com o aumento do teor de fíler. Para uma
quantidade de fíler de 6,0%, os valores para misturas com fíler mineral foram cerca de 10%
maiores que as das com resíduo.
7.9 VIDA DE FADIGA
Os resultados dos ensaios de fadiga estão apresentados nas Tabelas 7.17 a 7.20. O ensaio
realizado foi o de tensão controlada, com valores de carga aplicados de 10, 20, 30 e 40% da
117
resistência à tração. Com as curvas dos ensaios de fadiga, ilustrados nas Figuras de 7.25 a
7.32, foram calibrados os modelos de fadiga, tanto em função da diferença de tensões como
para a deformação resiliente.
Tabela 7.17– Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 3,5% de
fíler mineral
RT considerada = 1,744 MPa
MR Tensão aplicada Carga ∆σ
Nº
CP
(MPa) (MPa)
%RT
(N) (MPa)
N ε
r
63 7037 0,159 9,11 1502,81 0,6352 22502 2,26E-05
64 6743 0,159 9,10 1503,26 0,6352 15654 2,35E-05
65 7192 0,319 18,32 3004,74 1,2779 3143 4,44E-05
78 5118 0,318 18,21 3007,43 1,2703 1146 6,21E-05
79 6377 0,485 27,80 4521,19 1,9391 423 7,60E-05
80 6894 0,476 27,30 4502,33 1,9041 395 6,91E-05
81 10597 0,628 35,99 5991,80 2,5109 210 5,92E-05
82 7023 0,642 36,83 6003,29 2,5694 213 9,15E-05
Função da diferença de tensões
Modelos de
Fadiga
Função da deformação resiliente
2957,3
1
1,4087
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∆
×=
σ
N
3798,3
12
1
104
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
××=
−
r
N
ε
y = 4087,1x
-3,2957
R
2
= 0,9719
100
1000
10000
100000
0,1 1,0 10,0
∆σ
N◦ Ciclos
Figura 7.25. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 3,5% de fíler mineral
118
y = 4E-12x
-3,3798
R
2
= 0,9061
100
1000
10000
100000
1,0E-05 1,0E-04
ε
r
N◦ Ciclos
Figura 7.26. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 3,5% de fíler mineral
Tabela 7.18 – Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 6,0% de
fíler mineral
RT considerada = 1,575 MPa
MR Tensão aplicada Carga ∆σ
Nº
CP
(MPa) (MPa)
%RT
(N) (MPa)
N ε
r
51 7510 0,158 10,06 1503,25 0,6337 32162 2,11E-05
52 9586 0,160 10,18 1504,94 0,6415 42669 1,67E-05
53 8748 0,319 20,22 3006,47 1,2745 3942 3,64E-05
66 6942 0,317 20,11 3004,85 1,2670 2512 4,56E-05
67 6142 0,475 30,14 4509,97 1,8992 596 7,73E-05
68 8417 0,484 30,69 4505,74 1,9343 475 5,75E-05
69 7605 0,629 39,93 5987,59 2,5162 341 8,27E-05
70 8297 0,608 38,60 5987,53 2,4327 399 7,33E-05
Função da diferença de tensões
Modelos de
Fadiga
Função da deformação resiliente
527,3
1
7139
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∆
×=
σ
N
1729,3
11
1
103
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
××=
−
r
N
ε
119
y = 7139x-3,527
R
2
= 0,9819
100
1000
10000
100000
0,1 1,0 10,0
∆σ (MPa)
N◦ Ciclos
Figura 7.27. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 6,0% de fíler mineral
y = 3E-11x
-3,1729
R
2
= 0,9661
100
1000
10000
100000
1,0E-05 1,0E-04
ε
r
N◦ Ciclos
Figura 7.28. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 6,0% de fíler mineral
120
Tabela 7.19– Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 3,5% de
resíduo
RT considerada = 1,454 MPa
MR Tensão aplicada Carga ∆σ
Nº
CP
(MPa) (MPa)
%RT
(N) (MPa)
N εr
91 5801 0,148 10,15 1402,85 0,5903 11483 2,54E-05
92 6381 0,148 10,19 1403,33 0,5929 11168 2,32E-05
93 5852 0,295 20,26 2802,51 1,1785 1429 5,03E-05
94 6428 0,297 20,44 2807,44 1,1892 2091 4,62E-05
95 6100 0,443 30,47 4196,82 1,7727 582 7,26E-05
96 7516 0,438 30,12 4201,08 1,7521 735 5,83E-05
97 6319 0,595 40,93 5596,02 2,3808 377 9,42E-05
98 6144 0,590 40,60 5581,27 2,3618 245 9,61E-05
Função da diferença de tensões
Modelos de
Fadiga
Função da deformação resiliente
5928,2
1
3,2814
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∆
×=
σ
N
6723,2
9
1
105
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
××=
−
r
N
ε
y = 2814,3x
-2,5928
R
2
= 0,9861
100
1000
10000
100000
0,100 1,000 10,000
∆σ (MPa)
N◦ Ciclos
Figura 7.29. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 3,5% de resíduo
121
y = 5E-09x
-2,6723
R
2
= 0,9828
100
1000
10000
100000
1,00E-05 1,00E-04
ε
r
N◦ Ciclos
Figura 7.30. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 3,5% de resíduo
Tabela 7.20 – Resultados dos ensaios de fadiga para os corpos-de-prova contendo 6,0% de
resíduo
RT considerada = 1,477 MPa
MR Tensão aplicada Carga ∆σ
Nº
CP
(MPa) (MPa)
%RT
(N) (MPa)
N εr
106 7162 0,148 10,04 1403,86 0,5929 11915 2,07E-05
107 7148 0,148 9,99 1403,72 0,5904 8206 2,07E-05
108 6255 0,292 19,79 2806,21 1,1694 1677 4,67E-05
109 6585 0,299 20,24 2805,85 1,1958 1896 4,54E-05
110 6715 0,440 29,80 4207,86 1,7603 477 6,55E-05
111 6493 0,444 30,04 4204,53 1,7745 412 6,83E-05
112 5913 0,588 39,82 5590,63 2,3526 162 9,95E-05
113 7780 0,592 40,10 5597,54 2,3691 231 7,61E-05
Função da diferença de tensões
Modelos de
Fadiga
Função da deformação resiliente
8568,2
1
4,2374
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∆
×=
σ
N
7021,2
9
1
102
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
××=
−
r
N
ε
122
y = 2374,4x
-2,8568
R
2
= 0,9854
100
1000
10000
100000
0,100 1,000 10,000
∆σ (MPa)
N◦ Ciclos
Figura 7.31. Número de ciclos em função da diferença de tensões em corpos-de-prova
contendo 6,0% de resíduo
y = 2E-09x
-2,7021
R
2
= 0,975
100
1000
10000
100000
1,00E-05 1,00E-04
ε
r
N◦ Ciclos
Figura 7.32. Número de ciclos em função da deformação resiliente em corpos-de-prova
contendo 6,0% de resíduo
123
100
1000
10000
100000
0,100 1,000 10,000
∆σ (MPa)
N◦ Ciclos
3,5% resíduo 6,0% resíduo 3,5% fíler mineral 6,0% fíler mineral
Figura 7.33. Número de ciclos em função da diferença de tensões para corpos-de-prova
contendo diferentes quantidades e tipos de fíler
As Figuras 7.33 e 7.34 mostram a variação do comportamento das curvas de fadiga de corpos-
de-prova contendo diferentes quantidades e tipos de fíler. Pode-se perceber na Figura 7.33
que, quando o mesmo tipo de fíler é utilizado, a inclinação das retas se mantém, apenas
transladando quando se muda a quantidade de fíler. Porém quando comparados os diferentes
tipos de fíleres há uma mudança na inclinação. A Figura 7.34 não apresenta nenhuma
tendência para as diferentes quantidades e tipos de fíler.
124
100
1000
10000
100000
1,0E-05 1,0E-04
εr
N◦ Ciclos
3,5% resíduo 6,0% resíduo 3,5% fíler mineral 6,0% fíler mineral
Figura 7.34. Número de ciclos em função da deformação resiliente para corpos-de-prova
contendo diferentes quantidades e tipos de fíler
7.10 DANO POR UMIDADE INDUZIDA
Os resultados dos ensaios para avaliação do dano por umidade induzida, quanto a resistência à
tração, estão na Tabela 7.21. Na Figura 7.35 pode-se visualizar o comportamento das misturas
quanto à susceptibilidade térmica e à água, em que o valor mínimo de resistência à tração
retida deve ser de 80%, de acordo com a AASHTO T-283, que foi a norma seguida para o
condicionamento dos corpos-de-prova, com volume de vazios destes de 4,0%, existindo
outros ensaios, como do NCHRP 246 e ASTM D 4867, em que o procedimento de
condicionamento e critério de aceitação são diferentes, este último sendo de 70%.
Tabela 7.21 – Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida – resistência à tração
RT (MPa) RTC (MPa) RTR (%)
Quantidade de Fíler (%)
Fíler
Mineral
Resíduo
Fíler
Mineral
Resíduo
Fíler
Mineral
Resíduo
3,5 1,744 1,454 1,301 0,969 74,6 66,6
6,0 1,575 1,477 1,389 0,860 88,1 58,2
125
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
3,5 6,0
Quantidade de fíler (%)
RTR (%
)
Fíler Mineral Resíduo
Figura 7.35. Valores de resistência a tração retida (RTR) das misturas
Apenas as misturas contendo 6,0% de fíler mineral exibiram valores de RTR maiores de 80%,
portanto, não são sensíveis aos danos por umidade induzida. As misturas contendo o resíduo
apresentaram valores de RTR muito menores que os com fíler mineral, sendo muito mais
susceptíveis aos danos por umidade induzida.
Os resultados dos ensaios de sensibilidade à umidade, quanto ao módulo de resiliência, estão
na Tabela 7.22, e na Figura 7.36 pode-se visualizar o comportamento das misturas,
destacando-se que não há uma norma para esse tipo de ensaio, fazendo-se de foram similar à
análise da resistência à tração, limitando o valor de módulo de resiliência retido em 80%.
Tabela 7.22 – Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida – módulo de resiliência
MR (MPa) MRC (MPa) MRR (%)
Quantidade de Fíler (%)
Fíler
Mineral
Resíduo
Fíler
Mineral Resíduo
Fíler
Mineral
Resíduo
3,5 7845 7119 6176 4487 78,73 62,96
6,0 8418 6840 7149 4208 84,92 61,52
126
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
3,5 6,0
Quantidade de fíler (%)
MRR (%)
Fíler Mineral Resíduo
Figura 7.36. Valores de módulo de resiliência retida (MRR) das misturas
Analogamente aos resultados de RTR, apenas misturas contendo 6,0% de fíler mineral
apresentaram valores de MRR maiores que 80%, sendo não susceptíveis aos danos por
umidade induzida. As misturas contendo o resíduo apresentaram comportamento inferior ao
das misturas com fíler mineral.
7.11 ANÁLISE MECANÍSTICA
Para a avaliação do comportamento das misturas em relação à vida de fadiga foi realizada
uma análise mecanística, que permite que o módulo de resiliência seja considerado, pois está
diretamente relacionado às respostas estruturais.
Para isso, foram elaboradas duas estruturas de pavimentos hipotéticas e, com o auxílio do
programa computacional ELSYM5 (Elastic Layered System 5), determinadas as diferenças de
tensões na fibra inferior da camada do revestimento asfáltico. As características das camadas
das duas estruturas estão descritas na Tabela 7.23.
127
Tabela 7.23 – Características das camadas das duas estruturas utilizadas na análise
mecanística
ESTRUTURA 1
Espessura (cm) Coeficiente Poisson Módulo de Resiliência (kgf/cm
2
)
CAPA
15 0,35 variável
BASE
25 0,4 3500
SUB BASE
30 0,4 2000
SUB LEITO
semi-infinito 0,45 500
ESTRUTURA 2
Espessura (cm) Coeficiente Poisson Módulo de Resiliência (kgf/cm
2
)
CAPA
10 0,35 variável
BASE
15 0,4 3000
SUB BASE
20 0,4 1500
SUB LEITO
semi-infinito 0,45 350
Quanto ao carregamento, foram simuladas rodas duplas, com pressão de enchimento de pneus
de 5,6 kgf/cm
2
, com carregamento de 8200kgf, separados a uma distância de 28,8 cm. A
Figura 7.37 esquematiza a estrutura e o carregamento, assim como os pontos de análise das
tensões sob o carregamento e entre as rodas.
128
Figura 7.37. Esquema da estrutura e carregamentos da simulação para análise estrutura
mecanística
Para a avaliação estrutural, utilizou-se o modelo correspondente de cada material, segundo a
Equação 7, e assim determinado o número de ciclos correspondente à vida de fadiga do
material com as diferenças de tensões calculados pelos dados gerados pelo programa
computacional ELSYM5. O ponto mais crítico é o A – sob o carregamento, e a vida de fadiga
das diferentes misturas estão apresentados nas Tabelas 7.24 e 7.25 e nas Figuras 7.38 e 7.39
tem-se a comparação gráfica dos dados.
2
1
1
k
kN
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∆
×=
σ
(7)
129
Para a estrutura mais rígida, a substituição do fíler mineral pelo resíduo reduziu a vida de
fadiga em 20% para uma quantidade de fíler de 3,5% e de 60% para 6,0% de fíler. Na
estrutura mais esbelta, a substituição de fíler mineral por resíduo melhorou a vida de fadiga,
aumentado o número de ciclos em 25%, enquanto que para uma quantidade de fíler de 6,0%
diminuiu em 32%.
Tabela 7.24 – Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 1
Mistura ∆σ (MPa) k
1
k
2
N
3,5% resíduo 0,8023 2814,30 2,593 4982
6,0% resíduo 0,8441 2374,40 2,857 3853
3,5% fíler mineral 0,8770 4087,10 3,296 6299
6,0% fíler mineral 0,9303 7139,00 3,527 9211
Tabela 7.25 – Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 2
Mistura ∆σ (MPa) k
1
k
2
N
3,5% resíduo 1,8340 2814,30 2,593 584
6,0% resíduo 1,9090 2374,40 2,857 374
3,5% fíler mineral 1,9719 4087,10 3,296 436
6,0% fíler mineral 2,0668 7139,00 3,527 552
Figura 7.38. Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 1
130
Figura 7.39. Vida de fadiga das diferentes misturas para a estrutura 2
7.12 ESTABILIDADE E FLUÊNCIA MARSHALL
Na Tabela 7.26 estão apresentados os valores médios, referentes a três determinações, e os
desvios padrão de Estabilidade Marshall. Na Figura 7.40 pode-se visualizar a variação dos
valores de Estabilidade Marshall com diferentes quantidades e tipos de fíler – mineral e o
resíduo.
Pode-se perceber que as misturas contendo 6,0% de fíler mineral apresentaram os maiores
valores de estabilidade e as misturas com resíduo apresentaram resultados praticamente iguais
para diferentes quantidades do material.
Tabela 7.26 – Valores médios de estabilidade Marshall
Estabilidade (N)
Fíler Mineral Resíduo
Quantidade de Fíler (%)
Média Desvio Padrão Média Desvio Padrão
3,5 10430 235 8590 121,9
6,0 13050 219 8650 71,6
131
Figura 7.40. Variação da estabilidade em função da quantidade e tipo de fíler
Os dados apresentados na Tabela 7.27 referem-se à média dos valores de Fluência e os
desvios padrão. A Figura 7.41 ilustra a variação da Fluência em função da quantidade e tipo
de fíler.
Tabela 7.27 – Valores médios de fluência Marshall
Fluência (mm)
Fíler Mineral Resíduo
Quantidade de Fíler (%)
Média Desvio Padrão Média Desvio Padrão
3,5 2,69 0,218 2,34 0,25
6,0 3,33 0,055 2,47 0,281
132
Figura 7.41. Variação da fluência em função da quantidade e tipo de fíler
Assim como os resultados dos ensaios de Estabilidade Marshall, as misturas contendo 6,0%
de fíler mineral apresentaram os maiores valores de fluência e as misturas com resíduo
apresentaram resultados praticamente iguais para diferentes quantidades do material.
133
CAPÍTULO 8 – CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA
TRABALHOS FUTUROS
O objetivo geral desta pesquisa foi testar a hipótese de que a utilização de cinzas da queima da
casca de Pinus como agregado fino não compromete o comportamento de misturas asfálticas,
sendo tal verificação mediante ensaios de laboratório que avaliam propriedades de
engenharia.
Para a avaliação das propriedades mecânicas das misturas asfálticas foram efetuados os
ensaios de dosagem pelo Método Marshall e moldagem de corpos-de-prova com diferentes
quantidades - 3,5 e 6,0% - e tipos de fíler - mineral e cinzas (resíduo). Para a análise do
comportamento das misturas asfálticas foram realizados os seguintes ensaios:
• Marshall (Estabilidade e Fluência);
• Resistência à Tração;
• Módulo de Resiliência;
• Vida de Fadiga
• Dano por Umidade Induzida
8.1 CONCLUSÕES
Quanto à dosagem Marshall, o teor ótimo de ligante para as misturas contendo cinzas –
resíduo - foi maior (6,25%) que para o fíler mineral, podendo-se considerar o mesmo teor para
134
diferentes quantidades de fíler. Já para o fíler mineral, as misturas com teor de 3,5% de fíler
tiveram teores ótimos de ligante maiores (5,85%) que as misturas com 6,0% de fíler (5,0%).
Os ensaios de Estabilidade e Fluência Marshall mostraram que as misturas contendo 6,0% de
fíler mineral apresentaram os maiores valores, tanto de estabilidade quanto de fluência, e que
os resultados para as misturas com resíduo não foram alteradas pelo teor de fíler.
Nos ensaios de resistência à tração, os maiores valores foram verificados para as misturas
contendo 3,5% de fíler mineral (1,744 MPa), enquanto as misturas contendo cinzas – resíduo-
apresentaram os menores valores (1,5 MPa), para diferentes quantidades de material. Em
relação aos valores obtidos para a resistência à tração, esperava-se que quanto menor o
tamanho das partículas do fíler na mistura, maior fosse a resistência à tração estática da
mesma, pois partículas pequenas tendem a unir-se com o ligante, tornando a mistura mais
rígida, o que não ocorreu. Esperava-se, também, que com o aumento do teor de fíler nas
misturas asfálticas, os valores de resistência à tração também aumentassem, pois este fato
indica que as partículas dos fíleres unem-se ao ligante, aumentando a sua consistência e,
conseqüentemente, a rigidez e a resistência da mistura, tendo ocorrido o contrário para o fíler
mineral.
Os resultados dos ensaios de módulo de resiliência mostram que as misturas contendo 6,0%
de fíler mineral tiveram os maiores valores (8000 MPa) e que para misturas contendo as
cinzas – resíduo - os maiores valores de módulo de resiliência também foram das que
continham maior quantidade de resíduo.
135
Na relação MR/RT, os maiores valores foram para as misturas contendo 6,0% de fíler – tanto
para fíler mineral quanto para o resíduo, ainda que para o fíler mineral essa relação tenha sido
maior.
Na avaliação do dano por umidade induzida, apenas as misturas contendo 6,0% de fíler
mineral se mostraram não susceptíveis, tanto se considerarmos a avaliação da resistência à
tração quanto o módulo de resiliência. As misturas contendo as cinzas – resíduo – mostraram-
se sensíveis aos danos por umidade induzida, com valores de RTR e MRR baixos – em torno
de 60%.
Quanto à avaliação do comportamento das misturas em relação à vida de fadiga, realizada
através da análise mecanística, a mistura contendo o resíduo que apresentou melhor
desempenho foi com 3,5%, para pavimentos mais esbeltos. Para quantidades maiores de fíler
e para pavimento rígido, o resíduo diminuiu a vida de fadiga.
Para todos os ensaios realizados, o comportamento das misturas contendo o resíduo foi
inferior ao das misturas com fíler mineral. Porém, os valores de resistência à tração e módulo
de resiliência mantiveram-se acima dos recomendados por norma, apenas no ensaio de dano
por umidade induzida as misturas com resíduo apresentaram resultados abaixo daqueles
recomendados. As cinzas – resíduo podem ser utilizadas como agregado fino em misturas
asfálticas densas, pois não compromete o seu comportamento, apesar de haver, em alguns
casos, perda de propriedades mecânicas, mas não inviabilizam sua utilização.
136
8.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
As sugestões para a continuidade da pesquisa com o resíduo da queima da casca de Pinus são:
• Avaliar misturas compostas com o resíduo e outro tipo de fíler, como o mineral utilizado
nesta pesquisa ou com cimento ou cal, e em diferentes proporções desses materiais;
• Caracterizar as misturas contendo o resíduo quanto à deformação permanente, através de
ensaio de fluência por compressão uniaxial estática ou dinâmica, por exemplo;
• Caracterizar o comportamento do mástique composto pelo ligante e o resíduo, avaliando
suas propriedades fundamentais, como por exemplo, através de ensaios da especificação
Superpave: Dynamic Shear Rheometer (DSR), Bending Beam Rheometer (BBR), Direct
Tension Tester (DTT);
• Caracterização das propriedades físicas e químicas das cinzas-resíduo, através, por
exemplo, de granulometria a laser, microscopia de Varredura Eletrônica etc;
• Avaliar o potencial de poluição das cinzas - resíduo quando incorporado à mistura
asfáltica.
137
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APÊNDICE – EXEMPLO DE SELEÇÃO
GRANULOMÉTRICA PELO MÉTODO BAÍLEY
Primeiramente foram realizados os ensaios para a determinação da massa específica solta
(MÊS) dos agregados graúdos e da massa específica compactada (MEC) do agregado fino e
do agregado graúdo, de acordo com a norma AASHTO T-19/T (AASHTO, 1997).
O passo seguinte é a determinação da massa específica escolhida para cada agregado graúdo
(MEE
g
), que é realizada através da MES de cada um dos dois agregados graúdos (Pedra 1 e
pedrisco) e a massa específica escolhida para o agregado fino (MEE
f
), que é a massa
específica compactada do agregado fino. A massa específica escolhida do agregado graúdo é
dada pela Equação 1.
dg
MESMESMEE
×
=
(1)
onde:
MEE
g
: massa específica escolhida de cada agregado graúdo (kg/m
3
);
MES: massa específica solta de cada agregado graúdo (kg/m
3
);
MES
d
: quantidade desejada da massa específica solta (%).
Em seguida determina-se a massa específica contribuinte dos agregados graúdos, de acordo
com a proporção desejada, através do volume do agregado graúdo. Essa determinação é feita
através da Equação 2:
150
2211
AGMEEAGMEECAG
gg
×
+
×
=
(2)
onde:
CAG: contribuição total dos agregados graúdos na mistura (kg/m
3
);
MEE
g1
: massa específica escolhida da pedra1 (kg/m
3
);
AG
1
: contribuição da pedra1 (%);
MEE
g2
: massa específica escolhida do pedrisco (kg/m
3
);
AG
2
: contribuição do pedrisco (%).
Depois são determinados os vazios no agregado graúdo, ou os vazios que são preenchidos
pelos agregados finos, de acordo com a sua massa específica escolhida e sua contribuição em
volume. Depois, são somados os vazios de cada agregado graúdo. O cálculo é feito através da
Equação 3:
2
2
2
1
1
1
1000
1
1000
1 AG
G
MEE
AG
G
MEE
VAG
sb
g
sb
g
×
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
−+×
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
−=
(3)
onde:
VAG: vazios no agregado graúdo (%);
MEE
g1
: massa específica escolhida da pedra 1 (kg/m
3
);
G
sb1
: massa específica da pedra 1 (kg/m
3
);
AG
1
: contribuição da pedra 1 (%);
MEE
g2
: massa específica escolhida do pedrisco (kg/m
3
);
G
sb2
: massa específica do pedrisco (kg/m
3
);
151
AG
2
: contribuição do pedrisco (%).
A contribuição dos agregados finos é dada em função da massa específica escolhida do
agregado fino, da porcentagem em volume desse agregado na mistura de agregado fino e do
VAG, sendo determinada através da Equação 4:
VAGAFMEECAF
f
×
×
=
(4)
onde:
CAF: contribuição total dos agregados finos na mistura (kg/m
3
);
MEE
f
: massa específica escolhida do agregado fino (kg/m
3
);
AF: contribuição do pó de pedra (%).
A massa específica da mistura é dada pela soma da contribuição de cada uma das massas
específicas dos agregados utilizados, representada pela Equação 5:
CAFCAGMEM
+
=
(5)
onde:
MEM: massa específica da mistura (kg/m
3
);
CAG: contribuição total dos agregados graúdos na mistura (kg/m
3
);
CAF: contribuição total dos agregados finos na mistura (kg/m
3
);
Com esses dados, determina-se a porcentagem inicial de cada agregado da mistura de
agregados através das Equações 6; 7; 8 e 9:
152
MEM
CAG
AG
1
1
= (6)
MEM
CAG
AG
2
2
=
(7)
21
AGAGAG
+
=
(8)
M
EM
CAF
AF =
(9)
onde:
AG
1
: quantidade de pedra 1 na mistura (%);
AG
2
: quantidade de pedrisco na mistura (%);
AG: quantidade de agregado graúdo na mistura (%);
AF: quantidade de pó de pedra na mistura (%);
MEM: massa específica da mistura (kg/m
3
);
CAG
1
: contribuição da pedra 1 na mistura (kg/m
3
);
CAG
2
: contribuição do pedrisco na mistura (kg/m
3
);
CAF: contribuição do pó de pedra na mistura (kg/m
3
);
Para o próximo passo deve-se determinar a peneira de controle primário (PCP), que é dada
pela multiplicação do diâmetro máximo nominal do agregado (DMN) pelo fator de controle
(FC) (Equação 6.19). Deve-se também determinar a peneira média (PM), que é a peneira de
153
abertura mais próxima da metade do DMN, para controlar melhor a compactação do agregado
graúdo.
FCDMNPCP
×
=
(10)
onde:
PCP: peneira de controle primário (mm);
DMN: diâmetro máximo nominal dos agregados (mm);
FC: fator de controle = 0,22.
Utiliza-se também a peneira de controle secundário (PCS) e a peneira de controle terciário
(PCT), determinadas pelas Equações 11 e 12:
FCPCPPCS
×
=
(11)
FCPCSPCT
×
=
(12)
onde:
PCS: peneira de controle secundário (mm);
PCP: peneira de controle primário (mm);
FC: fator de controle = 0,22;
PCT: peneira de controle terciário (mm).
Com isso, faz-se a divisão dos agregados graúdos dos finos, separa-se a fração graúda da
fração fina do agregado fino e estuda-se a fração fina do agregado fino.
154
Com o valor da PCP pode-se quantificar o material passante nessa peneira para a pedra 1
(QAG
1
) e para o pedrisco (QAG
2
) e o retido (QAF). Com esses dados calcula-se a quantidade
de finos no agregado graúdo (PFG) e a quantidade de graúdos no agregado fino (PGF) através
das Equações 13; 14 e 15:
111
QAGAGPFG
×
=
(13)
222
QAGAGPFG
×
=
(14)
QAFAFPGF
×
=
(15)
onde:
PFG
1
: quantidade de finos na pedra 1 (%);
AG
1
: quantidade de pedra 1 na mistura (%);
QAG
1
: quantidade de pedra 1 passante na PCP (%);
PFG
2
: quantidade de finos no pedrisco (%);
AG
2
: quantidade de pedrisco na mistura (%);
QAG
2
: quantidade de pedrisco passante na PCP (%);
PGF: quantidade de graúdos no agregado fino (%);
AF: quantidade de pó de pedra na mistura (%);
QAF: quantidade de pó de pedra retida na PCP (%).
A partir desses resultados são ajustadas as porcentagens iniciais da pedra 1 (AG
1f
), do
pedrisco (AG
2f
) e do pó de pedra (AF
f
) na mistura, através das Equações 16; 17 e 18:
155
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
×
−+=
AG
PGFAG
PFGAGAG
f
1
111
(16)
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
−+=
AG
PGFAG
PFGAGAG
f
2
222
(17)
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
×
−+=
AF
PFGAF
PFGAFAF
f
(18)
onde:
AG
1f
: quantidade corrigida de pedra 1 na mistura (%);
AG
1
: quantidade de pedra 1 na mistura (%);
PFG
1
: quantidade de finos na pedra 1 (%);
AG: quantidade de agregado graúdo na mistura (%);
AG
2f
: quantidade corrigida de pedrisco na mistura (%);
AG
2
: quantidade de pedrisco na mistura (%);
PFG
2
: quantidade de finos no pedrisco (%);
AF
f
: quantidade corrigida de pó de pedra na mistura (%);
AF: quantidade de pó de pedra na mistura (%);
PGF: quantidade de graúdos no agregado fino (%).
Deve-se determinar a quantidade de material contribuinte passante na peneira 0,075 mm para
cada agregado, utilizando as porcentagens ajustadas dos materiais, multiplicando-se a
porcentagem passante na peneira 0,075 mm do agregado pela porcentagem ajustada da
mistura do agregado, através das Equações 19; 20 e 21:
156
111
FGAGPCF
f
×
=
(19)
222
FGAGPCF
f
×
=
(20)
FFAFPCF
f
×
=
(21)
Onde:
PCF
1
: quantidade contribuinte da peneira 0,075 mm da pedra 1 (%);
AG
1f
: quantidade corrigida de pedra 1 na mistura (%);
FG
1
: quantidade passante na peneira 0,075mm da pedra 1 (%);
PCF
2
: quantidade contribuinte da peneira 0,075 mm do pedrisco (%);
AG
2f
: quantidade corrigida de pedrisco na mistura (%);
FG
2
: quantidade passante na peneira 0,075mm do pedrisco (%);
PCFf: quantidade contribuinte da peneira 0,075 mm do agregado fino (%);
AF: quantidade corrigida de pó de pedra na mistura (%);
FF: quantidade passante na peneira 0,075mm do agregado fino (%).
Com isso deve-se determinar a quantidade de fíler (FM) requerido para trazer a porcentagem
passante na peneira 0,075mm para o nível desejado, através Equação 22:
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
++−
=
%100
)(
21 fdes
PCFPCFPCFFM
FM
(22)
157
Onde:
FM: quantidade de fíler na mistura calculada (%);
FM
des
: quantidade de fíler desejado na mistura (%).
Para a determinação da porcentagem final da porção de agregado fino adiciona-se a
porcentagem de fíler ao agregado fino e, então, a porcentagem de agregado fino na mistura é
ajustada pela quantidade de fíler (Equação 23).
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
×
−=
AF
FMAF
AFAF
ft
(23)
onde:
AF
ft
:quantidade final de agregado fino na mistura (%);
AF: quantidade corrigida de agregado fino na mistura (%);
FM: quantidade de fíler na mistura calculada (%).
A partir das curvas granulométricas da pedra 1, do pedrisco e do pó de pedra é calculada a
curva granulométrica, somando-se a multiplicação de cada quantidade retida em cada peneira
pela quantidade corrigida de cada material.
O método recomenda que a proporção dos agregados graúdos (PAG), a proporção graúda dos
agregados finos (PGAF) e a proporção fina dos agregados finos (PFAF) fiquem dentro de
intervalos, de acordo com o DMN (Tabela 1), para que a mistura apresente bons resultados
(ILDEFONSO, 2007).
158
Tabela 1: Intervalos recomendados para PAG, PGAF e PFAF
DMN (mm) PAG PGAF PFAF
37,5 0,80 - 0,95 0,35 - 0,50 0,35 - 0,50
25 0,70 - 0,85 0,35 - 0,50 0,35 - 0,50
19 0,60 - 0,75 0,35 - 0,50 0,35 - 0,50
12,5 0,50 - 0,65 0,35 - 0,50 0,35 - 0,50
9,5 0,40 - 0,55 0,35 - 0,50 0,35 - 0,50
4,75 0,30 - 0,45 0,35 - 0,50 0,35 - 0,50
Esses parâmetros são calculados através das Equações 24, 25 e 26.
p
pp
PM
PCPPM
PAG
−
−
=
1
(24)
p
p
PCP
PCS
PGAF =
(25)
p
p
PCS
PCT
PFAF =
(26)
onde:
PAG: proporção dos agregados graúdos (%);
PM
p
: quantidade passada na peneira média (%);
PCP
p
: quantidade passada na peneira de controle primário (%);
PGAF: proporção graúda dos agregados finos (%);
PCS
p
: quantidade passada na peneira de controle secundário (%);
PCT
p
: quantidade passada na peneira de controle terciário (%).
159
ANEXO A – ENSAIO DE PICNOMETRIA DE GÁS HÉLIO
160
161
ANEXO B – ANÁLISE DO RESÍDUO
Ensaio realizado no Laboratório de Saneamento, do Departamento de Hidráulica e
Saneamento, da Escola de Engenharia de São Carlos-USP.
162
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