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Universidade Federal do Rio Grande do Sul
Escola de Engenharia
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas
Convencionais e Modificadas
Tadeu De Cezaro Junior
Porto Alegre
2008
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TADEU DE CEZARO JUNIOR
ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE MISTURAS
ASFÁLTICAS CONVENCIONAIS E MODIFICADAS
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio Grande do Sul,
como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em
Engenharia
Porto Alegre
2008
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D292e De Cezaro Junior, Tadeu
Estudo das propriedades mecânicas de misturas asfálticas convencionais e
modificadas / Tadeu De Cezaro Junior. – 2008.
Dissertação (mestrado) – Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Escola
de Engenharia. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil. Porto Alegre,
BR-RS, 2008.
Orientação: Prof. Dr. Jorge Augusto Pereira Ceratti
1. Misturas asfálticas. 2. Pavimentação – Ensaios. I. Ceratti, Jorge Augusto
Pereira, orient. II. Título.
CDU-625.85(043)
TADEU DE CEZARO JUNIOR
ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE MISTURAS
ASFÁLTICAS CONVENCIONAIS E MODIFICADAS
Esta dissertação de mestrado foi julgada adequada para a obtenção do título de MESTRE EM
ENGENHARIA, Geotecnia, e aprovada em sua forma final pelo professor orientador e pelo
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio Grande do
Sul.
Porto Alegre, 02 de Junho de 2008
Prof. Jorge Augusto Pereira Ceratti
D.Sc. pela COOPE - UFRJ
Orientador
Prof. PhD Fernando Schnaid
Coordenador do PPGEC/UFRGS
BANCA EXAMINADORA
Prof. Glicério Trichês (UFSC)
Dr. pelo ITA
Prof. Luciano Pivoto Specht (UNIJUÍ)
Dr. pela UFRGS
Prof. Washington Peres Núñez (UFRGS)
Dr. pela UFRGS
A mente que se abre a uma nova idéia jamais voltará ao
seu tamanho original.
Albert Einstein
Dedico este trabalho à minha família.
AGRADECIMENTOS
Gostaria, primeiramente, de agradecer a todos aqueles que de alguma forma contribuíram para
a realização deste trabalho. Seja de forma direta ou indireta, todas estas pessoas tiveram papel
importante no desenvolvimento desta dissertação. Mesmo correndo o risco do injusto
esquecimento, estenderei estes agradecimentos a algumas pessoas em especial.
Ao Prof. Jorge Augusto Pereira Ceratti, meu orientador, pelo confiança, apoio e pela
orientação segura durante a realização deste trabalho.
Ao Prof. Whashington Peres Núñez, pelos ensinamentos, confiança e apoio durante este
período.
A todos da equipe do LAPAV, em especial ao Diego Treichel, Vinicius da Silva Alves e
Daniel Fernandes. Sem a experiência e ajuda de vocês, este trabalho não teria sido realizado.
Aos colegas de mestrado: Juliana Baum Vivian, Milena Tomasi Habitzreuter, Salete Dalla
Rosa, Talita Caroline Miranda, Anderson Fonini, Carlos Eduardo Nascimento, Daniel Ramos
Victorino, Jéferson Berni Couto, Leandro Bergmann Taytelbaum e Lucas Festugato pela
ajuda e amizade durante esta jornada.
Aos colegas doutorandos Rodrigo Malysz, Klaus Theisen e Luciana Rohde pelas dicas muito
úteis.
A todos os professores do PPGEC pela qualidade dos ensinamentos e por me proporcionarem
uma nova visão da engenharia. Também, aos funcionários pelo apoio durante a pesquisa.
À Universidade Federal do Rio Grande do Sul pela qualidade e oportunidade de formação
À GRECA Asfaltos Ltda., notadamente aos Eng. Armando Morilha Júnior e Eng. José
Antonio
Antosczezem Junior, pelo apoio e meios disponibilizados que permitiram a
realização desta dissertação.
À CAPES pela bolsa que possibilitou dedicação à pesquisa.
Agradeço em especial à minha mãe Clarete e minha irmã Vanessa pelo incentivo e confiança
em mim depositados ao longo dessa jornada.
Agradeço a Niméia, meu amor, pelo carinho, apoio, compreensão e força durante o período
em que fiquei ausente. Também, agradeço ao Pedro por fazer parte da minha família.
E por fim, agradeço a uma pessoa que embora ainda não a conheça, fará parte e se tornará a
mais importante da minha vida.
RESUMO
DE CEZARO JUNIOR, T. ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE
MISTURAS ASFÁLTICAS CONVENCIONAIS E MODIFICADAS. 2008. Dissertação
(Mestrado em Engenharia) – Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, UFRGS,
Porto Alegre.
Nesta dissertação de mestrado analisa-se e compara-se, através de ensaios laboratoriais, o
comportamento mecânico e de adesividade de misturas em concreto asfáltico, confeccionadas
a partir de ligantes asfálticos modificados e convencionais. O conhecimento e entendimento
destas características são de extrema importância, pois refletem diretamente no desempenho
do pavimento em serviço. Foram estudadas misturas elaboradas com um ligante convencional
e três ligantes modificados por polímeros. Todas as misturas foram dosadas segundo a
metodologia Marshall, e submetidas a ensaios laboratoriais de módulo de resiliência e
resistência à tração por compressão diametral, resistência à fadiga com tensão controlada,
fluência por compressão uniaxial dinâmico e dano por umidade induzida. Para uma avaliação
combinada entre a rigidez e os modelos de fadiga das misturas, também realizou-se uma
análise paramétrica de estruturas hipotéticas de pavimentos. Os resultados obtidos mostraram,
na maioria dos casos, o melhor comportamento à fadiga das misturas elaboradas a partir de
ligantes modificados. Embora pouco consistentes, os resultados de resistência à deformação
permanente também indicam a superioridade das misturas modificadas. Entretanto, a mistura
com ligante convencional foi a que se mostrou menos suscetível à temperatura nos ensaios de
módulo de resiliência. Já os resultados do ensaio de dano por umidade induzida mostraram
bom desempenho de todas as misturas, ainda que não se possa quantificar a influência do tipo
de ligante sobre eles.
Palavras-chave: Pavimentação; misturas asfálticas; ligantes asfálticos modificados;
propriedades mecânicas.
ABSTRACT
DE CEZARO JUNIOR, T. ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE
MISTURAS ASFÁLTICAS CONVENCIONAIS E MODIFICADAS. 2008. Dissertação
(Mestrado em Engenharia) – Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, UFRGS,
Porto Alegre.
This research analyses and compares, trough laboratory tests, the mechanical and the stripping
behavior of asphalt concrete mixtures, prepared with traditional and modified binders. The
understanding of these characteristics is extremely important, since they reflect directly on
pavements performance. Mixtures prepared with one traditional binder and three polymers
modified binders. All mixtures were prepared following the Marshall methodology, and
submitted to laboratory tests of resilient modulus, tensile strength, fatigue life (stress
controlled), dynamic creep and resistance to moisture damage. In order to assess a
combination of fatigue and stiffness modulus of the mixtures, a parametric analysis of
hypothetical pavement structures was also done. The results obtained showed, in most cases,
best behavior regarding fatigue of the mixtures prepared with modified binders. Although not
very consistent, the results of permanent deformations resistance also indicate the superiority
of the modified mixtures. However, the conventional binder mixture showed the lowest
thermal susceptibility in the resilient modulus tests. The results of moisture damage resistance
tests showed good performance for all mixtures, but it is not possible to quantify the influence
of the binder type on then.
Keywords: pavements; asphalt mixtures; modified asphalt binders; mechanical
characteristics.
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS......................................................................................................
14
LISTA DE TABELAS.....................................................................................................
17
LISTA DE SIGLAS E SÍMBOLOS................................................................................ 19
1 INTRODUÇÃO........................................................................................................... 22
1.1 PROBLEMA E RELEVÂNCIA DA PESQUISA.....................................................
22
1.2 OBJETIVOS DO ESTUDO.......................................................................................
23
1.2.1 Objetivo Geral.........................................................................................................
23
1.2.2 Objetivo Específico.................................................................................................
24
1.2 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO.........................................................................
24
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA......................................................................................
26
2.1 LIGANTES ASFÁLTICOS.......................................................................................
26
2.1.1 Asfalto.....................................................................................................................
26
2.1.2 Ligantes Asfálticos Modificados.............................................................................
28
2.1.2.1 Ligantes Asfálticos Modificados por Polímeros..................................................
31
2.2 CARACTERÍSTICAS MECÂNICAS DAS MISTURAS ASFÁLTICAS...............
42
2.2.1 Módulo de Resiliência.............................................................................................
45
2.2.2 Fadiga......................................................................................................................
48
2.2.3 Deformação Permanente.........................................................................................
50
2.3 CARACTERÍSTICAS DE ADESIVIDADE DAS MISTURAS ASFÁLTICAS..... 55
3 METODOLOGIA.........................................................................................................
57
3.1 PROGRAMA EXPERIMENTAL............................................................................. 57
3.2 MATERIAIS USADOS NA PESQUISA..................................................................
58
3.2.1 Agregados e Cal Hidratada..................................................................................... 58
3.2.2 Ligantes Asfálticos..................................................................................................
61
3.2.3 Confecção dos Corpos-de-Prova.............................................................................
63
3.3 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS................................................................. 66
3.3.1 Resistência à Tração................................................................................................
66
3.3.2 Módulo de Resiliência.............................................................................................
69
3.3.3 Resistência à Fadiga................................................................................................
73
3.3.4 Resistência às Deformações Permanentes.............................................................. 76
3.3.5 Resistência ao Dano por Umidade Induzida...........................................................
78
4 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS..............................................
80
4.1 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL........................
80
4.2 MÓDULO DE RESILIÊNCIA...............
...................................................................
83
4.3 ANÁLISE DO MÓDULO DE RESILIÊNCIA E DA RESISTÊNCIA À
TRAÇÃO.....................................................................................................................
86
4.4 VIDA DE FADIGA................................................................................................... 88
4.4.1 Vida de Fadiga em Função da Diferença de Tensões.............................................
89
4.4.2 Vida de Fadiga em Função da Tensão de Tração................................................... 91
4.4.3 Vida de Fadiga em função da Deformação Resiliente Específica.......................... 94
4.5 RESISTÊNCIA ÀS DEFORMAÇÕES PERMANENTES.......................................
97
4.6 RESISTÊNCIA AO DANO POR UMIDADE INDUZIDA......................................
101
5 ANÁLISE PARAMÉTRICA........................................................................................
105
5.1 CARACTERÍSTICAS DE CARREGAMENTO.......................................................
105
5.2 ESTRUTURAS SIMULADAS..................................................................................
107
5.3 ANÁLISE DAS ESTRUTURAS EM FUNÇÃO DA DIFERENÇA DE
TENSÕES...................................................................................................................
109
5.4 ANÁLISE DAS ESTRUTURAS EM FUNÇÃO DA TENSÃO DE TRAÇÃO.......
113
5.5 ANÁLISE DAS ESTRUTURAS EM FUNÇÃO DA DEFORMAÇÃO
RESILIENTE ESPECÍFICA.......................................................................................
116
5.6 CONSIDERAÇÕES FINAIS SOBRE OS RESULTADOS DAS SIMULAÇÕES..
119
6 CONCLUSÕES E SUJESTÕES...................................................................................
121
6.1 CONCLUSÕES..........................................................................................................
121
6.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS.....................................................
123
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.............................................................................
124
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1: Representação da estrutura coloidal do cimento asfáltico.............................
27
Figura 2.2:
Morfologia de asfalto modificado com diferentes teores de SBS no
microscópio de reflexão de fluorescência – (a) CAP 50/70 + 3% SBS, (b) CAP
50/70 + 6% SBS e (c) CAP 50/70 + 5% SBS............................................................. 33
Figura 2.3: Alternativas de asfalto modificado por polímeros.........................................
35
Figura 2.4: Efeito do teor de EVA na penetração e no ponto de amolecimento de
asfaltos modificados....................................................................................................
37
Figura 2.5: Ponto de amolecimento (anel e bola) penetração e recuperação elástica
para asfaltos modificados por polímeros SBS e outros...............................................
38
Figura 2.6: Curva mestra usada para representação do módulo complexo......................
43
Figura 2.7: Deformações sob cargas repetidas.................................................................
44
Figura 2.8: Corte esquemático de um pavimento asfáltico com afundamento de trilha
de roda.........................................................................................................................
51
Figura 3.1: Distribuição granulométrica dos agregados minerais usados na pesquisa....
60
Figura 3.2: Granulometria da mistura de agregados........................................................
64
Figura 3.3: Estado de tensões em uma camada típica de concreto asfáltico submetida a
uma carga de roda........................................................................................................
67
Figura 3.4: Esquema da configuração de carregamento no ensaio de compressão
diametral......................................................................................................................
67
Figura 3.5: Variações de tensão de tração e compressão nos planos diametrais,
horizontal e vertical, segundo FROCHT.....................................................................
68
Figura 3.6: Equipamento para ensaio de resistência a tração por compressão diametral
em misturas asfálticas do LAPAV.............................................................................. 70
Figura 3.7: Esquema do algoritmo usado para a determinação dos deslocamentos
resilientes propostos pelo Protocolo P07 SHRP/LTPP...............................................
71
Figura 3.8: Corte esquemático do equipamento usado no ensaio de compressão
diametral de cargas repetidas...................................................................................... 72
Figura 3.9: Equipamento para ensaio de módulo de resiliência de misturas asfálticas
do LAPAV...................................................................................................................
73
Figura 3.10: Sistema de fixação dos transdutores tipo LVDT na amostra do ensaio de
fluência por compressão uniaxial dinâmico................................................................
77
Figura 4.1: Resistência à tração das misturas a 25°C.......................................................
80
Figura 4.2: Resistência à tração das misturas a 35°C.......................................................
81
Figura 4.3: Relações entre as resistências à tração a 25 e 35°C.......................................
82
Figura 4.4: Variação da resistência à tração com a temperatura......................................
82
Figura 4.5: Módulo de resiliência das misturas a 25°C................................................... 83
Figura 4.6: Módulo de resiliência das misturas a 35°C................................................... 84
Figura 4.7: Relações entre os módulos resilientes a 25 e 35°C....................................... 85
Figura 4.8: Variação do módulo resiliente com a temperatura........................................
86
Figura 4.9: Relações Mr/Rt das misturas asfálticas estudadas.........................................
87
Figura 4.10: Vida de fadiga em função da diferença de tensões......................................
90
Figura 4.11: Vida de fadiga em função da tensão de tração............................................ 93
Figura 4.12: Vida de fadiga em função da deformação resiliente específica...................
96
Figura 4.13: Comportamento típico de um corpo-de-prova durante o ensaio de creep
dinâmico......................................................................................................................
98
Figura 4.14: Resultado de ensaio de creep dinâmico de uma amostra de CA-AP-A
(Ensaio 2).................................................................................................................... 99
Figura 4.15: Resultados dos ensaios de resistência à tração (Lottman Modificado).......
102
Figura 4.16: Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida (Lottman
Modificado).................................................................................................................
103
Figura 5.1: Configuração do carregamento......................................................................
106
Figura 5.2: Respostas estruturais obtidas através do software EVERSTRESS 5.0.........
107
Figura 5.3: Vida de fadiga das misturas em função da diferença de tensões para as
estruturas simuladas.................................................................................................... 110
Figura 5.4: Variação da vida de fadiga (N
f
x ∆σ) com a espessura da camada de
revestimento nas simulações com base de 10 cm........................................................
111
Figura 5.5: Variação da vida de fadiga (N
f
x ∆σ) com a espessura da camada de
revestimento nas simulações com base de 30 cm........................................................
111
Figura 5.6: Vida de fadiga das misturas em função da tensão de tração para as
estruturas simuladas.................................................................................................... 114
Figura 5.7: Variação da vida de fadiga (N
f
x σt) com a espessura da camada de
revestimento nas simulações com base de 10 cm........................................................
115
Figura 5.8: Variação da vida de fadiga (N
f
x σt) com a espessura da camada de
revestimento nas simulações com base de 30 cm........................................................
115
Figura 5.9: Vida de fadiga das misturas em função da tensão de tração para as
estruturas simuladas.................................................................................................... 117
Figura 5.10: Variação da vida de fadiga (N
f
x
ε
i) com a espessura da camada de
revestimento nas simulações com base de 10 cm........................................................
118
Figura 5.11: Variação da vida de fadiga (N
f
x
ε
i) com a espessura da camada de
revestimento nas simulações com base de 10 cm........................................................
119
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1: Materiais mais usados como modificadores de asfalto nos Estados Unidos 30
Tabela 2.2:
Fatores relacionados à mistura asfáltica afetam a resposta à fadiga do
revestimento................................................................................................................ 49
Tabela 2.3: Fatores que interferem no desempenho de misturas asfálticas quanto à
deformação permanente.............................................................................................. 52
Tabela 3.1: Quantidade de corpos-de-prova ensaiados para cada mistura.......................
58
Tabela 3.2: Resultados dos ensaios de caracterização da brita 5/8 e pedrisco.................
59
Tabela 3.3: Resultados dos ensaios de caracterização do pó de pedra.............................
59
Tabela 3.4: Valores médios das análises granulométricas dos agregados minerais........ 59
Tabela 3.5: Resultados dos ensaios químicos da cal Hidratada CH1.............................. 60
Tabela 3.6: Granulometria da cal hidratada CH1.............................................................
60
Tabela 3.7: Características físicas e reológicas do Cimento asfáltico CAP 20 usado na
pesquisa.......................................................................................................................
62
Tabela 3.8: Características físicas e reológicas dos Cimentos asfálticos modificados
usados na pesquisa.......................................................................................................
62
Tabela 3.9: distribuição granulométrica da borracha moída de pneu.............................. 63
Tabela 3.10: Composição da mistura de agregados minerais..........................................
64
Tabela 3.11: Resumo das características volumétricas das misturas utilizadas na
pesquisa.......................................................................................................................
65
Tabela 3.12: Resumo das características volumétricas das misturas moldadas para o
ensaio de dano por umidade induzida......................................................................... 66
Tabela 4.1: Valores da relação Mr/Rt a 25°C das misturas estudadas.............................
87
Tabela 4.2: Valores da relação Mr/Rt a 35°C das misturas estudadas.............................
87
Tabela 4.3: Valores dos coeficientes k
1
e n
1
do modelo Nf x ∆σ.................................... 89
Tabela 4.4: Variação da vida de fadiga com o nível de diferença de tensões aplicado...
89
Tabela 4.5: Valores dos coeficientes k
2
e n
2
do modelo Nf x σt......................................
91
Tabela 4.6: Variação da vida de fadiga com o nível de tensão de tração aplicado..........
92
Tabela 4.7: Valores dos coeficientes k
3
e n
3
do modelo Nf x
ε
i......................................
94
Tabela 4.8: Variação da vida de fadiga com o nível de tensão de tração aplicado..........
95
Tabela 4.9: Valores de deformação específica permanente dos ensaios de creep
dinâmico......................................................................................................................
97
Tabela 4.10: Valores dos parâmetros do modelo obtido para o intervalo de 100 a
3600s........................................................................................................................... 100
Tabela 4.11: Valores médios das inclinações das curvas de fluência..............................
100
Tabela 4.12: Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida (Lottman
Modificado).................................................................................................................
102
Tabela 5.1: Características das estruturas simuladas....................................................... 107
Tabela 5.2: Módulos de resiliência das misturas asfálticas avaliadas nesta pesquisa......
108
Tabela 5.3: Modelos de Mr (MPa) das camadas de base e subleito................................ 108
Tabela 5.4: Valores de diferenças de tensões obtidos nas simulações e as respectivas
vidas de fadiga das misturas asfálticas estudadas....................................................... 109
Tabela 5.5: Valores de tensões de tração obtidos nas simulações e as respectivas vidas
de fadiga das misturas asfálticas estudadas.................................................................
113
Tabela 5.6: Valores de deformações de extensão obtidos nas simulações e as
respectivas vidas de fadiga das misturas asfálticas estudadas.....................................
116
LISTA DE SIGLAS E SÍMBOLOS
∆σ: Diferença algébrica entre as tensões vertical (de compressão) e horizontais (de
tração) no centro da amostra.......................................................................................
74
a: Parâmetro do intercepto N = 1.....................................................................................
99
AB: Asfalto-borracha.......................................................................................................
57
AP: Asfalto-polímero.......................................................................................................
57
AASHTO: American Association of State Highway and Transportation Officials........
29
ANIP: Associação Nacional da Indústria de Pneumáticos..............................................
39
b: Inclinação da curva de fluência ...................................................................................
100
BMP: Borracha moída de pneus......................................................................................
30
CA: Concreto asfáltico.....................................................................................................
65
CP: Corpo-de-prova.........................................................................................................
57
d: Diâmetro da amostra....................................................................................................
67
DA: Densidade aparente da mistura compactada.............................................................
64
DAER/RS: Departamento Autônomo de Estradas de Rodagens do Rio Grande do Sul.
63
DC: Deformação Controlada............................................................................................
74
DER/PR: Departamento de Estradas e Rodagens do Estado do
Paraná..........................................................................................................................
57
DMT: Densidade maxima teórica....................................................................................
64
DNER: Departamento Nacional de Estradas de Rodagens..............................................
31
DNIT: Departamento Nacional de Infra-Estrutura de Transportes..................................
63
E: Módulo de elasticidade................................................................................................
45
EVA: Etileno-Acetato de Vinila......................................................................................
32
FHWA: Federal Highway Administration.......................................................................
40
FLAPS: Finite Layer Analysis of Pavement Structures...................................................
50
k
1
, n
1,
k
2
, n
2
k
3
, n
3
: Parâmetros de fadiga determinados em laboratório..........................
74
LAPAV: Laboratório de Pavimentação da Universidade Federal do Rio Grande do
Sul................................................................................................................................
07
LVDT: linear variable differential transducer................................................................ 71
Mr: Módulo de resiliência................................................................................................
45
N: Número de ciclos.........................................................................................................
99
NCHRP: National Cooperative Highway Research Program.........................................
47
N
f
: Vida de fadiga............................................................................................................ 74
P: Carga total aplicada..................................................................................................... 67
R²: Coeficiente de ajuste do modelo................................................................................
89
RBV: Relação betume-vazios..........................................................................................
64
REPAR: Refinaria Presidente Getúlio Vargas.................................................................
57
RRt: Resistência retida à tração.......................................................................................
75
Rt: Resistência à tração....................................................................................................
67
Rt
1
: Resistência à tração das amostras não condicionadas..............................................
78
Rt
2
: Resistência à tração das amostras condicionadas.....................................................
78
SBR: Estireno-Butadieno-Rubber....................................................................................
32
SBS: Estireno-Butadieno-Estireno...................................................................................
32
SHRP: Superior Highway Research Program.................................................................
71
t: Altura da amostra..........................................................................................................
67
TC: Tensão Controlada....................................................................................................
74
UFRGS: Universidade Federal do Rio Grande do Sul.....................................................
55
VAM: Volume de vazios do agregado mineral................................................................
64
Vv: volume de vazios de ar .............................................................................................
64
ε: Deformação recuperável para um determinado número de ciclos...............................
45
εi: deformação resiliente específica.................................................................................
75
ν: Coeficiente de Poisson.................................................................................................
72
σ: Tensão aplicada dinamicamente..................................................................................
45
σ
t:
Tensão de tração..........................................................................................................
75
σ
x
: Tensão normal no eixo x............................................................................................ 68
σ
y
: Tensão normal no eixo y............................................................................................ 68
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
22
1 INTRODUÇÃO
1.1 PROBLEMA E RELEVÂNCIA DA PESQUISA
A malha rodoviária brasileira é a principal via de circulação, tanto da produção quanto de
passageiros. Segundo a Confederação Nacional do Transporte, em pesquisa realizada no ano
de 2006, cabe às rodovias brasileiras cerca de 96,2% da matriz de transporte de passageiros e
61,8% da matriz de transporte de cargas. Dessa forma, fica evidente a profunda relação entre
as condições da malha rodoviária e o desenvolvimento econômico brasileiro.
O desempenho de um pavimento está relacionado à capacidade de suas camadas suportar a
ação danosa do tráfego. Tratando-se de pavimentos flexíveis, cabe ao revestimento resistir
diretamente à ação das cargas. Dessa forma, as características físicas e mecânicas do
revestimento possuem forte influência no desempenho dos pavimentos. No Brasil um dos
principais materiais empregados para fins de revestimento é o concreto asfáltico, composto
basicamente pela mistura entre agregados minerais e cimento asfáltico de petróleo (CAP).
Muito embora os cimentos asfálticos convencionais venham sendo empregados no Brasil, o
aumento da capacidade de carga, do número de veículos em circulação e as extremas
condições climáticas encontradas em algumas regiões do país, impõem à engenharia de
pavimentos a busca por materiais que atendam de forma mais satisfatória as necessidades de
nossas rodovias. Neste sentido, numerosas pesquisas têm verificado os benefícios da adição
de modificadores aos ligantes asfálticos.
Para que seu uso seja justificado, os modificadores devem apresentar características
adequadas de resistência, compatibilidade, estabilidade e facilidade de mistura com o ligante
base durante as etapas de armazenamento e aplicação. Além disso, a modificação deve
apresentar uma relação custo-benefício que a viabilize técnica e economicamente.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
23
Dentre os materiais enquadrados neste contexto estão os polímeros. Alguns tipos de polímeros
quando adicionados aos ligantes asfálticos conferem ao pavimento uma maior vida de serviço.
Um dos fatores limitantes do uso de polímeros como modificadores de asfalto são os altos
custos. Para diminuir esses custos, mantendo a qualidade dos cimentos asfálticos modificados,
uma alternativa plausível é o uso da borracha moída de pneus (BMP), seja na modificação do
cimento asfáltico ou como parte dos agregados em misturas asfálticas. Além das questões
técnicas e econômicas envolvidas, o uso da borracha moída de pneus se mostra
ambientalmente engajado, dando destino a milhões de pneus inservíveis.
Independentemente do uso de ligantes asfálticos modificados ou convencionais, a
caracterização mecânica dos materiais de pavimentação se tornou indispensável à medida que
o empirismo vem dando espaço a métodos racionais de dimensionamento de pavimentos.
Nesse sentido, os ensaios dinâmicos ou de cargas repetidas, que procuram simular as
condições reais de trafego, vêm contribuindo para o entendimento do comportamento
mecânico destes materiais.
Deste modo, o conhecimento do comportamento mecânico dos materiais, refletido nas
respostas estruturais do sistema de camadas do pavimento, é capaz de proporcionar ao
projetista uma variedade de alternativas que adequadamente avaliadas poderão levar a
projetos de pavimentos resistentes, duráveis e economicamente viáveis. Neste sentido, este
trabalho pretende avaliar as performances de misturas asfálticas quando confeccionadas com
ligantes modificados e convencionais, podendo assim auxiliar na compreensão do seu
comportamento e justificar seu uso.
1.2 OBJETIVOS DO ESTUDO
1.2.1 Objetivo Geral
Este trabalho tem como objetivo avaliar o comportamento mecânico e de adesividade de
misturas asfálticas com ligantes convencionais e modificados por polímeros e borracha moída
de pneus, dosadas segundo a metodologia Marshall. O tipo de agregado, a faixa
granulométrica, bem como as demais condicionantes foram mantidas constantes.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
24
1.2.2 OBJETIVO ESPECÍFICO
Este trabalho tem os seguintes objetivos específicos:
a) Comparar o comportamento mecânico das misturas asfálticas confeccionadas
com ligantes asfálticos convencionais e modificados. Para isso, foram
avaliados os comportamentos resilientes, de resistência à tração, à fadiga e à
deformação permanente.
b) Comparar o comportamento quanto à adesividade ligante-agregado das
misturas asfálticas confeccionadas com ligantes asfálticos convencionais e
modificados.
c) Avaliar e comparar, de forma combinada, a rigidez e os modelos de fadiga das
misturas asfálticas através de uma análise paramétrica.
1.2 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO
O trabalho é desenvolvido em seis capítulos que seguem a seguinte estrutura:
O capítulo 1, Introdução, apresenta o problema e a relevância da pesquisa, seguido do
objetivo geral e específico.
O capítulo 2, Revisão Bibliográfica, apresenta uma fundamentação teórica, onde são
abordados assuntos referentes ao tema da pesquisa. Apresentam-se as características dos
ligantes asfálticos convencionais e modificados, bem como as características mecânicas das
misturas asfálticas e a suas influências nos correntes defeitos de revestimentos asfálticos.
O capítulo 3, Metodologia e Materiais Empregados, apresenta a descrição dos materiais
estudados e a metodologia empregada para a realização da pesquisa.
O capítulo 4, Apresentação e Análise dos Resultados, apresenta e analisa comparativamente
os resultados dos ensaios referentes as propriedades mecânicas e de adesividade das misturas
modificadas e convencionais.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
25
O capítulo 5, Análise Paramétrica, apresenta e avalia os resultados da análise paramétrica de
estruturas hipotéticas de pavimentos, com revestimento constituído pelos materiais estudados.
O capítulo 6, Considerações Finais, apresenta as conclusões obtidas a partir dos resultados
gerados na pesquisa e faz-se sugestões para trabalhos futuros.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
26
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 LIGANTES ASFÁLTICOS
2.1.1 Asfalto
O asfalto é um dos mais antigos e versáteis materiais usados pela humanidade. Na
antiguidade, por ser um material impermeável e aglutinante, foi usado por diversos povos
como material cimentante, impermeabilizante e de revestimento. Hoje, o asfalto é
amplamente utilizado na construção de estradas, mais precisamente, como ligante em
pavimentos flexíveis.
O INSTITUTO DO ASFALTO (1989) define cimento asfáltico, quando em temperatura
ambiente, como sendo um material negro, pegajoso, semi-sólido e muito viscoso. Contudo,
quando em temperaturas altas o asfalto amolece, e quando em temperaturas baixas ele
endurece. Em virtude desse comportamento o cimento asfáltico é classificado como um
material termoplástico.
O cimento asfáltico de petróleo é o material obtido especialmente para apresentar as
qualidades e consistências adequadas para o uso direto em obras de pavimentação (DNER,
1995). No processo de refino do petróleo cru ocorre, através de destilação, a extração das
frações mais leves. O resíduo desse processo, ou fração pesada, é processado dando origem ao
cimento asfáltico de petróleo.
Segundo BERNUCCI et al. (2008), comercialmente os cimentos asfálticos de petróleo são
classificados em varias faixas de consistência padronizadas. Essa classificação pode ser feita
com base na penetração ou na viscosidade. No Brasil a Resolução ANP N° 19, de 11 de julho
de 2005 estabeleceu as novas especificações dos cimentos asfálticos de petróleo, definindo
que a classificação dos cimentos asfálticos se dará exclusivamente pela penetração. Segundo a
mesma Resolução, os cimentos asfálticos de petróleo são classificados pela penetração em
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
27
CAP 30/45; CAP 50/70; CAP 85/100 e CAP 150/200. Os valores numéricos contidos nessa
nomenclatura se referem aos limites inferiores e superiores de penetração.
Segundo BRÛLÉ e LAVAL
3
(1974 apud DNER, 1998), quimicamente o asfalto é definido
como um sistema coloidal constituído por micelas de asfaltenos dispersas em um meio
intermicelar oleoso, formado pela mistura de óleos aromáticos e saturados, chamados
maltenos, conforme mostra a Figura 2.1.
Figura 2.1: Representação da estrutura coloidal do cimento asfáltico. (YEN
2
, 1991
apud MORILHA JUNIOR, 2004)
Além de possuir um comportamento dependente da temperatura (termoplástico), o asfalto
também é dependente do tempo de carregamento (freqüência), exibindo comportamentos
diferentes quando uma mesma carga é aplicada em freqüências diferentes. Quando em
temperaturas suficientemente elevadas e em tempos de carregamentos longos, o cimento
asfáltico puro se comporta quase que completamente como um fluido viscoso (newtoniano).
Quando em temperaturas suficientemente baixas e carregamentos de curta duração, o cimento
asfáltico puro se comporta quase que completamente como um sólido elástico. Entretanto,
3
BRÛLÉ, B.; LAVAL, C. Etude Experimentale de la Compatibilité de Resin Epoxydes Avec lê Bitume. Rapport
de Recherche nº 40.Paris. 1974.
2
YEN, T.F. Asphaltene/Resin Plus Oil Interconversion: An Investigation into Colloidal Modelo of Asphaltenes.
Proccedings of Workshop – The chemical components and structure of asphaltic materials, Rome/ Italy. 1991.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
28
quando em temperaturas intermediarias, o cimento asfáltico apresenta características relativas
aos dois comportamentos, isto é, apresentando um comportamento viscoelástico.
Segundo ANDERSON et al. (1994), um material viscoelástico, como o cimento asfáltico, sob
uma taxa de carregamento constante, apresenta ao mesmo tempo uma resposta elástica e outra
viscosa. Esse material quando carregado, exibe uma deformação imediata correspondente à
resposta elástica, seguida de uma deformação gradual dependente do tempo. Esta deformação
dependente do tempo pode ser dividida em uma componente puramente viscosa e uma
componente elástica atrasada. Quando removido o carregamento, o fluxo viscoso cessa e a
deformação não é recuperada, enquanto que a deformação elástica atrasada é recuperada, mas
não imediatamente, tal como a deformação puramente elástica.
A reologia pode ser conceituada como sendo o estudo da deformabilidade dos materiais,
levando-se em consideração o tempo de duração do carregamento e a temperatura. As
características reológicas do cimento asfáltico devem ser, juntamente com outros fatores,
avaliadas com muito cuidado. Essas propriedades refletem diretamente no comportamento
mecânico da mistura asfáltica e, consequentemente, influenciam na performance do
pavimento. Em outras palavras, ligantes asfálticos com propriedades reológicas adequadas às
condições de tráfego e clima, aos quais serão submetidos, produzirão misturas asfálticas com
comportamento mecânico mais satisfatório.
2.1.2 Ligantes Asfálticos Modificados
Muito embora, os cimentos asfálticos convencionais apresentem desempenho satisfatório na
maioria das condições de tráfego e clima no Brasil, o aumento da capacidade de carga, do
número de veículos em circulação e as extremas condições climáticas encontradas em
algumas regiões do país, impõem à engenharia de pavimentos a busca por materiais que
atendam de forma mais satisfatória as necessidades de nossas rodovias.
Essa busca fez com que muitas pesquisas fossem realizadas nas últimas décadas, com o
objetivo de se produzir cimentos asfálticos mais flexíveis, menos suscetíveis ao clima, mais
resistentes às ações do tráfego e, conseqüentemente, mais duráveis. Grande parte desses
trabalhos aponta para a adição de materiais que modifiquem as propriedades dos ligantes
asfálticos.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
29
Para que todas as melhorias nas propriedades dos cimentos asfálticos sejam alcançadas e seu
uso seja justificado, os modificadores, ou seja, os materiais a serem adicionados ao asfalto,
devem apresentar resistência à temperatura de trabalho, possuir compatibilidade, estabilidade
e facilidade de mistura com o ligante base durante as etapas de armazenamento e aplicação,
além de apresentar uma relação custo–benefício que viabilize seu uso técnica e
economicamente. Ainda cabe ressaltar, que as características físicas e químicas do cimento
asfáltico modificado dependerão do tipo de material usado com modificador, do tipo de
asfalto, do teor de modificador e do processo de fabricação utilizado.
BAHIA et al. (2001) realizaram projeto com o objetivo de avaliar a aplicabilidade das
especificações AASHTO MP1 - Standard Specification for Performance Graded Asphalt
Binder, para ligantes asfálticos modificados. Baseados em revisão bibliográfica e coleta de
dados, os autores listam os materiais mais usados como modificadores de asfalto nos Estados
Unidos. Os materiais juntamente com a resposta esperada, em termos de redução de defeitos,
são mostrados na Tabela 2.1.
Na tentativa de melhorar as propriedades dos cimentos asfálticos, muitos materiais foram e
vêm sendo utilizados. Dentre eles se destacam os polímeros, que quando usados como agentes
modificadores, conferem ao cimento asfáltico modificado uma provável melhora no seu
comportamento, quando comparado com cimentos asfálticos convencionais.
ZANZOTTO e KENNEPOHL (1996) ressaltam que a razão para se fazer a combinação entre
o asfalto e determinados polímeros é a prevenção de defeitos prematuros nos pavimentos e
dessa forma aumentar a vida de serviço dos mesmos. A razão básica da modificação com
polímeros é reduzir a consistência e a suscetibilidade térmica do asfalto. A redução da
suscetibilidade térmica se mostra um importante beneficio, aumentando a resistência à
deformação permanente (afundamento de trilha de roda) em altas temperaturas de serviço e
evitando trincamento térmico em baixas temperaturas de serviço. A modificação também
confere maior elasticidade ao asfalto, assim contribuindo para o aumento da resistência à
fadiga. Além disso, os polímeros também podem melhorar a adesão agregado-asfalto,
diminuir a abrasão e aumentar a resistência ao envelhecimento.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
30
Tabela 2.1: Materiais mais usados como modificadores de asfalto nos Estados
Unidos
Aplicação
Tipo de Modificador Classe
DP
(a)
TF
(b)
TBT
(c)
DU
(d)
EO
(e)
eStireno-Butadieno (SB)
x x x
eStireno-Butadieno-eStireno (SBS)
x x x
Polímeros Elastômeros
eStireno-Butadieno-Rubber (SBR)
x x
Polímeros Plastômeros
Etileno-Acetato de Vinila (EVA)
x x
Borracha moída de Pneus
Diferentes tamanhos, tratamentos e
processos
x x x
Amidoaminas
x
poliamidas
x
Agentes Antidescolantes
Cal Hidratada
x
Hidrocarbonetos
Asfalto Natural
x x x x
Celulose
x
Polipropileno
x x x
poliéster
x x
Fibras
Mineral
x
Fíler Mineral Cal Hidratada
x x x x x
Antioxidantes Cal Hidratada
x x
Extensores Enxofre
x x x
(a)
Deformação Permanente
(b)
Trincamento por Fadiga
(c)
Trincamento em Baixas Temperaturas
(d)
Danos por Umidade
(e)
Envelhecimento Oxidativo
(Fonte: adaptado de BAHIA et al. (2001))
Um dos fatores limitantes do uso de polímeros como modificadores de asfalto são os altos
custos. Para diminuir esses custos, mantendo a qualidade dos cimentos asfálticos modificados,
uma alternativa plausível é o uso da borracha moída de pneus (BMP), seja na modificação do
cimento asfáltico ou como parte dos agregados em misturas asfálticas. Além das questões
técnicas e econômicas envolvidas, o uso da borracha moída de pneus se mostra
ambientalmente engajado, dando destino a milhões de pneus inservíveis.
A FHWA (1992) relata alguns dos possíveis benefícios relativos à modificação do asfalto por
BMP. A modificação com borracha reduz a suscetibilidade térmica do CAP,
consequentemente, aumentando a resistência às deformações permanentes, resistência à
fadiga e reduzindo o trincamento térmico. Além disso, a mesma instituição ressalta a maior
resistência ao envelhecimento oxidativo dos cimentos asfálticos conferida pela modificação
por borracha moída de pneus.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
31
2.1.2.1 Ligantes Asfálticos Modificados por Polímeros
O termo polímero foi criado por Berzelius em 1832, para diferenciar os compostos de pesos
moleculares múltiplos dos compostos de mesmo peso molecular chamados de isômeros.
Atualmente são considerados polímeros as moléculas relativamente grandes, em cuja estrutura
se encontram repetidas unidades (DNER, 1998).
Na literatura são encontrados diversos formas de classificação de polímeros. Através delas
pode-se classificar os polímeros quanto à ocorrência, ao método de preparação, à estrutura, e a
sua aplicação. Entretanto, segundo o DNER (1998) algumas classificações se mostram mais
direcionadas ao meio rodoviário, sendo a mais utilizada a de Disnnem, que classifica os
polímeros em quatro grupos:
a) termorrígidos são aqueles que depois de formados não se fundem pela ação do
calor, ou seja, quando aquecidos a uma determinada temperatura não
amolecem, impossibilitando que sejam remoldados;
b) termoplásticos são aqueles que quando aquecidos modificam o seu
comportamento, adquirindo características plásticas, permitindo que sejam
remoldados. Essa mudança é reversível, pois quando resfriados endurecem;
c) elastômeros são aqueles que possuem um comportamento puramente elástico.
Entretanto, quando aquecidos se decompõem antes de amolecer;
d) elastômeros-termoplásticos são aqueles que quando aquecidos apresentam um
comportamento termoplástico, e quando em temperaturas médias apresentam
comportamento elástico. O seu comportamento quanto à temperatura é
semelhante ao dos termoplásticos, já as mudanças são reversíveis.
Dentro do grande número de polímeros existentes, são poucos os que possuem as
características adequadas para serem usados como modificadores. Para que o cimento
asfáltico modificado alcance a resposta satisfatória é imprescindível que o polímero seja
compatível química e termicamente com o ligante base (LING et al., 1996). Esta
compatibilidade é determinante nas etapas de transporte, estocagem e aplicação do ligante
modificado.
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32
Segundo BRÛLÉ (1996), experiências indicam que poucos polímeros termoplásticos são
realmente compatíveis com o asfalto. Os polímeros industriais usados como modificadores de
asfalto são essencialmente dois tipos:
a) plastômeros, normalmente o copolímero EVA (etileno-acetato de vinila), cujo
grau diferencia com o seu peso molecular e teor de acetato de vinila;
b) elastômeros-termoplásticos, sendo o mais conhecido o copolímero SBS
(eStireno-Butadieno-eStireno). Este polímero é diferenciado pelo seu teor de
estireno, seu peso molecular e sua configuração (linear ou estrela).
Outro polímero muito usado como modificador de asfalto é o elastômero SBR (eStireno-
Butadieno-Rubber). O SBR é um copolímero com arranjo aleatório de estireno e butadieno,
obtido principalmente por processo de polimerização em emulsão. LEITE (1999) enfatiza que
estes polímeros apresentam propriedades elastoméricas de resiliência e boa compatibilidade
com os betumes. Embora possuam baixa resistência mecânica, suas propriedades podem ser
grandemente melhoradas com a vulcanização, que é conseguida pela reação com enxofre ou
peróxidos. Além disso, o processo de preparação do SBR em emulsão produz um polímero
finamente dividido, na forma de um látex, que facilita sua dispersão no asfalto.
Quanto aos mecanismos de modificação, BRÛLÉ (1996) relata que três diferentes casos
devem ser considerados, a partir das duas fases distintas que consistem o ligante modificado,
são eles:
a) Baixo teor de polímero (menor que 4%): neste caso o asfalto é a fase continua
do sistema e o polímero se encontra disperso nele. A fase polimérica é
dispersa dentro da matriz asfáltica. Com seu baixo teor de óleos, a fase
betuminosa tem um elevado teor de asfaltenos. Como resultado tem-se a
melhora da coesão e elasticidade. Em altas temperaturas de serviço (maiores
que 60°C), o módulo de rigidez da fase polimérica é maior que o da matriz.
Em baixas temperaturas o módulo de rigidez da fase dispersa é menor que o
da matriz, reduzindo sua fragilidade. Pode-se observar, entretanto, que a fase
polimérica melhora as propriedades mecânicas do ligante em altas e baixas
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
33
temperaturas de serviço. Neste caso, o fator determinante nas propriedades da
mistura é a escolha do asfalto;
b) Teor de polímero suficientemente alto (no geral maior que 7%, se a escolha do
polímero e do betumem foi correta): neste caso a fase polimérica é a matriz do
sistema. A fração de asfalto é dispersa no polímero que absorve os óleos do
asfalto. As propriedades do sistema são fundamentalmente deferentes do
asfalto e dependem essencialmente do polímero;
c) Teor de polímero em torno de 5%: neste caso podem ser formadas
microestruturas, nas quais as duas fases são continuas e entrelaçadas. Tal
sistema é difícil de controlar e possui problemas de estabilidade (sua
micromorfologia e suas propriedades dependerão da sua historia de
temperatura).
SENGOZ e ISIKYAKAR (2007) investigaram, através de um microscópio de reflexão de
fluorescência, a morfologia de ligantes asfálticos CAP 50/70 modificados com diferentes
teores de polímero SBS. Os resultados obtidos ilustram, Figura 2.2, os três diferentes casos
relatados por BRÛLÉ (1996): (a) fase polimérica dispersa na matriz asfáltica, (b) fase
asfáltica dispersa na matriz polimérica e (c) duas fases continuas e entrelaçadas. Entretanto,
no mesmo trabalho quando avaliadas as misturas usando o copolímero EVA, a morfologia
apresentou variações principalmente em misturas com teores de polímero abaixo de 5%,
indicando especialmente a influência da natureza e do teor de polímero.
Figura 2.2: Morfologia de asfalto modificado com diferentes teores de SBS no
microscópio de reflexão de fluorescência (adaptado de SENGOZ & ISIKYAKAR, 2007)
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
34
LU e ISACSSON (2001) estudaram as propriedades morfológicas, reológicas e de
envelhecimento de ligantes asfálticos modificados por diferentes polímeros (SBS, SEBS,
EVA e EBA). Os resultados indicaram que as propriedades morfológicas são influenciadas
pela composição do betume e pela natureza do polímero. No geral, foi observada a criação de
uma matriz polimérica contínua em ligantes contendo teores de polímeros a partir de 6%. Em
amostras com teor suficientemente alto de polímero (acima de 6%) foram observadas
consideráveis melhoras nas características reológicas do ligante. Para amostras de ligantes
modificados contendo SBS e SBES foram observadas melhoras no comportamento reológico
num amplo intervalo de temperatura, enquanto que os ligantes contendo EVA e EBA
mostraram melhoras em altas temperaturas. Em relação ao envelhecimento, o ligante também
mostrou forte dependência do tipo de polímero utilizado. Na maioria dos casos, as alterações
reológicas durante o envelhecimento estão relacionadas com a oxidação do betume e/ou a
degradação do polímero. Além disso, o efeito do envelhecimento esteve ligado às condições
testadas, ou seja, ele foi dependente da temperatura.
Quanto à incorporação, os polímeros podem ser adicionados ao asfalto basicamente de três
maneiras: (a) em fabrica separada e posteriormente transportado até a usina de asfalto, (b) em
misturador auxiliar na usina de asfalto e (c) diretamente na mistura asfáltica, simultaneamente
a mistura do asfalto aos agregados.
Segundo LEITE (1999), a escolha da tecnologia dependerá das condições locais e do tipo do
polímero empregado. Polímeros difíceis de compatibilizar e termicamente instáveis devem ser
misturados imediatamente antes da aplicação do asfalto modificado, evitando a decomposição
e/ou a separação de fases. Produção em fábrica separada do local da usinagem, significa
melhor controle de qualidade e melhor dispersão do polímero no asfalto. A alternativa (b)
garante melhor incorporação do polímero no asfalto do que a alternativa (c). A Figura 2.3
mostra de forma esquemática as alternativas de produção de asfalto modificado por polímero.
Geralmente os polímeros são adicionados ao asfalto quente em forma de pó ou diluídos. No
processo de mistura, uma agitação eficiente é necessária para garantir que não haja separação
de fases. O uso de partículas menores de polímeros poderá diminuir o tempo de mistura e
melhorar a qualidade do produto final. Entretanto, o tempo de mistura dependerá, dentre
outros fatores, dos equipamentos e das matérias primas utilizadas.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
35
Figura 2.3: Alternativas de asfalto modificado por polímeros (ZENKE
3
, 1979 apud
LEITE, 1999)
a) EVA
De todos os polímeros chamados plastômeros, o EVA é o que apresenta melhor
comportamento quando misturado ao asfalto (DNER, 1998). O copolímero EVA apresenta
uma grande resistência inicial, devido a sua estrutura tridimensional rígida, aumentando assim
a resistência às deformações dos ligantes modificados. Suas maiores vantagens segundo
LEITE (1999) são a resistência à flexão e estabilidade térmica, aliadas a um custo razoável.
O copolímero de etileno e acetato de vinila, EVA, possui uma composição que pode variar de
uns poucos por cento de acetato de vinila até cerca de 50% (LEITE, 1999). Essa variação do
teor de acetato de vinila acarreta mudanças no comportamento desse material, variando de um
plastômeros até comportamentos semelhantes à elastômero. Neste copolímero a redução do
teor de acetato de vinila acarreta aumento da cristalinidade e, em conseqüência, no módulo de
3
ZENKE G. Zur Theorie der Polymermodifizierten Bitumen. Das Stationare Mischwerk, Nº 5, p. 7-20. may
1979.
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36
rigidez nas temperaturas de amolecimento e de fusão e na diminuição da temperatura de
fragilidade. (BRINGEL et al., 2005)
BRINGEL et al. (2005) caracterizaram, quanto às propriedades químicas e reológicas,
ligantes asfálticos convencionais CAP 20 e modificados com polímeros EVA. Os resultados
indicaram que a incorporação do EVA ao ligante asfáltico alterou as suas propriedades,
modificando a reologia do material. As mudanças no escoamento do material se deram em
virtude da solubilização do copolímero nas frações saturadas do asfalto, devido à sua natureza
alifática pela existência de seqüências etílicas de elevado peso molecular. Observou-se um
aumento da viscosidade e uma melhora no grau do desempenho do ligante. Além disso,
ensaios de envelhecimento acelerado mostraram que a presença do EVA reduziu o processo
de decomposição oxidativa do asfalto.
GONZÁLEZ et al. (2004) mostram, através de estudos experimentais, que há melhora nas
propriedades viscoelásticas de um CAP 60/70 quando modificado com polímero EVA. Os
autores afirmam que a adição de EVA confere ao cimento asfáltico uma menor suscetibilidade
térmica, resultando na redução do risco de trincamento a baixas temperaturas e deformação
permanente em altas temperaturas.
Segundo BRÛLÉ (1996), com o aumento do teor de EVA, o ponto de amolecimento do
ligante modificado também aumenta, enquanto que a penetração diminui. O autor ressalta que
o efeito é mais pronunciado em copolímeros com menores teores de acetato de vinila, como
mostra a Figura 2.4.
b) SBS
O copolímero estireno butadieno estireno, SBS, é um elastômero termoplástico com uma
estrutura bifásica composta por domínios estirênicos rígidos dispersos em uma suave matriz
butadiênica (POLACCO et al., 2006). Essa morfologia permite que esse copolímero escoe
livremente quando aquecido e quando em temperatura ambiente, devido à restauração da sua
rede estrutural original, recupere suas características elásticas.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
37
Figura 2.4: Efeito do teor de EVA na penetração e no ponto de amolecimento de
asfaltos modificados (BRÛLÉ, 1996)
Segundo o DNER (1998), em temperaturas elevadas a entropia (caos) vence a coesão
(organização), as “cabeças” esterênicas se libertam e cada molécula de SBS fica
individualizada se opondo ao fluxo, o que gera enorme aumento de viscosidade. Entretanto,
quando resfriado a coesão vence a entropia, e a condição térmica favorece as associações e as
“cabeças” estirênicas se engancham formando domínios estirênicos ligados entre si por
inúmeras “molas” butadiênicas, que quando sob tensão são esticadas e voltam a se
reenovelarem quando a tensão é removida.
Uma das principais características do cimento asfáltico modificado por SBS, além da
recuperação elástica, é a sua menor suscetibilidade térmica. Isso pode ser constatado através
do aumento do intervalo de plasticidade, ou seja, diminuição do ponto de ruptura Fraass e
elevação do ponto de amolecimento. Segundo NAVARRO et al. (2005) a modificação do
ligante por SBS confere maior resistência ao trincamento térmico, indicado pela maior
flexibilidade do ligante modificado a baixas temperaturas.
LEITE (1999), em estudo para caracterização de asfaltos modificados por polímeros, relata
que com a determinação do ângulo de fase em diferentes temperaturas pelo reômetro de
cisalhamento dinâmico foi possível medir a elasticidade dos asfaltos modificados. A autora
concluiu que o SBS por sua conformação espacial foi o polímero que apresentou as melhores
propriedades a temperaturas baixas e intermediárias.
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LU e ISACSSON (1997) estudando a influência da modificação por SBS na viscosidade do
ligante asfáltico, concluíram que o aumento de viscosidade não é diretamente proporcional ao
teor de SBS. A modificação com teor suficientemente alto de SBS eleva o grau de
comportamento não newtoniano do ligante. Os autores indicam também que a modificação
com teor adequado de polímero reduz a suscetibilidade à temperatura do ligante, aumentando
assim a resistência às deformações permanentes e às trincas, em altas e baixas temperaturas,
respectivamente.
BONEMAZZI et al. (1996) estudou as propriedades mecânicas e reológicas de asfaltos
modificados por vários polímeros. De todos os asfaltos modificados analisados, um dos que
mostraram melhor comportamento foi o que continha SBS. Resultados obtidos através de
testes no reômetro de cisalhamento dinâmico demonstraram que os asfaltos modificados por
SBS possuem boa recuperação elástica em médias e altas temperaturas (até 90°C). Testes
convencionais como penetração, ponto de amolecimento e recuperação elástica, também
demonstraram a melhora na performance do ligante com adição de SBS, conforme Figura 2.5.
Por outro lado, o polímero SBS demonstrou bom comportamento em testes de absorção de
óleos, realizados para simular o inchamento do polímero na matriz betuminosa.
0
25
50
75
100
125
150
175
200
Asfalto
terTPO
APP
EPR1
EPR2
EPDM
EVA2
HDPE
LDPE
ADFLEX
r-SBS
l-SBS
EMA
EVA1
Pen. (dmm)/ Anel e Bola (°C)/ Recuperação Elástica
Anel e Bola
Penetração
Recuperação Elástica
Figura 2.5: Ponto de amolecimento (anel e bola) penetração e recuperação elástica
para asfaltos modificados por polímeros SBS e outros. (BONEMAZZI et al.,1996)
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
39
c) Borracha moída de pneus
Segundo a ANIP (Associação Nacional da Indústria de Pneumáticos), no Brasil foram
produzidos cerca de 57,3 milhões de pneus no ano de 2007. Os números da produção de
pneumáticos em 2007, divididos em categorias, são os seguintes:
a) caminhões/ônibus – 7,3 milhões;
b) camionetas – 6 milhões
c) automóveis – 28,8 milhões;
d) motos – 13,8 milhões;
e) outros – 1,36 milhão.
Entretanto, estima-se que anualmente no Brasil são gerados em torno de 30 milhões de pneus
inservíveis. Este número somado ao passivo já existente resulta em sério risco ao meio
ambiente e a saúde pública. Visando atenuar este problema, nos últimos anos, a comunidade
cientifica vem buscando alternativas que envolvam a reutilização destes pneus. Uma das
alternativas encontradas foi a incorporação da borracha moída de pneus em materiais de
pavimentação, mais precisamente como modificadora de ligantes asfálticos.
A borracha de pneus é basicamente uma mistura de borracha natural, borracha sintética e
negro do fumo. Além desses três componentes, fazem parte da borracha diferentes produtos
que são incorporados durante a fabricação visando uma melhor performance do pneu. Dentre
estes produtos estão óleos, pigmentos, ceras, anti-oxidantes, inibidores de raios ultra-violeta,
produtos químicos, etc.
A borracha usada em pavimentação pode ser originaria, dentre outros, de pneus de caminhões
e automóveis. A diferença entre eles, podes ser notada, através da quantidade de cada material
que os compõe. Geralmente, pneus de automóveis são compostos por cerca de 16 a 20% de
borracha natural e de 26 a 31% de borracha sintética, enquanto pneus de caminhões são
compostos por cerca de 31 a 33% de borracha natural e de 16 a 21% de borracha sintética
(ODA e FERNADES JUNIOR, 2001). A FHWA (1992) enfatiza que em cada parte do pneu,
diferentes proporções de borracha natural e sintética são incorporadas. Cada uma dessas
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
40
partes requer diferentes propriedades da borracha, como flexibilidade e resistência à abrasão.
Neste contexto, a borracha natural é responsável pelas propriedades elásticas enquanto a
borracha sintética é responsável pela estabilidade térmica da borracha de pneu.
A FHWA (1992) ainda ressalta que com os avanços tecnológicos as diferenças entre as
composições de pneus de automóveis e caminhões foram reduzidas. Embora hajam diferenças
na estrutura e entre tipos de pneus, a borracha moída possui uma composição razoavelmente
uniforme. Grande parte da indústria de BMP, nos Estados Unidos, rotineiramente não produz
borracha moída baseada numa mistura específica de pneus. No entanto, quando se procura
uma específica ou um único grupo de propriedades modificantes, outros tipos ou fontes de
borrachas podem ser adicionados.
A incorporação da borracha de pneus moída ao asfalto pode ser feita através de dois
processos: processo seco e processo úmido. O processo seco consiste na mistura simultânea
do cimento asfáltico e da borracha com os agregados. Nesse processo a borracha é
incorporada como um aditivo, substituindo parte do agregado e sendo considerada parte dele.
O produto resultante do processo seco é denominado concreto asfáltico modificado com
adição de borracha ou agregado-borracha. Já no processo úmido, a borracha moída é
misturada ao cimento asfáltico a uma temperatura elevada, dando origem a um novo material
com propriedades diferentes do ligante base que é chamado de ligante asfalto-borracha.
ROBERTS et al. (1989) citam algumas diferenças significantes entre os dois processos de
incorporação. O tamanho e a quantidade de partículas de borracha incorporadas na mistura
asfáltica pelo processo seco é maior, podendo ser utilizadas de duas a quatro vezes mais
borracha do que no processo úmido. Além disso, há uma diferença de custos, já que são
necessários equipamentos especiais para que se possa fazer a mistura do asfalto com a
borracha a quente através do processo úmido enquanto que para o processo seco não há
mudanças significativas na usina, sendo a borracha moída incorporada à mistura como parte
do agregado.
Embora o processo seco apresente algumas vantagens em relação ao processo úmido,
principalmente em relação aos custos envolvidos e a alta quantia de borracha usada, as
pesquisas em todo o mundo têm se concentrado principalmente no processo úmido. Essa
escolha pode ser explicada pelo desempenho irregular de alguns trechos experimentais
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
41
construídos no EUA usando o processo seco, diferentemente do processo úmido, que tem
apresentado resultados mais satisfatório. (BERTOLLO, 2002 e BERTOLLO et al, 2004)
Quando usado o processo seco, a interação existente entre o ligante e a borracha é muito
pequena, quando comparada ao processo úmido.
Os inibidores de raios ultravioleta e os anti-
oxidantes presentes na borracha não chegam a ser transmitidos para o asfalto, por esta razão
vários estados americanos têm optado por utilizar apenas o processo úmido. (SPECHT, 2004)
Segundo SPECHT (2004) quando a borracha é adicionada ao asfalto pelo processo úmido há
um aumento de volume das partículas (inchamento). O inchamento da borracha é uma difusão
e não uma reação química. As partículas de borracha absorvem, pelas cadeias de polímeros,
certos óleos aromáticos contidos no cimento asfáltico, tornando-o mais dúctil, mais viscoso e
com menor suscetibilidade térmica. Em contrapartida, são transferidas para o asfalto, através
do negro de fumo, algumas características químicas das borrachas vulcanizadas como
inibidores de raios ultravioleta e anti-oxidantes, produzindo assim, um material mais
resistente ao envelhecimento e com maior resistência a fissuração, contribuindo para uma
maior durabilidade do pavimento.
Não existem receitas prontas a despeito da quantidade e granulometria da borracha a ser
adicionada ao ligante nem tampouco das temperaturas e tempos de reação. A temperatura e
tempo da mistura dependem principalmente da granulometria da borracha. Quanto mais fina,
maior a área superficial e menor temperatura e tempo de mistura para se obter um material
homogêneo. (SPECHT, 2004)
Segundo ROBERTS et al. (1989) quanto maior a quantidade de borracha natural contida na
BMP maior será a recuperação elástica da mistura resultante e menor será o tempo de reação.
Os autores também ressaltam que o tempo de reação e a interação com o asfalto são
influenciados pelo teor, tamanho e peso específico da BMP, sendo positiva a diminuição
destes três fatores.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
42
2.2 CARACTERÍSTICAS MECÂNICAS DAS MISTURAS ASFÁLTICAS
A tendência mundial é o estabelecimento de métodos de dimensionamento mecanísticos tanto
para pavimentos flexíveis e rígidos, novos ou restaurados. Utilizam as ferramentas de análise
estrutural no cálculo de tensões e deformações e determinam os mecanismos de fadiga e de
deformabilidade. (MEDINA e MOTTA, 2005)
O dimensionamento de um pavimento por um método mecanístico deve, dentre outros fatores,
considerar parâmetros de entrada (parâmetros de deformabilidade dos materiais, fatores
ambientais, tráfego, etc) e critérios de aceitação (vida de fadiga e afundamento de trilha de
roda). Dessa forma, a caracterização mecânica dos materiais é indispensável para que o
pavimento tenha o desempenho desejado ao longo da sua vida de serviço. Neste contexto, os
ensaios dinâmicos ou de cargas repetidas, que procuram simular as condições reais de tráfego,
se mostram ferramentas importantes na caracterização dos materiais de pavimentação.
As medições de módulos dinâmicos como os módulos complexo, de rigidez à flexão e de
resiliência são utilizados para o conhecimento da relação tensão-deformação dos materiais
asfálticos.
Segundo MARQUES (2004) O ensaio do módulo complexo foi desenvolvido para medir
tanto viscoelasticidade quanto propriedades elásticas de materiais de pavimentação. Por
definição, o módulo complexo, E*, é um número complexo que relaciona tensão e
deformação para materiais viscoelásticos sujeitos a carregamento senoidal aplicado num certo
domínio de freqüência.
BRITO (2006) define módulo complexo como sendo a relação entre a tensão e deformação de
um material viscoelástico submetido a um carregamento senoidal em função do tempo, t, que
quando da aplicação de uma tensão σ x sem (ωt) apresenta uma deformação ε x sem (ω x (t –
φ)), apresentando um ângulo de fase φ, em relação à tensão. A amplitude da deformação e do
ângulo de fase dependem da freqüência, ω, e da temperatura de ensaio.
O módulo complexo pode ser separado em duas componentes: a parte real, que representa a
energia armazenada no material; e a parte imaginaria, que representa a energia perdida por
atrito interno no material. Já o ângulo de defasagem indica a viscosidade do material. As
equações 2.1, 2.2, 2.3 e 2.4 definem o módulo complexo (E*), a componente real (E
1
), a
componente imaginaria (E
2
) e o ângulo de fase (φ), respectivamente.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
43
E* =│E*│ × (cos(φ) + i × sem(φ)) (2.1)
E
1
= │E*│× cos(φ) (2.2)
E
2
= │E*│× sen(φ) (2.3)
φ = arctan(E
2
/E
1
) (2.4)
Segundo FRANCKEN e PARTL (1996) um carregamento senoidal é aplicado axialmente em
amostras cilíndricas para diferentes temperaturas e freqüências de carregamento visando à
construção de uma curva mestra que incorpora os efeitos das duas variáveis citadas. A Figura
2.6 mostra uma curva mestra típica, onde os fatores de conversão de temperatura “a(T)”
mostram a dependência da rigidez a essa variável.
Figura 2.6: Curva mestra usada para representação do módulo complexo
(ANDERSON et al., 1992)
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
44
A caracterização da distribuição de tensões, deformações e deslocamentos gerados pelo
tráfego em pavimentos é baseada na Teoria da Elasticidade. Embora se saiba que muitos dos
materiais utilizados na pavimentação não apresentam um comportamento puramente elástico,
sofrendo deformações plásticas a cada ciclo de carregamento, análises de camadas elástico-
lineares são aceitas como estimativas razoáveis. Esta aceitação pode ser explicada, segundo
HUANG (2004), pelo comportamento considerado elástico do material quando a carga
aplicada for pequena em relação à resistência do material e for repetida por um grande
número de vezes.
A Figura 2.7 mostra as deformações sofridas por um corpo-de-prova sob carregamentos
repetidos. Pode-se observar um acumulo de deformações plásticas no estagio inicial. Após um
determinado número de repetições estas deformações tendem a estabilizar, sendo que, após
este determinado limite as deformações são praticamente todas elásticas. (BRITO, 2006)
Figura 2.7: deformações sob cargas repetidas (HUANG, 2004)
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
45
2.2.1 Módulo de Resiliência
Para se efetuar a análise de deformabilidade da estrutura precisa-se conhecer as relações
tensão-deformação ou os módulos de deformabilidade dos materiais que compõem as
camadas. (MOTTA, 1991) Um parâmetro considerado chave para o conhecimento do
comportamento tensão-deformação de uma estrutura de pavimento é o módulo de resiliência
(Mr).
O termo resiliente foi introduzido por Hveem. Ele preferiu utilizar este termo em vez de
deformação elástica sob o argumento de que as deformações nos pavimentos são muito
maiores do que nos sólidos elásticos com que lida o engenheiro – concreto, aço, etc.
(MEDINA e MOTTA, 2005)
Segundo BARKSDALE et al. (1997), o Módulo de Resiliência (Mr) é análogo ao módulo de
elasticidade (E), sendo ambos definidos pela teoria da elásticidade. O Módulo de Resiliência é
determinado em ensaios de cargas repetidas. Valores de pico das tensões e deformações
recuperáveis que ocorrem nos ensaios são usados para calcular a constante elástica resiliente
mesmo que a tensão de pico ou deformação recuperável não ocorra ao mesmo tempo em um
teste dinâmico deste tipo.
O módulo de resiliência é definido pela equação 2.5.
Onde:
Mr = módulo de resiliência
σ = tensão aplicada dinamicamente
ε = deformação recuperável para um determinado numero de ciclos
ε
σ
=Mr
(2.5)
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
46
BARKSDALE
et al
. (1997) lista os ensaios comumente usados para a determinação do
módulo de resiliência:
a) ensaio de tração uniaxial
b) ensaio de compressão uniaxial
c) ensaio de flexão de viga
d) ensaio de tração por compressão diametral
e) ensaio de compressão triaxial
TAYEBALI
et al
. (1994) realizaram estudo laboratorial para avaliar a sensibilidade do
módulo de resiliência a vários fatores. Este parâmetro foi obtido nos ensaios de tração indireta
por compressão diametral, compressão uniaxial e flexão de viga, em diferentes misturas
asfálticas. Os resultados obtidos nos três diferentes métodos de ensaios apresentaram
diferentes estimativas do módulo de resiliência. Os resultados mostraram sensibilidade as
variáveis dos testes e das misturas, dentre elas, o tipo de asfalto, o tipo de agregado, o volume
de vazios e a temperatura de ensaio. Por outro lado, os efeitos destas variáveis na estimativa
do módulo de resiliência podem ser diferentes se o carregamento for por compressão uniaxial,
compressão diametral ou flexão.
Segundo MOTTA
4
(1998,
apud
AMARAL, 2000), de uma forma simplificada, pode-se dizer
que o módulo resiliente varia com a granulometria da mistura sendo maior quanto mais grossa
for a faixa adotada; varia com o ligante asfáltico sendo maior quanto menor a penetração do
asfalto ou maior a sua viscosidade, mas não é muito sensível ao teor de asfalto, dentro da
faixa normal de dosagem. Contudo, CERATTI
et al
. (1996) relata que a suscetibilidade das
misturas asfálticas pode ser investigada pela variação do módulo de resiliência com a
temperatura.
4
MOTTA, L. M. G. Contribuição para a Estimativa do Módulo Resiliente de Misturas Asfálticas. 14º Encontro
de Asfalto. p. 30-39. 1998.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
47
BRITO (2006) estudando a variabilidade do módulo resiliente em função da metodologia e
dos parâmetros envolvidos no ensaio de tração indireta por compressão diametral com cargas
repetidas, concluiu que o módulo de resiliência mostra dependência, dentre outros fatores, da
forma, duração e freqüência do pulso de carga e do nível de tensão aplicado durante o ensaio.
Entretanto, a proporção de ocorrência é função do tipo de mistura e da temperatura na qual o
ensaio foi realizado.
SOARES e SOUZA (2003) relatam que em materiais viscoelásticos, o Mr varia tanto com o
tempo de aplicação da carga como com o tempo de repouso, uma vez que a deformação
recuperável depende dos mesmos. Segundo os autores, vale ressaltar que para materiais
viscoelásticos lineares, embora a deformação total varie com o número de ciclos de aplicação
de carga devido ao acúmulo de deformações não-recuperáveis, a deformação recuperável
deve se manter constante ao longo dos ciclos.
Segundo TAYEBALI
et al
. (1994), o módulo de resiliência diametral não pode ser medido
com exatidão em altas temperaturas e não são confiáveis nem mesmo em temperaturas
moderadamente altas (40°C). O SHRP A-003A sugere que amostras não podem ser testadas a
temperaturas tão altas como 60°C. Pesquisadores da NCHRP também recomendam que se
tenha cuidado na determinação do módulo resiliente e outras características nos testes de
tração indireta em altas temperaturas. Enquanto eles incluem nas suas recomendações 40°C,
as grandes deformações permanentes observadas nos testes do SHRP A-003A levanta sérias
dúvidas na credibilidade das medições em tais temperaturas. Isto parece limitar a execução do
ensaio de tração indireta a temperaturas superiores a 20°C. Por outro lado, MEDINA e
MOTTA (2005) afirmam que a aplicação da teoria da elasticidade a misturas asfálticas só é
admissível a níveis baixos de tensão de tração (40% ou menos) em relação à de ruptura e a
temperaturas inferiores a 40°C.
Ainda, TAYEBALI
et al
. (1994) ressalta a influência do coeficiente de Poisson na estimativa
do módulo resiliente. Os autores salientam que este parâmetro não pode ser determinado com
acurácia no ensaio de tração indireta por compressão diametral e deve ser assumido com base
em medições obtidas com outros métodos de ensaio. Isto porque o coeficiente de Poisson
obtido nesse ensaio é pouco confiável quando comparado ao obtido no ensaio de compressão
uniaxial. Entretanto, segundo BRITO (2006), devido às dificuldades da obtenção do
coeficiente de Poisson através de metodologias experimentais, acaba-se na maioria das vezes
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
48
adotando-se valores baseados na literatura, tendo-se aí mais uma fonte de variabilidade no
ensaio.
2.2.2 Fadiga
Trincamento por fadiga pode ser definido como um tipo de defeito que ocorre quando o
pavimento atinge o limite de sua vida de fadiga. A vida de fadiga de um revestimento
asfáltico é influenciada por vários fatores simultaneamente. Entre estes fatores estão:
a) Características do carregamento: tipo, freqüência e amplitude;
b) Características dos materiais empregados: agregados e ligante asfáltico;
c) Características da mistura: granulometria e propriedades volumétricas;
d) Variáveis ambientais: temperatura e umidade.
Segundo OFORI-ABEBRESSE (2006) o trincamento por fadiga em revestimentos asfálticos
pode iniciar-se de duas formas: (a) trincamento de baixo para cima, sendo causado
principalmente pelas altas tensões de tração na parte inferior da camada de revestimento, que
podem ser ocasionadas pela insuficiente rigidez das camadas de base ou revestimento; (b)
trincamento de cima para baixo, onde as trincas iniciam-se na superfície da camada de
revestimento e propagam-se pelas camadas inferiores do pavimento. Isto pode ser causado
pela ação do tráfego o qual induz tensões cisalhantes acima do nível de projeto.
Segundo BERTOLLO (2002), a vida de fadiga da camada de revestimento também é afetada
pelas características de deformabilidade das outras camadas que compõem a estrutura do
pavimento. Sendo assim, pode-se relacionar o trincamento prematuro das camadas asfálticas
com problemas de drenagem do subleito. O excesso de umidade enfraquece as camadas
subjacentes, submetendo o revestimento a deformações excessivas. Outros fatores
relacionados à estrutura do pavimento, e que venham a afetar a vida de fadiga do revestimento
asfáltico, são as espessuras e os módulos “elásticos” (rigidez) das camadas do pavimento, já
que uma relação inadequada entre estas características reduz a vida de fadiga do revestimento.
BERNUCCI
et al
. (2002) enfatiza que muitas podem ser as causas do trincamento por fadiga
em revestimentos asfálticos. Dentre estas possíveis causas está à falta de compactação do
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
49
subleito ou das outras camadas do pavimento, provocando um enfraquecimento na estrutura
do pavimento. Os autores ainda citam a inadequação do projeto de dosagem da mistura
asfáltica como uma provável causa do trincamento por fadiga, levando à percentagem de
vazios que permitem a entrada de água, mas não suficientemente permeável para facilitar a
sua saída, provocando um aumento na pressão neutra da água presa dentro dos vazios,
diminuindo a resistência do material.
TANGELLA
et al
. (1990), a partir de revisão bibliográfica, sumarizam alguns fatores
relacionados à mistura asfáltica (Tabela 2.2) que afetam a resposta à fadiga do revestimento
asfáltico.
Tabela 2.2: Fatores relacionados à mistura asfáltica que afetam a resposta à fadiga
do revestimento
Efeito na Variação do Fator
Fator Variação no Fator
Rigidez
Vida de Fadiga em
Ensaios com
Tensão Controlada
Vida de Fadiga em
Ensaios com
Deformação Controlada
Viscosidade do
Asfalto
Aumento Aumento Aumento Diminuição
Teor de Asfalto Aumento Aumento Aumento Aumento
Graduação do
Agregado
Aberta para
Contínua
Aumento Aumento Diminuição
Volume de
Vazios
Diminuição Aumento Aumento Aumento
Temperatura Diminuição Aumento Aumento Diminuição
(Fonte: TANGELLA et al. (1990))
Segundo TANGELLA
et al
. (1990), as metodologias de ensaios disponíveis, para a estimativa
da vida de fadiga de misturas asfálticas, são convenientemente classificadas nas seguintes
categorias: flexão simples, flexão suportada, axial direta, triaxial diametral, fratura mecânica e
wheel-track
. Os critérios usados para avaliar o potencial de cada método como um modelo de
laboratório são: (1) capacidade de simular as condições de campo, (2) aplicabilidade dos
resultados do ensaio para usar na modelagem da performance do pavimento, (3) simplicidade,
e (4) correlação dos resultados com a performance do pavimento em serviço. Os três métodos
considerados mais promissores são flexão simples, fadiga diametral e testes baseados no
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50
princípio da mecânica da fratura. O ensaio de tração direta oferece considerável potencial para
substituir ensaios mais complexos de fadiga: pesquisadores franceses tem obtidos boas
correlações entre o ensaio de tração direta e resultados de ensaios de fadiga.
SPECHT (2004) estudando a utilização da borracha moída de pneus como aditivo em
misturas asfálticas, avaliou em laboratório amostras de concreto asfáltico com diferentes
traços de ligantes contendo borracha moída. A resistência à fadiga das misturas estudadas foi
avaliada através do ensaio de tração por compressão diametral cíclico. Em uma análise direta
pode-se observar que, para um mesmo estado de tensões, as misturas com asfalto-borracha
mostraram um desempenho superior ao da mistura com ligante convencional. Neste estudo
também foi realizada a análise conjunta das equações de fadiga e da rigidez da mistura através
do software FLAPS (
Finite Layer Analysis of Pavement Structures
). Nesta análise, utilizando-
se o critério de ruptura de tensões, as misturas com borracha levam a um incremento
significativo na vida de fadiga, em comparação à mistura de referência.
MORILHA JUNIOR (2004) analisou o comportamento quanto à fadiga de misturas asfálticas
confeccionadas com ligantes convencionais e modificados por polímeros SBS, EVA e
borracha moída de pneus. Quando analisada a vida de fadiga das misturas em função da
diferença de tensões aplicada, o melhor comportamento foi observado em misturas elaboradas
com ligantes modificados por polímeros. As misturas com SBS apresentaram melhor
comportamento em níveis baixos e intermediários de tensões, já em níveis mais altos, a
mistura elaborada com ligante modificado com EVA se sobressaiu. Entretanto, na
modelagem por deformação especifica de tração inicial, verificou-se que os ligantes
modificados por EVA e por borracha moída de pneus apresentaram as maiores vidas de
fadiga, principalmente no maior nível de deformação. Por outro lado, em análises
paramétricas realizadas, pode-se concluir que em estruturas de revestimentos mais delgadas as
misturas com ligante asfalto-borracha apresentaram melhor desempenho, já no caso de
estruturas de revestimento mais robustas, a melhoria coube a misturas preparadas com
ligantes asfálticos modificados por polímeros, tanto SBS como EVA, de alto teor.
2.2.3 Deformação Permanente
As deformações permanentes, irreversíveis, são caracterizadas por afundamentos ou
depressões longitudinais nas trilhas de rodas de veículos pesados (afundamento de trilha de
roda). Essas deformações são conseqüências da consolidação e de movimentos laterais de
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
51
uma ou mais camadas do pavimento. A Figura 2.8 ilustra, de forma esquemática, o
afundamento de trilha de roda.
A deformação permanente ocasionada pelo afundamento das camadas de base, sub-base ou
subleito geralmente ocorre quando o pavimento é submetido a cargas superiores àquelas para
as quais foi projetado, ou quando ocorreu falhas de compactação durante o processo
construtivo. Esse tipo de deformação gera trincas de tração na parte inferior da camada de
revestimento. (GRECO, 2004)
Figura 2.8: Corte esquemático de um pavimento asfáltico com afundamento de trilha
de roda (adaptado de KETTIL et al., 2007)
Segundo SILVA (2005), a origem das deformações permanentes em misturas asfalticas está
ligada a um processo de redução da sua porosidade (pós-compactação) durante os primeiros
anos de serviço, e a esforços de cisalhamento que ocorrem perto da superfície do pavimento,
na zona que limita a área de contato entre o pneu e o pavimento.
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52
A estabilidade em termos de deformação permanente dos revestimentos asfálticos está
intimamente ligada ao projeto de mistura. SOUZA
5
et al
. (1991
apud
GRECO, 2004)
apresentaram um resumo dos principais fatores que podem afetar o desempenho de misturas
asfálticas quanto a deformações permanentes, conforme mostra a Tabela 2.3.
Tabela 2.3 – Fatores que interferem no desempenho de misturas asfálticas quanto à
deformação permanente.
Fator Variação do fator
Efeito na resistência à
deformação permanente
Textura superficial Lisa para rugosa Aumento
Granulometria Aberta para contínua Aumento
Forma Redonda para angulosa Aumento
Agregado
Tamanho
Aumento do tamanho
máximo
Aumento
Ligante Rigidez
(a)
Aumento Aumento
Quantidade de ligante Aumento Redução
Volume de vazios Aumento Redução
Vazios do agregado mineral Aumento Redução
(c)
Mistura
Método de compactação
(d)
(d)
Temperatura Aumento Redução
Estado de tensão/deformação
Aumento da pressão de
contato dos pneus
Redução
Repetição do carregamento Aumento Redução
Condições de
Ensaio e de
Campo
Água Seco para molhado
Redução se a Mistura for
sensível à água
(a) Refere-se à rigidez na temperatura em que a suscetibilidade a deformações permanentes está sendo avaliada.
Modificadores podem ser adicionados ao ligante para aumentar sua rigidez em temperaturas críticas, reduzindo
assim a propensão às deformações permanentes;
(b) Quando o volume de vazios é inferior a 3%, a suscetibilidade a deformações permanentes aumenta;
(c) Questiona-se atualmente se valores muito baixos de VAM (por exemplo, inferiores a 10%) devem ser
evitados;
(d) O método de compactação, em campo ou em laboratório, pode influenciar a estrutura do material e
consequentemente em sua suscetibilidade a deformações permanentes.
(Fonte: SOUZA et al. (1991 apud GRECO, 2004))
5
SOUZA, J. B.; CRAUS, J.; MONISMITH, C. L. Summary Report on Permanent Deformation in Asphalt
Concrete. SHRP-A/IR-91-104, Strategic Highway Research Program. National Research Council. Washington,
DC. 120p. 1991
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
53
MOTTA (1991) relata que para prevenir a deformação permanente é importante ter-se
misturas com altos teores de agregados angulosos e baixas porcentagens de ligante pouco
suscetível à temperatura, e altas percentagens de vazios. No entanto, para a fadiga, dada pela
deformação elástica, repetida, quanto menor a percentagem de vazios melhor. Portanto, é
preciso compatibilizar o teor ótimo de vazios para cada mistura, tendo em vista os dois
aspectos estabilidade-durabilidade, ou seja, fadiga
versus
trilha de roda.
Para a previsão das deformações permanentes em estruturas de pavimentos existem vários
modelos ou métodos de analise. Eles permitem que se calculem as tensões, deformações e
deslocamentos nas diversas camadas em conseqüência do carregamento aplicado. Esses
modelos são calibrados através de ensaios, sejam e laboratório ou em pistas experimentais.
Segundo MEDINA e MOTTA (2005), não se têm modelos de comportamento para as
misturas asfálticas brasileiras, quanto à deformação permanente. A previsão do afundamento
de trilha de roda é bastante complexa, especialmente em misturas asfálticas, pois o problema
não se resume apenas na caracterização dos materiais, mas também, na avaliação do impacto
das condições ambientais neste material além do cálculo das tensões atuantes durante a vida
de serviço do pavimento, a qual por sua vez é influenciada pelo envelhecimento do ligante
com o tempo.
De qualquer forma, ensaios de laboratório são sempre necessários para a caracterização dos
materiais, independentemente do método ou do modelo de previsão utilizado. Dentre os
ensaios de laboratório utilizados para caracterizar o comportamento das misturas asfálticas
quanto a sua resistência as deformações permanentes estão: ensaios de compressão uniaxial,
ou ensaio de
creep
,
estático ou dinâmico; ensaio de compressão triaxial estático ou dinâmico e
ensaios de cargas rolantes repetidas, como por exemplo, simuladores de tráfego tipo
tracking
test
.
A FHWA (2003), visando o controle de deformações permanentes, realizou estudo
laboratorial e monitorou seções em campo de misturas asfálticas modificadas. As misturas
asfálticas estudadas foram confeccionadas com diferentes ligantes modificados, dentre eles,
borracha moída de pneus, polímero SBR e fibras de poliéster. Tanto em campo quanto em
laboratório, todos os materiais estudados mostraram comportamento satisfatório. O bom
comportamento das misturas foi atribuído à alta qualidade dos agregados, ao rigoroso controle
durante a construção das seções e ao adequado projeto de dosagem das misturas. Estes
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54
fatores, segundo os autores, demonstram que a modificação do ligante não foi determinante
no controle do afundamento de trilha de roda, pelo menos nas condições estudadas.
CORTÉ
et al
. (1994) estudando a influência do ligante asfáltico e do carregamento no
afundamento de trilha de roda, realizaram uma campanha experimental com ligantes
convencionais e modificados. A comparação entre os resultados da caracterização mecânica
das misturas asfálticas em laboratório e os resultados obtidos em pistas experimentais,
mostraram que as misturas confeccionadas com ligante asfáltico modificado por polímero
SBS possuem maior resistência às deformações permanentes quando comparadas com
misturas com ligantes convencionais com penetração 50/70. Da mesma forma, os resultados
de testes realizados por KUMAR
et al
. (2006) mostraram uma substancial melhora na
resistência à deformação permanente das misturas com ligantes modificados em relação às
misturas com ligantes convencionais. Entretanto, os autores ressaltam o melhor desempenho
das misturas confeccionadas com polímeros elastômeros em relação às confeccionadas com
plastômeros.
SPECHT (2004) avaliou a resistência ao acúmulo de deformações permanentes de misturas
asfálticas com adição de borracha moída de pneus, através de duas técnicas: ensaio de
creep
dinâmico com amostra confinada e o ensaio em simulador de tráfego tipo LCPC. O autor
relata que ambos os ensaios realizados qualificaram de maneira semelhante às misturas
estudadas, sendo as misturas com melhor desempenho aquelas preparadas com ligante asfalto-
borracha, seguida da mistura convencional e das misturas tipo borracha-agregado.
MADAPATI
et al
. (1996) em estudo realizado para avaliar a viabilidade de borracha moída
de pneus (BMP) na construção de revestimentos asfálticos, analisaram misturas asfálticas com
a adição de borracha moída através do processo úmido. Os corpos-de-prova foram moldados
segundo a metodologia Marshall (com volume de vazios de 5%), usando uma curva
granulométrica densa. As características volumétricas das misturas compactadas mostraram
um aumento de 14 e 22% no teor de ligante de projeto da mistura confeccionada com asfalto-
borracha em relação à mistura de controle. Por outro lado, foi feita uma análise para prever o
desempenho de um pavimento asfáltico, com e sem o uso de borracha moída, através do
programa computacional, baseado na teoria da viscoelasticidade, VESYS (desenvolvido pela
FHWA). A partir desta análise, os autores indicam que poderá haver uma redução de até 18%
na profundidade do afundamento por trilha de rodas pelo uso de misturas asfálticas com
adição de BMP pelo processo úmido.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
55
2.3 CARACTERÍSTICAS DE ADESIVIDADE DAS MISTURAS ASFÁLTICAS
A causa de defeitos como a desagregação e o descolamento (
stripping
) em revestimentos
asfálticos, normalmente, é atribuída a problemas na ligação adesiva desenvolvida na interface
agregado-asfalto que, juntamente com as ações do tráfego e da água, contribuem para a
progressão destes danos, propiciando o aparecimento de buracos e panelas (FURLAN, 2006)
Ainda FURLAN (2006) relata que os danos por umidade não caracterizam modos de ruptura
propriamente, mas um processo condicionante, acelerado pela presença de água, que pode
levar a ruptura por outros defeitos, como: deformações permanentes, trincas por fadiga e/ou
desagregação.
Segundo EPPS
et al
. (2000), vários pesquisadores sugerem a diminuição do teor de ligante
para satisfazer os critérios de afundamento por trilha de roda associado com o aumento do
tráfego (volume de trafego, aumento das cargas e pressão dos pneus), com as mudanças na
qualidade dos agregados, com a difusão do uso de métodos restritos de caracterização e a
baixa qualidade de controle, são as principais causas do aumento da sensibilidade à água.
O aumento da viscosidade do asfalto causada pela oxidação e por outros fatores como a
presença de fíleres, segundo FURLAN (2006), promove o aumento da resistência ao dano por
umidade em virtude da maior resistência ao descolamento da película de asfalto pela água.
Entretanto, a autora relata que algumas pesquisas questionam as vantagens do enrijecimento,
pois o aumento da viscosidade está relacionado ao um baixo poder de molhagem do asfalto no
agregado.
Segundo AKSOY et al. (2005), pode-se melhorar a adesividade e reduzir a sensibilidade à
água em misturas asfálticas, de duas formas. A primeira sugere que a superfície do agregado
seja revestida por um agente que inverta a carga elétrica predominante na superfície e dessa
forma reduza a energia superficial do agregado. A segunda forma é reduzir a energia
superficial do ligante e gerar uma carga elétrica oposta na superfície do agregado. Os autores
ainda relatam que, além do uso de agentes melhoradores de adesividade, alguns aditivos vêm
ganhando aceitação entre os engenheiros. Alguns desses aditivos são: cal hidratada; enxofre;
anti-oxidantes; borracha; negro do fumo e uma variedade de polímeros.
A avaliação da suscetibilidade a umidade pode ser feita através de: ensaios de avaliação
visual, onde verifica-se visualmente algum descolamento da película que recobre o agregado;
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56
ensaios de propriedades mecânicas, onde é avaliada alguma alteração no valor de uma
propriedade mecânica tomada como referência; simuladores de tráfego, onde avalia-se o
efeito combinado da presença de água e das cargas do tráfego. Ainda outras metodologias
podem ser empregadas para a avaliação da suscetibilidade a umidade, dentre elas estão:
Ensaio de Abrasão Deval, Ensaio Cantabro, Ensaio de Pedestal de congelamento e
descongelamento e sistema de condicionamento ambiental.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
57
3 METODOLOGIA
Para a avaliação do efeito do emprego de diferentes tipos de ligantes, convencionais e
modificados, no comportamento das misturas asfálticas empregadas nesta pesquisa, foi
desenvolvido um programa experimental visando à quantificação de relevantes propriedades
mecânicas dessas misturas.
Este capítulo apresenta a descrição do programa experimental, a caracterização dos materiais
empregados, a metodologia e as técnicas de ensaio usadas neste estudo.
3.1 PROGRAMA EXPERIMENTAL
O programa experimental desta pesquisa consistiu na avaliação mecânica de quatro misturas
asfálticas, cada uma confeccionada com um tipo diferente de ligante asfáltico. Para que os
experimentos pudessem ser realizados, foram moldados e fornecidos pela empresa Greca
Distribuidora de Asfaltos Ltda. quatro grupos de corpos-de-prova (CPs), cada um deles
contendo de 25 a 30 amostras.
Os CPs foram moldados através da metodologia Marshall utilizando a faixa D do DER/PR.
Os ligantes usados neste projeto foram: o ligante convencional provenientes da REPAR
(Refinaria Getúlio Vargas – PR) CAP 20 e três ligantes modificados. Foram estudados: um
ligante asfáltico modificado pela adição de borracha moída de pneus (CAP 50/70 + 15%
BMP), um ligante asfáltico modificado pela adição de polímero SBS (CAP 50/70 + 4% SBS)
e um ligante asfáltico comercial modificado pela adição de polímeros (CAP 50/70 + polímero
B).
Visando a simplificação, deste ponto em diante, para os ligantes asfálticos modificados
usados nesta pesquisa será adotada a seguinte nomenclatura:
a) AB: CAP 50/70 modificado pela adição de 15% de borracha moída de pneus;
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b) AP-A: CAP 50/70 modificado pela adição de 4% de polímero SBS;
c) AP-B: CAP 50/70 modificado pela adição de polímeros
A caracterização mecânica das misturas estudadas foi verificada através de ensaios de módulo
de resiliência (Mr), resistência à tração (Rt), determinação da vida de fadiga por compressão
diametral (N
f
), fluência por compressão uniaxial sob cargas repetidas (creep dinâmico) e dano
por umidade induzida (Lottman modificado). A Tabela 3.1 apresenta o número de CPs
ensaiados de cada mistura.
Tabela 3.1: Quantidade de corpos-de-prova ensaiados para cada mistura
Mistura
Ensaio
CAP 20 AB AP-A AP-B
Resistência à tração 8 14 8 8
Módulo de Resiliência 6 14 6 6
Creep Dinâmico 3 3 3 3
Vida de Fadiga 8 8 8 8
Dano por Umidade Induzida 6 6 6 6
(Nota: os CPs ensaiados para a determinação do Mr foram reaproveitados, e a partir deles, foi possível se obter
um maior número de valores de Rt)
3.2 MATERIAIS USADOS NA PESQUISA
Como já mencionado anteriormente, foram moldados quatro grupos de corpos-de-prova,
sendo um grupo empregando ligante convencional e três empregando ligantes modificados.
3.2.1 Agregados e Cal Hidratada
Os agregados graúdos e miúdos, utilizados nessa pesquisa foram adquiridos junto à pedreira
Cartepas, localizada na cidade de Carambeí no estado do Paraná. O agregado é do tipo granito
róseo. Como material de enchimento (fíler) foi usado 1,5% de cal hidratada CH1. Os
resultados dos ensaios de caracterização do agregado graúdos e miúdos encontram-se nas
Tabelas 3.2 e 3.3.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
59
Tabela 3.2: Resultados dos ensaios de caracterização da brita 5/8 e pedrisco
Propriedades Resultados
Massa Específica real - Brita 5/8 2,625 g/cm³
Massa Específica real - Pedrisco 2,625 g/cm³
Perda de Massa por Abrasão na Maquina Los Angeles 29,70%
Índice de Forma 0,70%
Perda de Massa por Imersão em Sulfeto 7,60%
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
Tabela 3.3: Resultados dos ensaios de caracterização do pó de pedra
Propriedades Resultados
Massa Específica real - Pó de Pedra 2,564 g/cm³
Equivalente de Areia 58,77%
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
O resultado das análises granulométricas realizadas nos agregados minerais encontra-se na
Tabela 3.4, já as curvas granulométricas dos agregados minerais empregados são apresentadas
na Figura 3.1.
Tabela 3.4: Valores médios das análises granulométricas dos agregados minerais
Peneira Percentagem passante em massa (%)
n° mm Brita 5/8 Pedrisco Pó de Pedra Cal CH1
1" 25,4 100 100 100 100
3/4" 19,1 100 100 100 100
1/2" 12,7 88,1 100 100 100
3/8" 9,5 35,5 100 100 100
n° 4 4,8 0,3 10,7 98 100
n° 10 2 0,2 0,5 72,7 100
n° 40 0,42 0,2 0,3 29,5 100
n° 80 0,18 0,1 0,2 16,4 99,9
n° 200 0,08 0,1 0,1 10,1 93,5
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
60
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,01 0,10 1,00 10,00 100,00
Tamanho dos Grãos (mm)
Percentagem Passante
Brita 5/8
Pedrisco
Pó de Pedra
Cal CH1
Figura 3.1: Distribuição granulométrica dos agregados minerais usados na pesquisa
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
A cal hidratada do tipo CH1 utilizada na confecção dos corpos-de-prova, dolomítica, marca
Cal Rio Branco, foi produzida no município de Rio Branco/PR. A tabela 3.5 apresenta os
resultados dos ensaios químicos e a tabela 3.6 apresenta a granulometria da cal hidratada
utilizada.
Tabela 3.5: resultados dos ensaios químicos da cal Hidratada CH1
Ensaios Químicos Resultado
Óxidos Totais (CaO + MgO) 96,90%
Óxido de Cálcio 43,80%
Óxido de Magnésio 28,00%
Perda ao Fogo 25,90%
Resíduo Insolúvel em HCL 1,20%
Óxidos Totais Não Hidratados 7,30%
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
Tabela 3.6: Granulometria da cal hidratada CH1
Peneira % Retida % Passante
n° 40 0 100
n° 80 0,1 99,9
n° 200 6,4 93,5
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
61
A adição de cal hidratada, como fíler ativo, em misturas asfálticas pode ser justificada pela
melhora na adesividade agregado-ligante. Por outro lado, a adição de cal hidratada poderá
aumentar a viscosidade do ligante asfáltico, consequentemente, alterando o comportamento
reológico do mesmo. Contudo, MORILHA JUNIOR (2004) estudando as conseqüências da
adição de diferentes teores de cal hidratada, concluiu que não há mudanças significativas na
consistência de ligantes asfálticos com teores de até 2% da mesma cal hidratada usada neste
trabalho, sendo que para estes teores a variação de consistência estaria dentro da faixa de
acurácia dos próprios ensaios, podendo ser considerado desprezível.
A cal é um aglomerante resultante da calcinação de rochas calcárias (calcário ou dolomitos).
As cales são classificadas conforme o oxido predominante, em: cal cálcica ou calcítica, com
teores de oxido de cálcio maiores ou iguais a 90%; cal magnesiana, com teores de oxido de
cálcio entre 65 e 90%; e cal dolomitica com teores de oxido de cálcio iguais ou inferiores a
65%.
Segundo SEBAALY et al. (2003) quimicamente, a cal interage com os ácidos carboxílicos do
asfalto formando um produto insolúvel absorvido pela superfície do agregado. A cal fornece
íons de cálcio que substituem hidrogênio, sódio, potássio e outros cátions da superfície do
agregado. Assim, as cales cálcicas apresentam maiores concentrações de cálcio, apresentando
melhores resultados quando adicionadas as misturas asfálticas.
3.2.2 Ligantes Asfálticos
O ligante asfáltico convencional utilizado nesta pesquisa, CAP 20, é proveniente da REPAR -
Refinaria Getúlio Vargas, localizada na cidade de Araucária, Paraná. Este ligante asfáltico foi
adquirido anteriormente a vigência da resolução ANP Nº 19, e por esse motivo, sua
classificação foi feita pela viscosidade e não pela penetração. Na Tabela 3.7 são apresentas as
características físicas e reológicas deste material.
Os ligantes asfálticos modificados foram preparados a partir de um mesmo ligante base, CAP
50/70, pela empresa Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda. As características físicas e
reológicas dos ligantes asfálticos modificados são apresentadas na Tabela 3.8.
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62
Tabela 3.7: Características físicas e reológicas do Cimento asfáltico CAP 20 usado
na pesquisa
Ensaios Especificação CAP 20 Unidade
Penetração (100g, 5s, 25°C) NBR 6576 61 dmm
Ponto de Amolecimento NBR 6560 49 °C
Recuperação Elástica Torção - 2 %
Recuperação Elástica Ductil DNER ME 382/99 2 %
Densidade Relativa a 20/4°C ASTM D 70 1,026
Viscosidade Brookfield a 135°C ASTM D 4402 307 cP
Viscosidade Brookfield a 155°C ASTM D 4402 125 cP
Viscosidade Brookfield a 175°C ASTM D 4402 63 cP
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
Tabela 3.8: Características físicas e reológicas dos Cimentos asfálticos modificados
usados na pesquisa
Ensaios Especificação AB AP-A AP-B Unidade
Penetração (100g, 5s, 25°C) NBR 6576 60 46 60 dmm
Ponto de Amolecimento NBR 6560 56 73,5 51,5 °C
Recuperação Elástica Torção - 65 - 29 %
Recuperação Elástica Ductil DNER ME 382/99 46 90,5 32 %
Densidade Relativa a 20/4°C ASTM D 70 1,033 1,016 1,013
Viscosidade Brookfield a 135°C ASTM D 4402 2870 1580 437 cP
Viscosidade Brookfield a 155°C ASTM D 4402 1022 742 177 cP
Viscosidade Brookfield a 175°C ASTM D 4402 450 263 87 cP
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
Os ligantes asfálticos modificados foram fabricados em moinho coloidal com dentes radiais
marca HBA, com alto cisalhamento e produção em pequena escala. O sistema de fabricação é
fechado com caldeira de aquecimento com temperatura de operação de 50 a 250°C.
O ligante base (CAP 50/70) foi colocado no reator e em seguida foi adicionado o óleo
extensor, usado pra que se alcance a compatibilidade entre o ligante e o modificador. Os dois
produtos foram agitados até a mistura ficar homogênea. Em seguida fez-se a adição do
polímero a uma vazão constante e iniciou-se a moagem da mistura em moinho coloidal até a
completa dispersão.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
63
Para a fabricação do ligante asfáltico modificado AB-A, foi utilizado o polímero SBS marca
Kraton da Shell, denominado KD 1151, em forma de grânulos. O teor de polímero SBS
adicionado ao cimento asfáltico foi de 4% em peso total do ligante.
A produção do asfalto borracha AB, processo úmido, foi feita com o uso da tecnologia
“terminal blend”, onde a borracha é misturada ao asfalto em uma unidade central e
posteriormente transportada até o local de aplicação. O teor de borracha moída de pneu
adicionada ao cimento asfáltico foi de 15% em peso total do ligante. A distribuição
Granulométrica da borracha moída de Pneu usada na confecção do ligante asfalto-borracha é
apresentada na Tabela 3.9.
Tabela 3.9: Distribuição granulométrica da borracha moída de pneu
Peneira % Retida % Passante Acumulada
n° 10 0 100
n° 16 1,6 98,4
n° 30 3,9 94,5
n° 50 36,4 58,1
n° 80 32,4 25,7
n° 100 6,8 18,9
n° 200 13,3 5,6
FUNDO 5,6
(Fonte: Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.)
3.2.3 Confecção dos Corpos-de-Prova
Os CPs foram confeccionados segundo a metodologia Marshall, na qual foram preparados
CPs cilíndricos de 101,6 mm de diâmetro por 63,5 ± 1,3 mm de altura. Os processos de
dosagem e confecção dos CPs foram realizados no laboratório da Greca Distribuidora de
Asfaltos Ltda. localizado na cidade de Araucária no estado do Paraná.
A faixa granulométrica utilizada para as dosagens das misturas foi a faixa D da especificação
de serviço do DER/PR–ES–P 21/05, que é similar a faixa B especificada pelo DAER/RS e a
faixa C do DNIT. A composição da mistura, no que diz respeito à granulometria, juntamente
com os limites da especificação utilizada está apresentada na Tabela 3.10. A Figura 3.2
mostra, de forma gráfica, a granulometria da mistura de agregados, dentro da faixa
granulométrica especificada.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
64
O critério usado para a determinação do teor de ligante de projeto, foi a média aritmética entre
o teor de ligante correspondente ao volume de vazios de 4% da mistura compactada e o teor
correspondente ao valor da relação betume-vazios de 78,5%. As características volumétricas
das misturas estudadas, teor de ligante de projeto, densidade aparente da mistura compactada
(DA), densidade máxima teórica (DMT), volume de vazios (Vv), vazios do agregado mineral
(VAM) e relação betume-vazios (RBV), estão resumidas na Tabela 3.11.
Tabela 3.10: Composição da mistura de agregados minerais
Peneira Faixa D - DER/PR-ES-P 21/05
n° mm
Mistura de Agregados
L. Inferior L. Superior
1" 25,40 100,00 100,00 100,00
3/4" 19,10 100,00 100,00 100,00
1/2" 12,70 96,40 80,00 100,00
3/8" 9,50 80,70 70,00 90,00
n 4 4,80 57,40 50,00 70,00
n 10 2,00 42,00 33,00 48,00
n 40 0,42 18,00 15,00 25,00
n 80 0,18 10,70 8,00 17,00
n 200 0,08 7,10 4,00 10,00
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0.01 0.1 1 10 100
Tamanho dos grãos (mm)
Percentagem Passante
Mistura de Agregados
Limite Inferior - Faixa D - DER/PR
Limite Superior - Faixa D - DER/PR
Figura 3.2: Granulometria da mistura de agregados
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
65
Tabela 3.11: Resumo das características volumétricas das misturas utilizadas na
pesquisa
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
% Ligante 5,3 5,9 5,3 5,3
DA 2,290 2,266 2,299 2,305
DMT 2,413 2,390 2,410 2,410
Vv (%) 5,10 5,35 4,65 4,38
VAM (%) 16,93 18,38 16,66 16,28
RBV (%) 69,91 70,91 72,14 73,18
Como pode-se observar na Tabela 3.11, a mistura asfáltica confeccionada a partir do ligante
asfalto borracha AB apresentou maior teor de ligante em relação às demais misturas. Este fato
pode ser explicado pela maior viscosidade do asfalto borracha que permite incorporar um
maior teor de ligante na mistura, sem risco de exsudação nem deformação permanente.
Segundo SPECHT
et al
. (2006), há diferença expressiva de teores de ligante de projeto
quando comparadas às misturas convencionais com as modificadas com borracha. As
misturas com borracha consomem, em média, 30% a mais ligante do que as misturas com
ligante convencional. Este incremento é benéfico, aumentando a espessura do filme de ligante
que recobre os agregados, melhorando a durabilidade e a resistência ao envelhecimento da
mistura.
Em todas as misturas usou-se um compactador mecânico e energia de compactação de 75
golpes por face, com exceção das amostras preparadas para o ensaio de dano por umidade
induzida que receberam 35 golpes por face.
Os CPs para o ensaio de dano por umidade induzida foram moldados com os mesmos teores
de ligantes de projeto das amostras utilizadas nos outros ensaios, porém a energia de
compactação foi de 35 golpes por face visando valores de volume de vazios da mistura
compactada de 7 ± 1%. A Tabela 3.12 mostra o resumo das características volumétricas dos
CPs preparados para o ensaio de dano por umidade induzida.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
66
Tabela 3.12: Resumo das características volumétricas das misturas moldadas para o
ensaio de dano por umidade induzida
CAP 20 AB AP-A AP-B
% Ligante 5,3 5,9 5,3 5,3
DA 2,238 2,231 2,242 2,252
DMT 2,413 2,390 2,410 2,410
Vv (%) 7,26 6,65 6,69 6,54
VAM (%) 18,82 19,48 18,66 18,67
RBV (%) 61,46 65,86 62,73 64,24
3.3 PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
Neste item serão descritos os procedimentos para o desenvolvimento da avaliação mecânica e
de adesividade das misturas estudadas. Serão relatados em detalhes tanto os procedimentos de
ensaio quanto as condições nas quais as amostras foram ensaiadas.
3.3.1 Resistência à Tração
Dentre os ensaios de laboratório, usados na determinação de propriedades das misturas
asfálticas quanto à sua deformabilidade, o mais difundido no Brasil é o ensaio de compressão
diametral ou tração indireta. Esse ensaio foi desenvolvido inicialmente pelo professor Luiz
Lobo B. Carneiro para determinação da resistência a tração de corpos-de-prova de argamassa,
através de solicitação estática.
A zona crítica onde ocorrem as fissurações induzidas pelo carregamento esta localizada na
face inferior da camada de revestimento. Uma das razões para o uso do ensaio de tração
indireta é a reprodução de um estado biaxial de tensão, horizontais de tração e verticais de
tração, bastante similar ao que ocorre na camada de revestimento de um pavimento flexível. A
Figura 3.3 ilustra as tensões induzidas em uma típica camada de concreto asfáltico.
O ensaio consiste na aplicação de um carregamento de compressão em amostras cilíndricas,
ao longo de duas geratrizes diametralmente opostas, resultando em uma tensão de tração
razoavelmente uniforme no plano perpendicular ao da aplicação da carga, ocasionando a
ruptura ao longo do plano solicitado. A Figura 3.4 ilustra esquematicamente a configuração
do carregamento.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
67
Figura 3.3: Estado de tensões em uma camada típica de concreto asfáltico submetida
a uma carga de roda
Figura 3.4: Esquema da configuração de carregamento no ensaio de compressão
diametral
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
68
Segundo PINTO e PREUSSLER (1980), foi desenvolvida por FROCHT
6
a solução analítica
para cálculo das tensões no interior de um CP circular solicitado por uma carga concentrada.
As variações de tensão de tração e compressão nos planos diametrais, horizontal e vertical,
segundo FROCHT são apresentadas na Figura 3.5.
Figura 3.5: As variações de tensão de tração e compressão nos planos diametrais,
horizontal e vertical, segundo FROCHT (1948, apud PINTO e PREUSSLER, 1980)
onde:
σ
x
= tensão normal no eixo
x
;
σ
y
= tensão normal no eixo
y
;
P = carga total aplicada;
t = altura da amostra;
d = diâmetro da amostra.
6
FROCHT, M. M. Photoelasticity. V. II. New York: John Wiley & Sons. Inc. 1948.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
69
Como pode-se observar na Figura 3.5, os níveis de tração produzidos ao longo do plano
diametral vertical é relativamente uniforme, podendo ser calculado pela Equação 3.1, ou pela
Equação 3.2 quando os CPs são moldados segundo a metodologia Marshall ou em amostras
cilíndricas extraídas de pavimentos com 10 cm de diâmetro.
d
t
P
x
.
.
.2
π
σ
=
(3.1)
t
P
t
00627,0=
σ
(3.2)
A determinação da resistência à tração das amostras utilizadas neste trabalho, foi feita através
do ensaio de resistência à tração por compressão diametral, segundo as especificações da
norma DNER-ME 138/94.
Para a realização dos ensaios utilizou-se uma prensa com capacidade de 20 kN, apresentada
na Figura 3.6. As amostras foram ensaiadas em duas temperaturas, 25 e 35°C, com velocidade
de aplicação de carga de 0,8 mm/s. Anteriormente aos ensaios, os CPs foram condicionados
em estufa termo-controlada por um período de três horas. A resistência à tração foi calculada
através da Equação 3.1.
3.3.2 Módulo de Resiliência
Segundo PINTO e PREUSSLER (1980), o ensaio de compressão diametral usado na
determinação da resistência à tração de CPs cilíndricos através de solicitações estáticas
também passou a ser usado internacionalmente para determinação do módulo de elasticidade
dinâmico de misturas betuminosas e materiais cimentados a partir da década de 70.
Atribui-se a SCHMIDT
7
(1972), da CHEVRON, Califórnia, a proposta do uso do ensaio de
tração indireta por compressão diametral sob carregamento cíclico para a determinação do
módulo de resiliência em CPs de concreto asfáltico (MEDINA e MOTTA, 2005;
BARKSDALE et al., 1997). As razões pelas quais este ensaio é tão difundido são:
7
SCHMIDT, R. J. A Practical Method for Measuring Resilient Modulus of Asphalt-treated Mixes. Highway
Res. Rec. n. 404, TRB, Washington, DC, p. 22-32. 1972.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
70
simplicidade de ser executado; os CPs podem ser facilmente obtidos em campo ou
laboratório; pode ser feito com cargas estáticas e dinâmicas; pode fornecer informações sobre
a resistência à tração, fadiga, deformação permanente e suscetibilidade à água dos materiais.
Figura 3.6: Equipamento para ensaio de resistência a tração por compressão
diametral em misturas asfálticas do LAPAV
O ensaio de compressão diametral de cargas repetidas consiste em aplicar um carregamento
repetido pulsante de compressão em amostras cilíndricas, ao longo de duas geratrizes
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
71
diametralmente opostas, e medir as deformações horizontais. O procedimento de ensaio é
não-destrutivo, isto é, o CP não é levado à ruptura. O carregamento usado é da magnitude
equivalente a um percentual da resistência à tração da amostra.
O carregamento repetido pulsante é aplicado através de um pistão, medido por uma célula de
carga e distribuído pelos frisos à amostra. As deformações sofridas pela amostra são medidas
através de um L.V.D.T. (Linear Variable Differential Transducer), amplificados através de
um condicionador de sinais e armazenados em um microcomputador. O equipamento é
instalado dentro de uma câmara com temperatura controlada, que permite que o ensaio seja
realizado a varias temperaturas. A Figura 3.8 mostra de forma esquemática o equipamento
usado no ensaio de compressão diametral de cargas repetidas.
O módulo de resiliência instantâneo das misturas asfálticas avaliadas neste trabalho foi
determinado através do ensaio de tração indireta por compressão diametral cíclica. O
procedimento de ensaio foi baseado no protocolo P07 versão 1.1 de agosto de 2001 do
programa SHRP/LTPP. O esquema do algoritmo usado na determinação dos deslocamentos
resilientes pode ser vistos na Figura 3.7.
Figura 3.7: Esquema do algoritmo usado para a determinação dos deslocamentos
resilientes propostos pelo Protocolo P07 SHRP/LTPP
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
72
De acordo com o referido protocolo, o módulo resiliente instantâneo é determinado a partir do
gráfico deformação-tempo, onde para cada ciclo, duas regressões lineares são usadas no
cálculo do deslocamento resiliente instantâneo. A primeira entre o 5º e 17º ponto após o pico
de deslocamento e a segunda nos últimos 299 pontos do ciclo, considerando uma taxa de
amostragem de 500 pontos/s. Para cada ciclo, a deformação instantânea é calculada pela
subtração do valor de deformação no ponto de intersecção das duas linhas de regressão pelo
valor de máxima deformação.
Os ensaios foram realizados nas temperaturas de 25 e 35°C, a uma freqüência de 1Hz (0,1s de
carregamento e 0,9s de descanso), com carga de 15% da resistência à tração das amostras e
Coeficiente de Poisson (
ν
) de 0,30. As amostras ensaiadas foram previamente condicionadas
em câmara termo-contralada pelo período de três horas nas temperaturas de ensaio. O
carregamento aplicado foi uma percentagem da resistência à tração. A Figura 3.9 mostra o
equipamento usado para a obtenção do módulo de resiliência das misturas asfálticas
estudadas.
Figura 3.8: Corte esquemático do equipamento usado no ensaio de compressão
diametral de cargas repetidas (adaptado de SPECHT, 2004)
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
73
Figura 3.9: Equipamento para ensaio de módulo de resiliência de misturas asfálticas
do LAPAV
3.3.3 Resistência à Fadiga
Em laboratório, é corrente o uso dos seguintes ensaios na caracterização da mistura asfáltica
quanto à fadiga: ensaio de flexão em viga; ensaio de torção em amostras cilíndricas; ensaio de
tração uniaxial; ensaio de tração indireta por compressão diametral dinâmica e ensaios de em
amostras trapezoidais.
Segundo MEDINA e MOTTA (2005), por sua maior facilidade de execução, principalmente a
moldagem e o sistema de carregamento, adotou-se o ensaio de compressão diametral como o
mais conveniente no país. As cargas solicitantes verticais de aplicação diametral devem
induzir tensões normais no plano diametral de 10 a 50% da tensão de ruptura estática. Os CPs
são moldados de acordo com a metodologia Marshall. Faz-se este ensaio a tensão controlada,
TC, isto é, a tensão
σ
t
repetidamente aplicada é induzida pela força vertical distribuída no
friso da geratriz e esta permanece constante durante o ensaio. A modalidade de deformação
controlada, DC, é de execução mais difícil se não dispuser de um mecanismo que permita
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
74
ajustar a força em função da deformação. O ensaio se encerra quando houver uma queda da
rigidez inicial do CP, pré-estabelecida.
De acordo com MORILHA JUNIOR (2004), no ensaio tipo tensão controlada, TC, o número
de solicitações necessárias para que ocorra a ruptura do corpo-de-prova é menor, ou seja, é
gerada a vida mínima de fadiga, enquanto a solicitação do tipo deformação controlada, DC,
gera a vida de fadiga máxima. Como no campo o modo de solicitação é intermediário, além
de outras aproximações que devem ser feitas em laboratório, é necessário a introdução de um
fator campo laboratório para ajustar a vida de fadiga de laboratório de uma mistura asfáltica e
a vida útil real do pavimento.
Para a realização do ensaio pode ser usado o mesmo equipamento do ensaio de módulo de
resiliência. Para a obtenção da curva de fadiga, grupos de amostras são submetidos a
diferentes níveis de tensão até a ruptura por fadiga.
Os resultados obtidos em ensaios sob regime de tensão controlada podem ser expressos pelos
seguintes modelos:
a) Diferença de tensões (N
f
x
∆σ
):
1
1
1
n
f
kN
∆
=
σ
(3.3)
onde:
N
f
– número de solicitações para que ocorra a ruptura da amostra;
∆σ - diferença algébrica entre as tensões vertical (de compressão) e horizontais (de tração) no
centro da amostra;
k
1
e n
1
– parâmetros de fadiga determinados em laboratório.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
75
b) Tensão de tração (N
f
x σt):
2
2
1
n
f
t
kN
∆
=
σ
(3.4)
onde:
N
f
= número de solicitações para que ocorra a ruptura da amostra;
σt = tensão de tração;
k
2
e n
2
= parâmetros de fadiga determinados em laboratório.
b) Deformação de tração inicial (N
f
x
ε
i
):
3
3
1
n
f
i
kN
∆
=
ε
(3.5)
onde:
N
f
– número de solicitações para que ocorra a ruptura da amostra;
ε
i
- deformação especifica de tração inicial, medida no diâmetro da amostra;
K
3
e n
3
– parâmetros de fadiga determinados em laboratório.
Para a determinação da vida de Fadiga das misturas asfálticas avaliadas neste estudo foi usado
o ensaio de tração indireta por compressão diametral dinâmica. O equipamento utilizado é
análogo ao equipamento do ensaio de módulo de resiliência, sendo a mesma freqüência de
carregamento, 1 Hz (0,1s de carregamento e 0,9s de descanso). O número de golpes
necessário para que a amostra rompa diametralmente por fadiga foi registrado. Foram
ensaiados 8 CPs a vários níveis de tensão (percentagem da resistência à tração por
compressão diametral). As amostras, previamente condicionadas pelo período de três horas,
foram ensaiadas quanto à resistência à fadiga na temperatura de 25° C.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
76
3.3.4 Resistência à Deformação Permanente
O ensaio de fluência por compressão uniaxial, ou ensaio de creep, nasceu com a necessidade
da busca por métodos mais simplificados para a avaliação da deformação permanente em
misturas asfálticas.
Para MOTTA
8
et al. (1996 apud GRECO, 2004), os ensaios de fluência por compressão
uniaxial estática e dinâmica estão entre os mais utilizados internacionalmente para avaliação
da suscetibilidade de misturas asfálticas a deformações permanentes, com uma tendência
maior para uso do ensaio de compressão dinâmica, uma vez que os parâmetros fornecidos por
esse ensaio se correlacionam melhor com os resultados dos simuladores de tráfego.
O ensaio de fluência por compressão uniaxial estática consiste na aplicação de uma carga
constante de compressão uniaxial em uma amostra cilíndrica de concreto asfáltico. A amostra
é posicionada entre duas placas metálicas paralelas, sendo uma fixa e outra móvel. A carga
estática é aplicada sobre a placa móvel e, conseqüentemente transmitida à amostra. A
deformação axial da amostra é medida em função do tempo de carregamento. O tempo de
carregamento é de geralmente 1 hora. O ensaio é executado dentro de uma câmara com
temperatura controlada e mantida constante. Já no ensaio com carregamento dinâmico a
amostra é submetida à aplicação de pulsos de carga de compressão uniaxial, a uma
determinada freqüência e o resultado é representado pela deformação em função do número
de ciclos de carregamento.
Os CPs utilizados neste trabalho foram avaliados quanto à resistência a deformação
permanente através do ensaio de fluência por compressão uniaxial dinâmica, ou creep
dinâmico. Para a realização do ensaio foi utilizada a mesma prensa pneumática do ensaio de
módulo de resiliência. Uma célula de carga e dois transdutores tipo LVDT ligados a um
microcomputador compuseram o sistema de aquisição automática de dados. As cargas de
compressão repetidas foram aplicadas a uma freqüência de 1Hz (0,1s de carregamento e 0,9s
de descanso). A temperatura de realização do ensaio foi de 45°C, com as amostras pré-
condicionadas termicamente pelo período de três horas.
8
MOTTA, L. M. G.; SÁ, M. F. P.; OLIVEIRA, P. M. F.; SOUSA, A. M. O Ensaio de Creep Estático e
Dinâmico na Avaliação das Misturas Asfálticas. In: Anais da 30° Reunião de Pavimentação. Anais... Salvador.
P. 115-135. 1996.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
77
A seqüência de realização do ensaio é descrita a seguir:
a) faz-se o condicionamento dos CPs com a aplicação de 200 ciclos de
carregamento com a tensão do ensaio;
b) após o período de condicionamento, o carregamento é suspenso por 100s, o que
permite a recuperação das deformações;
c) posteriormente ao período de recuperação são aplicados 3600 ciclos de
carregamento (1 hora);
d) suspende-se o carregamento e registra-se a recuperação da amostra durante
900s (15 minutos).
A partir dos dados obtidos através dos LVDTs, determina-se o deslocamento sofrido pela
amostra. As deformações são obtidas dividindo-se os deslocamentos registrados pela distância
entre os anéis de fixação dos LVDTs na amostra. Posteriormente é feita uma análise dos
resultados obtidos no programa computacional Microsoft Excel. A Figura 3.10 mostra o
sistema de fixação dos LVDTs nas amostras.
Figura 3.10: sistema de fixação dos transdutores tipo LVDT na amostra do ensaio de
fluência por compressão uniaxial dinâmico
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
78
3.3.5 Resistência ao Dano por Umidade Induzida
Segundo TERREL e AL-SWAILMI (1994), desde a década de 1930 numerosas metodologias
de ensaio vêm sendo desenvolvidas na tentativa de identificar a suscetibilidade das misturas
asfálticas ao dano por umidade. Estes procedimentos de ensaios vêm tentando simular a perda
de resistência ou outros danos causados pela umidade no pavimento, avaliando e prevendo a
resistência da combinação particular de asfalto, agregado e aditivos.
Dentro deste contexto, o ensaio Lottman Modificado (AASHTO T 283-89) avalia a
adesividade as misturas asfálticas. O ensaio Lottman Modificado, ou ensaio de dano por
umidade induzida, é realizado em CPs cilíndricos moldados, com volume de vazios de 7 ± 1%
segundo as metodologias Marshall, Hveen ou Superpave.
A análise é feita pela relação entre as resistências à tração de amostras previamente
condicionadas e amostras sem condicionamento. Esta relação é dada pelo quociente (em
percentagem) entre a Rt das amostras condicionadas e a Rt das amostras não condicionadas,
sendo denominada Resistência Retida à Tração (RRt).
O procedimento de ensaio é descrito a seguir:
a) são preparadas três amostras, segundo a metodologia Marshall, com volume de
vazios de 7 ± 1%. As amostras são divididas em dois grupos iguais;
b) o primeiro grupo de amostras, após imersão em água por duas horas à
temperatura de 25°C, é submetido ao ensaio de resistência à tração por
compressão diametral. A média dos três valores obtidos dará origem a Rt
1
;
c) as amostras do segundo, as quais receberão condicionamento, inicialmente, são
saturadas (com um grau de saturação de 55 a 80%) pela aplicação de pressão
de vácuo;
d) em seguida, as amostras são colocadas dentro de sacos plásticos com,
aproximadamente 3ml de água destilada cada um e levadas a uma câmara onde
ficarão resfriadas a uma temperatura de -18°C, pelo período de 15 horas;
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
79
e) vencida esta etapa, as amostras são retiradas da câmara e imediatamente
imersas em banho (água destilada) a uma temperatura de 60°C, pelo período de
24 horas;
f) passadas às 24 horas de banho, as amostras são transferidas para outro banho a
temperatura de 25°C, onde permanecerão por 2 horas;
g) por fim, as amostras condicionadas são rompidas por tração e a média dos três
valores obtidos da origem a Rt
2
.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
80
4 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS
Neste capítulo serão apresentados e analisados os resultados obtidos nos ensaios de
caracterização mecânica das misturas asfálticas estudadas. Serão apresentados, analisados e
comparados os resultados dos ensaios de resistência à tração por compressão diametral,
módulo de resiliência, fadiga por compressão diametral a tensão controlada, fluência por
compressão uniaxial dinâmico e dano por umidade induzida.
4.1 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL
As Figuras 4.1 e 4.2 apresentam as médias dos resultados do ensaio de resistência à tração por
compressão diametral das misturas asfálticas a 25 e 35°C, respectivamente.
1,33
1,25
1,37
1,78
0,08
0,04
0,02
0,01
0
1
2
3
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Rt (MPa)
Coeficiente de Variação
Rt à 25°C
Figura 4.1: Resistência à tração das misturas a 25°C
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
81
0,78
1,04
0,80
0,68
0,05
0,03
0,07
0,04
0
1
2
3
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Rt (MPa)
Coeficiente de Variação
Rt à 35°C
Figura 4.2: Resistência à tração das misturas a 35°C
Como pode-se observar na Figura 4.1, a mistura asfáltica que apresentou maior resistência à
tração, nos ensaios realizados a 25°C, foi a confeccionada com ligante AP-A (CAP 50/70 +
4% SBS), seguida pelas misturas CA-CAP 20, CA-AP-B e CA-AB (CAP 50/70 + 15%
BMP). Como esperado, os valores de Rt da mistura com ligante modificado por SBS foi mais
elevado que o valor de Rt da mistura com ligante convencional que, por sua vez, foi superior
ao valor da Rt da mistura com ligante asfalto-borracha, fato observado também em outros
trabalhos (SANTOS, 2005; MORILHA JUNIOR, 2004; PINHEIRO et al., 2003).
Os resultados apresentados na Figura 4.2 mostram que, na temperatura de 35°C, as misturas
mantiveram a mesma hierarquia observada nos ensaios realizados a 25°C, com a mistura CA-
AP-A apresentando o maior valor de Rt, seguida das misturas CA-CAP 20, CA-AP-B e CA-
AB.
Uma forma interessante de avaliar a sensibilidade térmica das misturas, em termos de
resistência à tração, é a relação entre os valores de Rt a 25 e 35°C. Maiores valores desta
relação indicam uma menor suscetibilidade térmica das misturas, ou seja, haverá menor
redução nos valores de Rt com o aumento da temperatura. A Figura 4.3 apresenta as relações
entre as resistências à tração das misturas nas duas temperaturas estudadas, já a Figura 4.4
mostra os valores de Rt nas duas temperaturas.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
82
0,589
0,546
0,583 0,585
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Relação Rt
35°C
/Rt
25°C
Figura 4.3: Relações entre as resistências à tração a 25 e 35°C
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
25 35
Temperatura (°C)
Rt (MPa)
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 4.4: Variação da resistência à tração com a temperatura
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
83
Como pode-se observar na Figura 4.3, os valores das relações entre os valores de resistência à
tração das misturas nas duas temperaturas estudadas são muito semelhantes, principalmente
os resultados referentes às misturas confeccionadas com os ligantes CAP 20, AP-A e AP-B.
Embora a mistura CA-AB tenha apresentado um valor inferior desta relação, não é possível
afirmar que haja uma diferença significativa entre os resultados, indicando que a redução dos
valores de Rt com a temperatura foi independente do tipo de ligante utilizado.
4.2 MÓDULO DE RESILIÊNCIA
As Figuras 4.5 e 4.6 apresentam as médias dos resultados do ensaio de módulo de resiliência
por compressão diametral cíclica das misturas asfálticas a 25 e 35°C, respectivamente.
8064
6527
9156
7790
0,030
0,149
0,048
0,032
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Mr (MPa)
Coeficiente de Variação
Mr à 25°C
Figura 4.5: Módulo de resiliência das misturas a 25°C
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
84
4235
3141
5519
2359
0,096
0,073
0,141
0,037
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Mr (MPa)
Coeficiente de Variação
Mr à 35°C
Figura 4.6: Módulo de resiliência das misturas a 35°C
Como pode-se observar na Figura 4.5, a mistura que apresentou o maior valor de módulo de
resiliência a 25°C foi a confeccionada com ligante convencional CAP 20, seguida das
misturas CA-AP-B, CA-AP-A e CA-AB.
Os resultados dos ensaios de módulo de resiliência a 35°C apresentados pela Figura 4.6,
mostram a mesma ordem observada nos resultados dos ensaios realizados a 25°C, sendo a
mistura CA-CAP 20 a que apresentou maior valor, seguida das misturas CA-AP-B, CA-AP-A
e CA-AB.
Se analisado o conjunto, os resultados dos ensaios realizados demonstram altos valores de
módulo de resiliência. Uma justificativa plausível para tal fato, seria a influência do teor de
fíler mineral na rigidez da mistura. Tal fato foi analisado por SPECHT et al. (2006) variando
o teor de fíler (4, 7 e 9%) em misturas asfálticas com a faixa granulométrica IV B do instituto
do asfalto e dois diferentes ligantes asfálticos, CAP 50/60 e asfalto-borracha. A rigidez das
misturas, medida através do ensaio de módulo de resiliência, indicou que a adição de fíler
aumenta de maneira bastante expressiva os valores de Mr (9% pra cada 1% de fíler
adicionado em misturas com ligante convencional e 13% para cada 1% em misturas com
asfalto-borracha) e menos os valores de Rt. Tal fato pode ser atribuído ao aumento de rigidez
do mástique devido a maior quantidade de fíler ativo disponível.
Era esperado que os valores de Mr das misturas asfálticas confeccionadas com ligantes
modificados por polímeros fossem mais elevados que os valores de Mr das misturas
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
85
convencionais, e estes mais elevados que os valores obtidos para as misturas com ligante
asfalto-borracha. Entretanto, a mistura que apresentou os maiores valores foi aquela
confeccionada com ligante convencional CAP 20. A elevada rigidez desse material pode ser
atribuída à perda de voláteis e ao envelhecimento a curto prazo ocorrido durante o processo de
confecção dos corpos-de-prova.
Da mesma forma que a relação entre os resultados de resistência à tração de ensaios
realizados a diferentes temperaturas possa indicar a sensibilidade deste parâmetro à
temperatura, pode-se através da relação entre os resultados de módulo de resiliência ter a
mesma indicativa de sensibilidade. A Figura 4.7 apresenta as relações entre os módulos de
resiliência das misturas nas duas temperaturas estudadas, já a Figura 4.8 mostra os valores de
Mr nas duas temperaturas.
0,525
0,403
0,603
0,361
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Relação Mr
35°C
/Mr
25°C
Figura 4.7: Relações entre os módulos resilientes a 25 e 35°C
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
86
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
25 35
Temperatura (°C)
Mr (MPa)
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 4.8: Variação do módulo resiliente com a temperatura
Como pode-se observar nas Figuras 4.7 e 4.8, as misturas menos sensíveis termicamente são
aquelas confeccionadas com ligante convencional CAP 20 e com o ligante modificado AP-B,
seguidas pela mistura com ligante modificado AP-A e pela mistura com ligante asfalto-
borracha AB. Estes resultados se opõem aos obtidos por MORILHA JUNIOR (2004) em sua
dissertação de mestrado, que demonstraram uma menor variação do Mr com a temperatura
das misturas com ligantes modificados por BMP em relação às misturas com ligantes
convencionais. Contudo, esta análise não pode ser feita separadamente, já que os valores das
relações das resistências à tração, apresentados na Figura 4.3, demonstram outra taxa de
variação com a temperatura. Um melhor entendimento do comportamento das misturas
estudadas se dará a partir análise conjunta do módulo de resiliência e da resistência à tração
nas temperaturas estudadas.
4.3 ANÁLISE DO MÓDULO DE RESILIÊNCIA E DA RESISTÊNCIA À
TRAÇÃO
Segundo SPECHT (2004), a análise dos valores de módulo de resiliência é bastante complexa,
sendo tolerados valores maiores ou menores, dependendo da estrutura de pavimento que este
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
87
material estará inserido. É necessária sim, uma compatibilização de rigidez entre as camadas
que constituem o sistema.
A relação Mr/Rt nos dá um indicativo da compatibilidade entre a rigidez e a resistência da
mistura asfáltica. Misturas asfálticas com módulos de resiliência elevados, muito rígidas,
necessitam de valores elevados de resistência à tração devido à concentração de esforços no
seu interior. As Tabelas 4.1 e 4.2 apresentam os valores destas relações nas temperaturas
estudadas. Já a Figura 4.9 apresenta estes valores na forma gráfica.
Tabela 4.1: Valores da relação Mr/Rt a 25°C das misturas estudadas
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mr (MPa) 9156 6527 7790 8064
Rt (MPa) 1,37 1,25 1,78 1,33
Mr/Rt 6667 5221 4389 6075
Tabela 4.2: Valores da relação Mr/Rt a 35°C das misturas estudadas
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mr (MPa) 5519 2359 3141 4235
Rt (MPa) 0,80 0,68 1,04 0,78
Mr/Rt 6899 3454 3028 5413
6075
6899
3454
3028
5413
5221
6667
4389
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Relação Mr/Rt
Relação Mr/Rt (25°C)
Relação Mr/Rt (35°C)
Figura 4.9: Relações Mr/Rt das misturas asfálticas estudadas
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
88
Os valores da relação Mr/Rt a 25°C apresentados na Figura 4.9, divergem dos encontrados em
outros estudos que avaliaram o comportamento mecânico de misturas confeccionadas com
ligantes convencionais e modificados (CERATTI, 1996; SPECHT, 2004; LEITE, 1999).
Entretanto, pela comparação dos valores obtidos, é possível constatar que a relação Mr/Rt de
todas as misturas confeccionadas com ligantes modificados sofreu redução com o aumento de
temperatura, o que significa uma maior taxa de redução nos valores de Mr do que nos valores
de Rt. Sendo assim, com o aumento de temperatura, as misturas com ligantes modificados
tornam-se mais flexíveis perdendo resistência a uma taxa semelhante à mistura com ligante
convencional estudada. Por outro lado, a mistura com ligante convencional CAP 20
apresentou aumento na relação Mr/Rt com o aumento da temperatura, significando maior
perda de resistência do que de rigidez, o que pode ser negativo, já que o material perde
resistência a uma taxa maior que perde rigidez.
4.4 VIDA DE FADIGA
O comportamento à fadiga das misturas asfálticas foi caracterizado em laboratório, a partir de
ensaios de compressão diametral sob tensão controlada. O procedimento de ensaio foi descrito
na sessão 3.3.3. A vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas é expressa em função da
diferença de tensões (∆σ), da tensão de tração (σt) e da deformação resiliente específica
inicial (
ε
i).
Segundo SPECHT (2004), em misturas com diferentes módulos elásticos, a análise direta das
modelos ou das curvas de fadiga podem levar a conclusões equivocadas, visto que elas
distribuem tensões de maneiras diferentes.
Uma avaliação mais conclusiva, a partir de uma análise de uma estrutura de pavimento,
tratará de forma combinada a rigidez das misturas, os modelos de fadiga e o nível de tensão-
deformação atuante na camada de revestimento.
Entretanto, será feita uma pré-análise dos dados obtidos a partir dos ensaios de resistência à
fadiga, que posteriormente será comparada à análise paramétrica que foi realizada.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
89
4.4.1 Vida de Fadiga em Função da Diferença de Tensões
Neste modelo de representação, a vida de fadiga das misturas asfálticas é expressa em função
da diferença entre as tensões verticais (de compressão) e horizontais (de tração) no centro do
corpo-de-prova.
A Tabela 4.3 apresenta os modelos e a Figura 4.10 apresenta as curvas de fadiga, obtidos
através de análise de regressão, das misturas estudadas. Nos modelos apresentados os
parâmetros k
1
e n
1
representam os coeficientes do modelo e o coeficiente R² representa a
qualidade de ajuste do modelo.
Tabela 4.3: Valores dos coeficientes k
1
e n
1
do modelo Nf x ∆σ
Mistura Asfáltica Modelo Parâmetro "k
1
" Parâmetro "n
1
" R
2
CA-CAP 20 Nf = 5790 (1/∆σ)
3,845
5790 3,845 0,99
CA-AB Nf = 1789 (1/∆σ)
2,702
1789 2,702 0,98
CA-AP-A Nf = 25625 (1/∆σ)
4,917
25625 4,917 0,99
CA-AP-B Nf = 2969 (1/∆σ)
3,026
2969 3,026 0,95
MORILHA JUNIOR (2004) analisou e hierarquizou de uma forma interessante o
comportamento à fadiga das misturas asfalticas em laboratório. Analogamente à análise feita
pelo autor, aqui adotou-se três níveis de diferenças de tensões: 0,5 MPa (nível baixo) ; 1,0
MPa (nível médio) e 2,0 MPa (nível alto), para uma pré-análise dos resultados. A Partir da
aplicação do modelo nestes três níveis de diferença de tensões foi possível hierarquizar as
misturas quanto à vida de fadiga em função da diferença de tensões, onde a ordem 1
representa a mistura com melhor comportamento em laboratório e assim sucessivamente,
como mostra a Tabela 4.4.
Tabela 4.4: Variação da vida de fadiga com o nível de diferença de tensões aplicado
Vida de Fadiga
Misturas Asfáltica ∆σ =
0,5 Ordem ∆σ =
1,0 Ordem ∆σ =
2,0 Ordem
CA-CAP 20
83203 2 5790 2 403 2
CA-AB
11641 4 1789 4 275 4
CA-AP-A
774156 1 25625 1 848 1
CA-AP-B
24184 3 2969 3 364 3
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
90
1,0E+00
1,0E+01
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
0,10 1,00 10,00
Diferença de Tensões (MPa)
Vida de Fadiga (Nf)
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 4.10: Vida de fadiga em função da diferença de tensões
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
91
Os resultados, apresentados na Tabela 4.4, mostram que as misturas mantiveram a mesma
hierarquia nos três níveis de diferença de tensões analisados. A mistura que apresentou o
melhor comportamento à fadiga nos três níveis foi a elaborada com ligante modificado por
polímero SBS (CA-AP-A), seguida pelas misturas CA-CAP 20, CA-AP-B e CA-AB.
Nos modelos obtidos o coeficiente “n” indica a inclinação da curva. No caso dos modelos de
representação por diferença de tensões “n
1
” indica a suscetibilidade ao estado de tensões, ou
seja, maiores valores de “n
1
” indicam maior sensibilidade do comportamento a fadiga das
misturas em relação às mudanças na diferença de tensões. Segundo MAGALHÃES (2004),
essa maior suscetibilidade se reflete no maior risco da mistura sofrer trincamento prematuro
devido a erros de projeto ou construtivo, significando que pequenas variações nas espessuras
das camadas podem acarretar em redução expressiva na vida de fadiga da estrutura. Das
misturas estudadas, a que apresentou maior valor do parâmetro “n
1
” foi a elaborada com
ligante modificado por polímero SBS (CA-AP-A), seguida pelas misturas CA-CAP 20, CA-
AP-B e CA-AB.
4.4.2 Vida de Fadiga em Função da Tensão de Tração
Neste modelo de representação, a vida de fadiga das misturas asfálticas é expressa em função
da tensão de tração aplicada. A Figura 4.11 apresenta as curvas de fadiga e a Tabela 4.5
apresenta os modelos, obtidos através de análise de regressão, das misturas estudadas. Nos
modelos apresentados os parametros k
2
e n
2
representam os coeficientes do modelo e o
coeficiente R² representa a qualidade de ajuste do modelo.
Tabela 4.5: Valores dos coeficientes k
2
e n
2
do modelo Nf x σt
Mistura Asfáltica Modelo Parâmetro "k
2
" Parâmetro "n
2
" R
2
CA-CAP 20 Nf = 28,03 (1/σt)
3,845
28,03 3,845 0,99
CA-AB Nf = 44,72 (1/σt)
3,026
44,72 3,026 0,95
CA-AP-A Nf = 28,09 (1/σt)
4,917
28,09 4,917 0,99
CA-AP-B Nf = 42,29 (1/σt)
2,702
42,29 2,702 0,98
Analogamente ao que foi feito para pré-analisar as modelos e as curvas de fadiga em função
da diferença de tensões, adotou-se três níveis de tensões de tração: 0,1 MPa (nível baixo) ; 0,3
MPa (nível médio) e 0,6 MPa (nível alto). A Partir da aplicação do modelo nestes três níveis
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
92
de diferença de tensões foi possível hierarquizar as misturas quanto à vida de fadiga em
função da tensão de tração, onde a ordem 1 representa a mistura com melhor comportamento
em laboratório e assim sucessivamente, como mostra a Tabela 4.6.
Tabela 4.6: Variação da vida de fadiga com o nível de tensão de tração aplicado
Vida de Fadiga
Misturas Asfáltica σt =
0,1 Ordem σt =
0,3 Ordem σt =
0,6 Ordem
CA-CAP 20
196166 2 2871 2 200 3
CA-AB
47479 3 1709 3 210 2
CA-AP-A
2320341 1 10460 1 346 1
CA-AP-B
21293 4 1094 4 168 4
Os resultados da Tabela 4.6 mostram que em todos os níveis de tensões de tração analisados a
mistura que apresentou o melhor comportamento foi a confeccionada com polímero SBS (AP-
A). No nível mais baixo de tensão, além da mistura CA-AB, a mistura CA-CAP 20
apresentou bom comportamento. No nível intermediário foi mantida a mesma hierarquia entre
as misturas. Entretanto, no nível mais elevado de tensões destacou-se, alem da mistura
elaborada com polímero SBS, a mistura com ligante modificado por BMP (AB). A mudança
de comportamento das misturas CA-AB e CA-CAP 20 no nível mais elevado pode também
ser notada pelos valores do coeficiente “n
2
” das duas misturas, ou seja, pela menor
suscetibilidade da mistura CA-AB ao aumento do nível de tensão de tração.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
93
1,0E+00
1,0E+01
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
0,01 0,10 1,00
Tensão de Tração (MPa)
Vida de Fadiga (Nf)
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 4.11: Vida de fadiga em função da tensão de tração
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
94
4.4.3 Vida de Fadiga em Função da Deformação Resiliente Específica
Neste modelo de representação a vida de fadiga das misturas em laboratório é expressa em
função da deformação resiliente específica, um parâmetro calculado que pondera a
interferência do módulo de resiliência inicial da mistura e é determinado pela Equação 4.1.
(
)
Mr
Rt
i
%
=
ε
(4.1)
Onde:
ε
i = deformação resiliente específica;
%Rt = percentagem da resistência à atração aplicada no ensaio de resistência à fadiga;
Mr = módulo de resiliência médio da mistura.
A Figura 4.12 apresenta as curvas de fadiga e a Tabela 4.7 apresenta os modelos, obtidos
através de análise de regressão, das misturas estudadas. Nos modelos apresentados os
parâmetros k
3
e n
3
representam os coeficientes do modelo e o coeficiente R² representa a
qualidade de ajuste do modelo.
Tabela 4.7: Valores dos coeficientes k
3
e n
3
do modelo Nf x
ε
i
Mistura Asfáltica Modelo Parâmetro "k
3
" Parâmetro "n
3
" R
2
CA-CAP 20
Nf = 1,63.10
-14
(1/
ε
i)
3,845
1,63.10
-14
3,845 0,99
CA-AB
Nf = 1,27.10
-10
(1/
ε
i)
3,027
1,27.10
-10
3,026 0,95
CA-AP-A
Nf = 2,07.10
-18
(1/
ε
i)
4,917
2,07.10
-18
4,917 0,99
CA-AP-B
Nf = 1,18.10
-9
(1/
ε
i)
2,702
1,18.10
-9
2,702 0,98
Analogamente ao que foi feito para analisar os modelos e as curvas de fadiga anteriores,
adotou-se três níveis de deformações resilientes específicas: 2.10
-5
cm/cm (nível baixo); 4.10
-5
cm/cm (nível médio) e 6.10
-5
cm/cm (nível alto). A Partir da aplicação do modelo nestes três
níveis de
ε
i, foi possível hierarquizar as misturas quanto à vida de fadiga em função da
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
95
deformação resiliente específica, onde a ordem 1 representa a mistura com melhor
comportamento em laboratório e assim sucessivamente, como mostra a Tabela 4.8.
Tabela 4.8: Variação da vida de fadiga com o nível de tensão de tração aplicado
Vida de Fadiga
Misturas Asfáltica
ε
i =
2.10
-5
Ordem
ε
i =
4.10
-5
Ordem
ε
i =
6.10
-5
Ordem
CA-CAP 20
19054 3 1326 3 279 4
CA-AB
21094 2 2590 2 759 2
CA-AP-A
264064 1 8741 1 1190 1
CA-AP-B
5888 4 905 4 303 3
Os resultados da Tabela 4.8 mostram que a mistura CA-AP-A possui o melhor
comportamento nos três níveis de deformações analisados, o que também foi constatado nos
modelos de representação a diferença de tensões e a tensão de tração. A mistura
confeccionada com ligante modificado por BMP, mostrou-se superior às outras duas misturas
analisadas, alcançando o segundo melhor desempenho nos três níveis especificados. No nível
mais alto de deformação, pode-se observar a mudança de posição das misturas CA-CAP 20 e
CA-AP-B. Essa mudança é explicada pela maior sensibilidade da mistura elaborada com
ligante convencional a variação de deformações.
Por outro lado, se analisada a sensibilidade à variação de deformações, o parâmetro “n
3
”, a
mistura CA-AP-A, que mostrou o melhor desempenho nos três níveis analisados, é a que
apresenta a maior sensibilidade, como pode ser visto nas curvas apresentadas na Figura 4.12.
Hierarquizando os valores de “n
3
” das misturas, tem-se a seguinte ordem crescente de
sensibilidade: CA-AP-B, CA-AB, CA-CAP 20 e CA-AP-A.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
96
1,0E+00
1,0E+01
1,0E+02
1,0E+03
1,0E+04
1,0E+05
1,0E+06
1,0E+07
1,0E-06 1,0E-05 1,0E-04 1,0E-03
Deformação Resiliente Específica (cm/cm)
Vida de Fadiga (Nf)
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 4.12: Vida de fadiga em função da deformação resiliente específica
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
97
4.5 RESISTÊNCIA ÀS DEFORMAÇÕES PERMANENTES
A resistência ao acumulo de deformações permanentes das misturas asfálticas foi avaliada em
laboratório através do ensaio de fluência por compressão uniaxial dinâmica (creep dinâmico).
O procedimento de ensaio está descrito no item 3.3.4.
A Tabela 4.9 apresenta os valores de deformação específica permanente, obtidos nos ensaios
para as misturas asfálticas avaliadas.
Tabela 4.9: Valores de deformação específica permanente dos ensaios de creep
dinâmico
Deformação Específica Permanente (%)
Mistura Asfáltica Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3 Média Coef. de Variação
CA-CAP 20 0,24 0,10 0,10 0,15 0,55
CA-AB 0,11 0,08 0,09 0,09 0,16
CA-AP-A -0,01 -0,11 -0,03 -0,05 -1,05
CA-AP-B 0,04 0,03 0,28 0,12 1,21
Nota-se pelos valores apresentados na Tabela 4.9, uma grande dispersão dos dados obtidos
nos ensaios das misturas CA-CAP 20 e CA-AP-B, visíveis pelos altos valores de coeficiente
de variação. Já a mistura CA-AP-A, além de apresentar grande dispersão, obteve resultados
negativos, o que pode caracterizar tais ensaios como inválidos.
Entretanto, se não considerarmos o valor do ensaio 1 da mistura CA-CAP 20 e analisarmos
somente os resultados válidos, podemos concluir que a mistura CA-AP-B obteve os valores
mais baixos de deformação permanente, seguida pelas misturas CA-AB e CA-CAP 20, que
apresentaram resultados muito semelhantes.
A baixa magnitude dos resultados obtidos nos ensaios, mostra coerência com os valores
encontrados por WESSELING (2005), o qual realizou ensaios de creep dinâmico no mesmo
equipamento e com as mesmas condições de temperatura e carregamento usadas nesta
pesquisa. Um fator que possa ter influenciado na resposta das misturas a deformação
permanente foi a adição de 1,5% de cal hidratada. Segundo LITTLE e EPPS (2001), a adição
de cal reduz o potencial de deformação do asfalto em altas temperaturas, especialmente
durante o início da vida de serviço quando há maior suscetibilidade ao afundamento de trilha
de roda.
A cal hidratada na realidade enrijece e reforça o filme de asfalto. Além disso, a cal
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
98
faz com que o concreto asfáltico seja menos suscetível à umidade, pela melhora da
adesividade entre asfalto e agregado. Estes fatores sinergicamente melhoram a resistência ao
afundamento de trilha de roda.
Como mencionado anteriormente, a mistura elaborada com ligante asfáltico modificado por
polímero SBS, GRECAFLEX, apresentou resultados negativos de deformação permanente.
Estes resultados negativos poderiam caracterizar os ensaios realizados para esta mistura como
inválidos, já que a expansão do corpo-de-prova na direção da carga durante o ensaio seria
uma hipótese incoerente. Entretanto, estas deformações negativas podem ser justificadas pela
impossibilidade de recuperação das deformações reversíveis durante o período de descanso do
condicionamento, anterior a aplicação da carga no ensaio.
De acordo com o procedimento de ensaio, anteriormente à aplicação da carga, a amostra é
submetida a um período de condicionamento de 200 ciclos de carregamento com a tensão do
ensaio. Posteriormente a este período, o carregamento é suspenso por 100 segundos, tempo
este, reservado para que ocorram as recuperações das deformações geradas durante o
condicionamento. Após este período o ensaio é iniciado, presumindo-se que a amostra tenha
recuperado totalmente as deformações reversíveis. A Figura 4.13 mostra o comportamento
típico de uma mistura asfáltica, após condicionamento, durante o ensaio de creep dinâmico.
Figura 4.13: Comportamento típico de um corpo-de-prova durante o ensaio de creep
dinâmico
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
99
As deformações permanentes negativas registradas durante os ensaios da mistura CA-AP-A,
seriam resultantes da incompleta recuperação das deformações reversíveis durante o período
de descanso posterior ao condicionamento. Assim, as deformações geradas durante o
condicionamento e o ensaio, seriam recuperadas simultaneamente durante o período de
descanso do ensaio, resultando em deformações reversíveis maiores que as deformações
totais, como mostra a Figura 4.14.
Figura 4.14: Resultado de ensaio de creep dinâmico de uma amostra de CA-AP-A
(Ensaio 2)
Outra forma de avaliar o comportamento das misturas asfálticas no ensaio de creep dinâmico
é através da inclinação da curva de fluência entre 100 e 3600s. O modelo usado na análise de
regressão é dado pela Equação 4.2.
ε
= a.N
b
(4.2)
onde,
ε = deformação
a = parâmetro do intercepto N = 1
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
100
N = número de ciclos
b = inclinação da curva
A Tabela 4.10 apresenta os valores dos parâmetros do modelo, juntamente com o coeficiente
R², que representa a qualidade de ajuste do modelo.
Tabela 4.10: Valores dos parâmetros do modelo obtido para o intervalo de 100 a
3600s
Mistura Asfáltica Ensaios
a
b R²
1 0,0037 0,143 0,97
2 0,0002 0,420 0,77
CA-CAP 20
3 0,0024 0,194 0,97
1 0,0033 0,184 0,97
2 0,0112 0,103 0,95
CA-AB
3 0,0069 0,096 0,94
1 0,0135 0,067 0,92
2 0,0060 0,065 0,86
CA-AP-A
3 0,0101 0,084 0,92
1 0,0103 0,090 0,93
2 0,0029 0,163 0,89
CA-AP-B
3 0,0103 0,135 0,98
A Tabela 4.11 apresenta as médias dos parâmetros “b” dos modelos, que correspondem às
inclinações das curvas de fluência. Este parâmetro representa a taxa de mudança da
deformação permanente em função do número de ciclos de aplicação de carga, ou seja, quanto
menor é o valor da inclinação da curva, menor será o acumulo de deformações permanentes
no intervalo entre 100 e 3600s.
Tabela 4.11: Valores médios das inclinações das curvas de fluência
Mistura Asfáltica Média das inclinações Coef. de Variação
CA-CAP 20 0,252 0,59
CA-AB 0,128 0,38
CA-AP-A 0,072 0,15
CA-AP-B 0,129 0,28
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
101
Os modelos obtidos entre 100 e 3600s ignoram o período de descanso onde ocorrem as
recuperações das deformações reversíveis, permitindo que os resultados obtidos nos ensaios
da mistura CA-AP-A, que apresentaram deformações permanentes negativas, sejam
avaliados.
Quanto aos valores de inclinações das curvas de fluência obtidas através de análise de
regressão apresentados na Tabela 4.11, a mistura que apresentou o melhor comportamento foi
a elaborada com ligante asfáltico modificado AP-A, seguida pelas misturas CA-AP-B, CA-
AB e CA-CAP 20.
Com exceção da mistura CA-AP-A, que apresentou deformações permanentes negativas,
pode-se observar a mesma hierarquia se analisarmos em conjunto os resultados de
deformação específica permanente e os valores de inclinações da curva de fluência.
4.6 RESISTÊNCIA AO DANO POR UMIDADE INDUZIDA
Segundo LITTLE e EPPS (2001), o termo Stripping é comumente definido como “a perda de
adesão entre a superfície do agregado e o ligante asfáltico na presença de umidade”. Um
concreto asfáltico pode perder resistência na presença de umidade sem evidencias visíveis de
descolamento, devido à perda da coesão do ligante asfáltico pela água. Assim, os termos
“suscetibilidade à água” e “sensibilidade à água” são frequentemente usados para designar a
perda de resistência ou de outras propriedades das misturas asfálticas na presença de água.
O ensaio Lottman Modificado (AASHTO T 283-89) avalia a adesividade das misturas
asfálticas. O ensaio Lottman Modificado, ou ensaio de dano por umidade induzida, é
realizado em corpos-de-prova cilíndricos moldados, com volume de vazios de 7 ± 1%
segundo as metodologias Marshall, Hveen ou Superpave.
A análise é feita pela relação entre as resistências à tração de amostras previamente
condicionadas e amostras sem condicionamento. Esta relação é dada pela relação (em
percentagem) entre a Rt das amostras condicionadas e a Rt das amostras não condicionadas,
sendo denominada Resistência Retida à Tração (RRt).
Nesta pesquisa pretende-se verificar a influência do tipo de ligante asfáltico na resistência ao
dano por umidade induzida das misturas asfálticas. A Tabela 4.12 apresenta as médias dos
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
102
resultados obtidos no ensaio Lottman Modificado. São apresentados os resultados de
resistência à tração por compressão diametral das amostras sem e com condicionamento, Rt
1
e
Rt
2
, bem como a resistência retida à tração, RRt.
Tabela 4.12: Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida (Lottman
Modificado)
Mistura Asfáltica Rt
1
(MPa)
Coef. de
Variação
Rt
2
(MPa)
Coef. de
Variação
RRt
CA-CAP 20 1,20 0,06 1,01 0,05 84,24%
CA-AB 1,11 0,11 0,95 0,04 86,12%
CA-AP-A 1,16 0,06 1,02 0,04 87,47%
CA-AP-B 0,88 0,11 0,69 0,15 77,74%
A Figura 4.15 apresenta de forma gráfica os valores de resistência à tração das amostras sem
condicionamento, Rt
1
, e com condicionamento, Rt
2
. Já a Figura 4.16, apresenta os valores de
RRt das misturas estudadas.
1,20
1,11
1,16
0,88
1,01
0,95
1,02
0,69
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Resistência à Tração (MPa
)
RT1 - sem condicionamento
RT2 - com condicionamento
Figura 4.15: Resultados dos ensaios de resistência à tração (Lottman Modificado)
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
103
84,24%
86,12%
87,47%
77,74%
72%
74%
76%
78%
80%
82%
84%
86%
88%
90%
CA-CAP 20 CA-AB CA-AP-A CA-AP-B
Mistura
Resistência Retida à Tração
(%)
Figura 4.16: Resultados dos ensaios de dano por umidade induzida (Lottman
Modificado)
Em relação à resistência retida à tração, FURLAN (2006) relata que o critério de definição da
suscetibilidade de uma mistura asfáltica preconizado pela AASHTO T283/89 é de RRt ≥
70%, na versão AASHTO T283/99 compatibilizada para o método SUPERPAVE o critério é
RRt ≥ 80%. Já HICKS
9
(1991, apud SPECHT (2004)), afirma que a maioria dos
departamentos estaduais de transporte norte americanos utilizam valores de 70/75%.
Entretanto, segundo EPPS et al. (2000), o critério de aceitação típico de resistência retida à
tração de 70 – 80%, idealmente deveria ser verificado por cada agencia publica, considerando
a particularidade dos agregados, ligantes asfálticos, climas, volumes de tráfego, projetos e
especificações de construção.
No geral, a resistência à ação deletéria da água das misturas asfálticas é influenciada por
vários fatores, dentre eles estão às propriedades dos agregados, as propriedades do ligante
asfáltico e as propriedades da mistura. Como dito anteriormente, o objetivo deste trabalho é
avaliar o comportamento mecânico das cinco diferentes misturas asfálticas, somente variando
o tipo de ligante asfáltico. Dessa forma, o fator determinante no desempenho das misturas no
ensaio de dano por umidade induzida é o ligante asfáltico, já que o agregado, a faixa
granulométrica, bem como as demais condicionantes foram mantidas constantes.
9
HICKS, R. G. Moisture damage in asphalt concrete. National Cooperative Highway Research Program.
Synthesis of Highway Practice 175, Transportation Research Board, Washington, 1991. 91p.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
104
Como se pode observar na Figura 4.16, as misturas CA-AP-A, CA-AB e CA-CAP 20
apresentaram valores de RRt superiores aos estabelecidos pelas normas norte americanas,
citadas anteriormente. A mistura elaborada com ligante modificado AP-B, foi a que
apresentou o menor valor de RRt, 77,74%, valor este que pode ser aceitável dependendo do
critério adotado.
Contudo, não se pode afirmar que os ligantes modificados AB e AP-A conferiram as misturas
um melhor desempenho nestes ensaios, já que a mistura com ligante convencional CAP 20
obteve resultado muito semelhante. Da mesma forma, a identificação dos fatores responsáveis
pelo desempenho inferior da mistura elaborada com o ligante comercial AP-B é imprecisa, já
que a composição e as condições de preparo deste ligante não foram fornecidas pela empresa
Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.
Se analisado o conjunto, o bom desempenho nos ensaios de dano por umidade induzida pode
ser em parte atribuído às características volumétricas das misturas e a adição de 1,5% de cal
hidratada como fíler mineral. Os benefícios do uso da cal hidratada como agente melhorador
de adesividade em misturas asfáltica, vêm sendo relatos na literatura por vários autores
(LITTLE e EPPS, 2001; CURTIS, 1990; SEBAALY et al., 2001; SEBAALY et al., 2003).
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
105
5 ANÁLISE PARAMÉTRICA
Este capítulo apresenta os resultados da análise paramétrica de estruturas de pavimentos
incluindo os materiais empregados neste estudo.
Para a realização da análise utilizou-se o programa computacional EVERSTRESS 5.0,
desenvolvido pelo Departamento de Transportes do Estado de Washington (Washington State
Department of Transportation). Este programa permite a inclusão de parâmetros dos modelos
dos materiais, considerando a variação do módulo de resiliência com o estado de tensões
atuante ao longo da profundidade das camadas. Além disso, o programa é capaz de
determinar as tensões, deformações e deflexões em uma estrutura de até cinco camadas, vinte
cargas e cinqüenta pontos de avaliação.
Nas análises realizadas foram simuladas 24 diferentes estruturas de pavimento, variando-se os
módulos resilientes da camada de revestimento e as espessuras das camadas de revestimento e
base.
Os valores das respostas estruturais obtidos através do programa computacional foram
aplicados diretamente nos modelos de fadiga determinados em laboratório. Não foram
empregados fatores laboratório-campo para o ajuste das duas realidades, pois o objetivo foi
analisar em conjunto o comportamento à fadiga e a rigidez das misturas em estruturas
hipotética de pavimento.
5.1 CARACTERÍSTICAS DE CARREGAMENTO
A carga adotada foi o eixo simples de roda dupla de 8,2 kN. A configuração e a magnitude
das cargas são ilustradas pela Figura 5.1.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
106
Figura 5.1: Configuração do carregamento
As características do carregamento adotado foram as seguintes:
a) duas cargas (rodas) uniformemente distribuídas sobre áreas circulares;
b) carga de 20,5 kN por roda;
c) pressão de inflação dos pneus de 0,56 MPa.
As respostas estruturais das simulações foram avaliada em dois pontos: diretamente abaixo de
uma das rodas (P
1
) e no ponto médio entre os centros das duas rodas (P
2
). Quanto à
profundidade, a análise foi realizada na fibra inferior da camada de revestimento.
A Figura 5.2 mostra as respostas estruturais que puderam ser obtidas nas simulações através
do software EVERSTRESS 5.0. São elas: tensão de tração na fibra inferior da camada
asfáltica (
σxx ou σyy), diferença de tensões na fibra inferior do revestimento (∆σ = σzz - σxx
ou ∆σ = σxx - σyy) e deformações de extensão na fibra inferior do revestimento (εxx ou εyy).
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
107
Figura 5.2: Respostas estruturais obtidas através do software EVERSTRESS 5.0
5.2 ESTRUTURAS SIMULADAS
Para cada mistura asfáltica estudada nesta pesquisa, foram simuladas seis estruturas de
pavimento. Em todas as simulações os módulos resilientes e os coeficientes de Poisson das
camadas do pavimento foram mantidos constantes, variando-se apenas as espessuras da
camada revestimento e base. A Tabela 5.1 apresenta as características das estruturas
simuladas.
Tabela 5.1: Características das estruturas simuladas
Camada Coef. de Poisson (ν) Espessura (cm) Mr (MPa)
Mistura Asfáltica 0,30 4,00; 8,00 e 12,00 Variável (Tab. 5.2)
Base de Brita Graduada 0,35 10,00 e 30,00 Tab. 5.3
Sub-Leito de Solo Coesivo
0,45 - Tab. 5.3
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
108
A Tabela 5.2 apresenta os módulos de resiliência das misturas asfálticas avaliadas nesta
pesquisa. Os modelos de módulo de resiliência, em MPa, da camada de base em função do
invariante de tensões (θ) e do subleito em função da tensão desvio, necessários à análise são
apresentados na tabela 5.3.
O programa computacional EVERSTRESS 5.0 necessita, como parâmetros de entrada, dos
coeficientes de regressão k
1
e k
2
dos modelos normalizados pela pressão atmosférica. A
Tabela 5.3 também apresenta os coeficientes dos modelos normalizados pela pressão
atmosférica (0,101 MPa).
Tabela 5.2: Módulos de resiliência das misturas asfálticas avaliadas nesta pesquisa
Mistura Asfáltica Módulo de Resiliência a 25°C (MPa)
CA-CAP 20 9156
CA-AB 6527
CA-AP-A 7790
CA-AP-B 8064
Tabela 5.3: Modelos de Mr (MPa) das camadas de base e subleito
Material Modelo Coeficientes
Modelo
(normalizado)
Coeficientes
(normalizados)
k
1
= 1127,40 k
1
= 401,85
Brita Graduada
Mr = k
1
θ
k2
k
2
= 0,45
Mr = k
1
(θ/P
atm
)
k2
k
2
= 0,45
k
1
= 75 k
1
= 742,43
Solo Coesivo
Mr = k
1
σ
d
k2
k
2
= -1,00
Mr = k
1
(σ
d
/P
atm
)
k2
k
2
= -1,00
Os modelos de Mr das camadas de base e sub-leito usados nesta análise foram retirados da
literatura. O modelo referente à camada de brita graduada foi o mesmo usado por MORILHA
JUNIOR (2004) em sua dissertação de mestrado e o modelo do solo coesivo da camada de
sub-leito é um dos usados por MOTTA (1991) em sua tese de doutorado.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
109
5.3 ANÁLISE DAS ESTRUTURAS EM FUNÇÃO DA DIFERENÇA DE
TENSÕES
A Tabela 5.4 e a Figura 5.3 apresentam, para todas as simulações realizadas, os valores de
vida de fadiga obtidos a partir da aplicação dos modelos, em função da diferença de tensões,
gerados em laboratório.
Tabela 5.4: Valores de diferenças de tensões obtidos nas simulações e as respectivas
vidas de fadiga das misturas asfálticas estudadas
Espessura (cm)
Simulação
Revestimento Base
∆σ (MPa) N
f
1 4,00 10,00
0,9104 8305
2 8,00 10,00
0,8391 7403
3 12,00 10,00
0,6766 26000
4 4,00 30,00
1,0613 4606
5 8,00 30,00
0,7791 15115
CA-CAP 20
6 12,00 30,00
0,5866 45023
1 4,00 10,00
0,4471 15744
2 8,00 10,00
0,6864 4944
3 12,00 10,00
0,5312 9886
4 4,00 30,00
0,5961 7238
5 8,00 30,00
0,7861 3428
CA-AB
6 12,00 30,00
0,6663 5359
1 4,00 10,00
0,6788 172208
2 8,00 10,00
0,8168 69309
3 12,00 10,00
0,6072 297770
4 4,00 30,00
0,8291 64425
5 8,00 30,00
0,9244 37722
CA-AP-A
6 12,00 30,00
0,7241 125333
1 4,00 10,00
0,7268 7799
2 8,00 10,00
0,8426 4985
3 12,00 10,00
0,6221 12486
4 4,00 30,00
0,8772 4414
5 8,00 30,00
0,9525 3440
CA-AP-B
6 12,00 30,00
0,7413 7344
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
110
8305
7403
26000
4606
15115
45023
15744
4944
9886
7238
3428
5359
69309
297770
64425
37722
125333
7799
4985
12486
4414
3440
7344
172208
0
50000
100000
150000
200000
250000
300000
350000
1 2 3 4 5 6
Simulação
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.3: Vida de fadiga das misturas em função da diferença de tensões para as
estruturas simuladas
Como pode-se observar na Tabela 5.4 e na Figura 5.3, há uma significativa influência do tipo
de estrutura no comportamento à fadiga das misturas estudadas. Contudo, a mistura elaborada
com ligante modificado AP-A (CAP 50/70 + 4% SBS) apresentou o melhor comportamento
em todas as estruturas simuladas.
Mantendo-se as espessuras das camadas de base constantes em 10 cm (simulação 1, 2 e 3) e
30 cm (simulação 4, 5 e 6), é possível observar a variação da vida de fadiga em função da
espessura do revestimento, como mostram as Figuras 5.4 e 5.5.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
111
0,E+00
5,E+04
1,E+05
2,E+05
2,E+05
3,E+05
3,E+05
0 2 4 6 8 10 12 14
Espessura do Revestimento (cm)
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.4: Variação da vida de fadiga com a espessura da camada de revestimento
nas simulações com base de 10 cm
0,E+00
2,E+04
4,E+04
6,E+04
8,E+04
1,E+05
1,E+05
1,E+05
0 2 4 6 8 10 12 14
Espessura do Revestimento (cm)
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.5: Variação da vida de fadiga com a espessura da camada de revestimento
nas simulações com base de 30 cm
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
112
Como pode-se observar nas Figuras 5.4 e 5.5, exceto nas simulações das estruturas com
mistura CA-CAP 20 e com camada de base de 30 cm, há um decréscimo na vida de fadiga
com o aumento da espessura da camada de revestimento até 8 cm, e a partir deste ponto a vida
de fadiga passa a crescer até a espessura de 12 cm.
Tal fato foi observado por MOTTA (1991) em sua tese de doutorado, realizando análise
paramétrica de 1280 estruturas simples de três camadas através do programa computacional
FEPAVE (Finite Element Analysis of Pavement Structures). A partir dos resultados obtidos
nas análises, foi possível traçar gráficos que permitiram estimar os parâmetros de
dimensionamento: deformação de extensão, tensão de tração e diferença de tensões na fibra
inferior do revestimento. A comparação dos valores dos parâmetros de projeto permitiu que se
observasse uma grande influência da espessura do revestimento na diferença de tensões no
revestimento, ocorrendo em alguns casos um comportamento duplo: a diferença de tensões
cresce com o aumento da espessura até 7,5 cm aproximadamente, e passa a decrescer a partir
daí à medida que a espessura aumenta.
Outro fato, que também pôde ser constatado, foi a redução da vida de fadiga das estruturas
com ligantes modificados com o aumento da espessura da camada de base, de 10 para 30 cm.
Tal fato já era esperado, pois o aumento da espessura da base tornou as estruturas mais
flexíveis e, consequentemente, diminuiu a vida de fadiga das estruturas. Entretanto, nas
simulações com 8 e 12 cm de revestimento com a mistura CA-CAP 20, observou-se um
aumento da vida de fadiga com a redução da rigidez da estrutura.
Nas simulações com revestimento de 4 cm, tanto para bases de 10 cm quanto para bases de 30
cm de espessura, as estruturas com mistura CA-AB apresentaram desempenhos superiores aos
das estruturas com misturas CA-CAP 20 e CA-AP-B. Entretanto, as estruturas com mistura
CA-AB foram as que apresentaram menor vida de fadiga nas simulações com espessuras de
revestimento de 8 e 12 cm.
As estruturas com revestimento de mistura asfáltica CA-CAP 20 de 8 e 12 cm foram as que
apresentaram o segundo melhor desempenho, apenas inferior ao das estruturas com CA-AP-
A. Já nas simulações com espessuras de revestimento de 4 cm, as estruturas com CA-CAP 20
apresentaram desempenho superior, apenas, aos das estruturas com CA-AP-B.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
113
5.4 ANÁLISE DAS ESTRUTURAS EM FUNÇÃO DA TENSÃO DE
TRAÇÃO
A Tabela 5.5 e a Figura 5.6 apresentam, para todas as simulações realizadas, os valores de
vida de fadiga obtidos a partir da aplicação dos modelos, em função das tensões de tração,
gerados em laboratório.
Tabela 5.5: Valores de tensões de tração obtidos nas simulações e as respectivas
vidas de fadiga das misturas asfálticas estudadas
Espessura (cm)
Simulação
Revestimento Base
Tensão de tração
(MPa)
N
f
1 4 10,00
1,3278 10
2 8 10,00
1,1646 16
3 12 10,00
0,8271 59
4 4 30,00
1,4739 6
5 8 30,00
1,2714 11
CA-CAP 20
6 12 30,00
0,9387 36
1 4 10,00
0,8935 63
2 8 10,00
0,9399 54
3 12 10,00
0,7007 131
4 4 30,00
1,0403 40
5 8 30,00
1,0283 41
CA-AB
6 12 30,00
0,7907 91
1 4 10,00
1,1105 17
2 8 10,00
1,0560 21
3 12 10,00
0,7666 104
4 4 30,00
1,2571 9
5 8 30,00
1,1517 14
CA-AP-A
6 12 30,00
0,8675 57
1 4 10,00
1,1555 29
2 8 10,00
1,0790 34
3 12 10,00
0,7795 83
4 4 30,00
1,3020 21
5 8 30,00
1,1770 27
CA-AP-B
6 12 30,00
0,8826 59
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
114
10
16
59
6
11
36
63
54
131
40
41
91
21
104
9
14
57
29
34
83
21
27
59
17
0
20
40
60
80
100
120
140
1 2 3 4 5 6
Simulação
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.6: Vida de fadiga das misturas em função da tensão de tração para as
estruturas simuladas
Como pode-se observar na Tabela 5.5 e na Figura 5.6, também nas análises das estruturas em
função da tensão de tração na fibra inferior do revestimento há uma significativa influência do
tipo de estrutura no comportamento à fadiga das misturas estudadas.
Porém, diferentemente das análises realizadas em função das diferenças de tensões, as
estruturas que apresentaram melhor desempenho em termos de vida de fadiga em função da
tensão de tração, em todas as simulações realizadas, foram aquelas com a mistura elaborada
com ligante asfalto borracha AB.
Com exceção da simulação de número 3, as estruturas que apresentaram o segundo melhor
desempenho, em todas as outras simulações, foram aquelas com a mistura CA-AP-B como
camada de revestimento, seguida das estruturas com CA-AP-A e CA-CAP 20.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
115
Mantendo-se as espessuras das camadas de base constantes em 10 cm (simulação 1, 2 e 3) e
30 cm (simulação 4, 5 e 6), é possível observar a variação da vida de fadiga em função da
espessura do revestimento, Figuras 5.7 e 5.8.
0
20
40
60
80
100
120
140
0 2 4 6 8 10 12 14
Espessura do Revestimento (cm)
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.7: Variação da vida de fadiga com a espessura da camada de revestimento
nas simulações com base de 10 cm
0
20
40
60
80
100
120
140
0 2 4 6 8 10 12 14
Espessura do Revestimento (cm)
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.8: Variação da vida de fadiga com a espessura da camada de revestimento
nas simulações com base de 30 cm
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
116
5.5 ANÁLISE DAS ESTRUTURAS EM FUNÇÃO DA DEFORMAÇÃO
RESILIENTE INICIAL
A Tabela 5.6 e a Figura 5.9 apresentam, para todas as simulações realizadas, os valores de
vida de fadiga obtidos a partir da aplicação dos modelos, em função da deformação resiliente
inicial, gerados em laboratório.
Tabela 5.6: Valores de deformações de extensão obtidos nas simulações e as
respectivas vidas de fadiga das misturas asfálticas estudadas
Espessura
Simulação
Revestimento Base
ε
i (10
-6
cm/cm)
N
f
1 4 10,00
120,90 18
2 8 10,00
104,64 31
3 12 10,00
74,51 116
4 4 30,00
132,15 13
5 8 30,00
113,33 23
CA-CAP 20
6 12 30,00
83,31 75
1 4 10,00
121,31 93
2 8 10,00
121,47 93
3 12 10,00
90,56 226
4 4 30,00
137,27 64
5 8 30,00
131,46 73
CA-AB
6 12 30,00
100,47 165
1 4 10,00
121,80 38
2 8 10,00
112,70 55
3 12 10,00
81,97 264
4 4 30,00
137,27 21
5 8 30,00
131,46 26
CA-AP-A
6 12 30,00
91,30 155
1 4 10,00
121,72 44
2 8 10,00
110,98 56
3 12 10,00
80,34 134
4 4 30,00
134,55 33
5 8 30,00
120,00 46
CA-AP-B
6 12 30,00
89,56 100
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Simulação
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.9: Vida de fadiga das misturas em função da tensão de tração para as
estruturas simuladas
Como pode-se observar na Tabela 5.6 e na Figura 5.9, também nas análises das estruturas em
função da deformação de extensão na fibra inferior do revestimento há uma significativa
influência do tipo de estrutura no comportamento à fadiga das misturas estudadas.
Nas simulações de número 3 e 6, com espessura de revestimento de 12 cm, as estruturas com
CA-AP-A apresentaram o primeiro e segundo melhor comportamento, respectivamente.
Nas simulações 1, 2, 4 e 5 a hierarquia se manteve constante, com as estruturas com CA-AB
apresentando o melhor comportamento, seguidas das estruturas com CA-AP-B, CA-AP-A e
CA-CAP 20.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
118
Mantendo-se as espessuras das camadas de base constantes em 10 cm (simulação 1, 2 e 3) e
30 cm (simulação 4, 5 e 6), é possível observar a variação da vida de fadiga em função da
espessura do revestimento, Figuras 5.10 e 5.11.
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Espessura do Revestimento (cm)
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.10: Variação da vida de fadiga com a espessura da camada de revestimento
nas simulações com base de 10 cm
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Espessura do Revestimento (cm)
Vida de Fadiga
CA-CAP 20
CA-AB
CA-AP-A
CA-AP-B
Figura 5.11: Variação da vida de fadiga com a espessura da camada de revestimento
nas simulações com base de 10 cm
A partir dos resultados apresentados nas Figuras 5.10 e 5.11, pode-se constatar o aumento da
vida de fadiga de todas as estruturas simuladas com o aumento da espessura da camada de
revestimento. Este aumento foi mais pronunciado no intervalo de espessura entre 8 e 12 cm.
Por outro lado, como já era esperado, houve a redução da vida de fadiga com o aumento da
flexibilidade das estruturas.
5.6 CONSIDERAÇÕES FINAIS SOBRE OS RESULTADOS DAS
SIMULAÇÕES
Com base nos ensaios de laboratório e nos resultados obtidos na análise paramétrica realizada
nesta pesquisa, é possível inferir que:
a) Tanto nas análises em função das tensões de tração quanto das deformações
resilientes iniciais, os melhores resultados foram os relativos às misturas
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
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elaboradas com ligantes modificados por polímero SBS (AP-A) e por BMP
(AB);
b) Nas análises em função das diferenças de tensões, sobressaiu-se a mistura CA-
AP-A, seguida pela mistura CA-CAP 20 em estruturas com camadas de
revestimento mais espessas (8 e 12 cm). Entretanto, nas estruturas com
revestimentos de 4 cm, o mistura CA-AP-A foi seguida pela mistura CA-AB.
c) Nas simulações em função da diferença de tensões, em estruturas com
revestimento tipo CA-CAP 20, ocorreu o aumento da vida de fadiga em
decorrência do aumento da espessura da camada de base. Este fato foi
observado para espessuras de revestimento de 8 e 12 cm. Nas simulações
realizadas para as misturas com ligantes modificados, observou-se o contrário,
ou seja, as estruturas reduziram a vida de fadiga com o aumento da espessura
da base.
d) Ao analisar conjuntamente os três modelos, é possível observar a
superioridade das misturas elaboradas com ligantes modificados em relação às
elaboradas com o ligante convencional CAP 20. Essa superioridade pode ser
constatada, seja nas análises da vida de fadiga em função da diferença de
tensão das estruturas com revestimento mais delgado, onde sobressaíram-se as
misturas CA-AP-A e CA-AB, ou nas análises da vida de fadiga em função da
tensão de tração e da deformação resiliente inicial, nas quais todas as
simulações realizadas com a mistura CA-CAP 20 foram superada.
e) Verificou-se a importância da realização de uma análise paramétrica para uma
avaliação mais conclusiva dos modelos de fadiga obtidos em laboratório. Essa
importância foi evidenciada pela diferença entre o comportamento das
misturas na análise paramétrica e na pré-análise realizada no item 4.4, onde foi
subestimado o comportamento da mistura CA-AB e superestimado o
comportamento da mistura CA-CAP 20.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
121
6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES
Neste capítulo são apresentadas as principais conclusões relativas ao estudo das propriedades
mecânicas das misturas confeccionadas com ligantes modificados e convencionais.
Também serão apresentadas algumas sugestões para trabalhos futuros, visando à
complementação dos resultados obtidos nesse trabalho.
6.1 CONCLUSÕES
Os resultados dos ensaios de laboratório e da análise paramétrica realizada permitem concluir
que:
a) Os valores obtidos nos ensaios de resistência à tração por compressão
diametral da mistura com ligante modificado por SBS (CA-AP-A) foram mais
elevados que os valores de resistência à tração da mistura com ligante
convencional (CA-CAP 20) que, por sua vez, foram superiores aos valores
obtidos para a mistura com ligante asfalto-borracha (CA-AB). A taxa de
redução da resistência à tração com o aumento da temperatura se manteve
praticamente constante para todas as misturas, indicando a independência
deste fator ao tipo de ligante utilizado.
b) Os valores dos ensaios de módulo de resiliência por compressão diametral,
realizados nas duas temperaturas especificadas, mostraram a mesma
hierarquia, com a mistura confeccionada com o ligante convencional CAP 20
apresentando os valores mais elevados, seguida das misturas CA-AP-B, CA-
AP-A e CA-AB. Quanto a taxa de redução do módulo resiliente em relação à
temperatura, a mistura confeccionada com ligante convencional CAP-20 foi a
que apresentou a menor taxa. As misturas com ligantes modificados por BMP
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
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e SBS foram as que apresentaram as maiores taxas, indicando misturas uma
maior suscetibilidade térmica deste parâmetro.
c) Foram arbitrados níveis de diferença de tensões, tensão de tração e
deformação resiliente inicial, para que se pudesse fazer uma pré-análise das
curvas de fadiga obtidas em laboratório. Nesta pré-análise, a mistura com
ligante convencional SBS (AP-A) mostrou significativa superioridade em
relação às outras, enquanto que a mistura com ligante modificado por BMP
apresentou um comportamento inferior ao esperado. Nesta análise pura e
simples não foi considerada a combinação entre a rigidez, os modelos de
fadiga e as tensões e deformações atuantes em uma estrutura de pavimento,
fato este que desqualifica tal análise.
d) Verificou-se a importância da realização de uma análise paramétrica para uma
avaliação mais conclusiva dos modelos de fadiga obtidos em laboratório. Essa
importância foi evidenciada pela diferença entre o comportamento das
misturas na análise paramétrica e na pré-análise realizada no item 4.4, onde foi
subestimado o comportamento da mistura CA-AB e superestimado o
comportamento da mistura CA-CAP 20.
e) Nas simulações em que foram aplicados os modelos em função da tensão de
tração e deformação resiliente específica, observou-se a superioridade das
estruturas com ligantes modificados. Já nas simulações em que foram
aplicados os modelos em função da diferença de tensões, as estruturas com
camadas de revestimento mais espessas do tipo CA-CAP 20 (8 e 12 cm)
apresentaram o segundo melhor comportamento, inferiores apenas as
estruturas com CA-AP-A.
f) Os resultados dos ensaios de fluência por compressão uniaxial dinâmico de
todas as misturas avaliadas apresentaram grande dispersão. Entretanto, a
análise conjunta das deformações específicas permanentes e das inclinações
das curvas de fluência, permite que se identifique o melhor comportamento
das misturas elaboradas com ligantes modificados em relação à mistura CA-
CAP 20.
Estudo das Propriedades Mecânicas de Misturas Asfálticas Convencionais e Modificadas
123
g) As misturas CA-AP-A, CA-AB e CA-CAP apresentaram valores de
resistência retida à tração, obtidos no ensaio de dano por umidade induzida,
superiores aos valores mínimos estabelecidos pelas normas norte americanas.
A mistura CA-AP-B foi a que apresentou o menor valor, 77,74%. Entretanto
este valor pode ser aceitável dependendo do critério adotado.
6.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
a) Avaliar a influência dos ligantes asfálticos modificados quanto à fadiga de
misturas asfálticas no ensaio de fadiga por flexão alternada em vigotas.
b) Avaliar o comportamento das misturas asfálticas estudadas nesta pesquisa à
deformação permanente em simuladores de tráfego.
c) Padronização do ensaio de fluência por compressão uniaxial dinâmico,
revendo a magnitude do tempo de descanso do período de condicionamento
das amostras.
d) Avaliar a influência do envelhecimento do ligante no comportamento
mecânico das misturas asfálticas modificadas e convencionais estudadas.
e) Verificar a influência dos ligantes asfálticos estudados em misturas asfálticas
elaboradas a partir de diferentes faixas granulométricas.
f) Utilização dos valores de módulo resiliente e resistência à tração como critério
de dosagem das misturas asfálticas, possibilitando projeta-las para que atinjam
determinados valores.
g) Utilização do simulador linear de tráfego DAER/UFRGS para avaliação das
misturas asfálticas modificadas e convencionais quanto à deformação
permanente e reflexão de trincas.
Tadeu De Cezaro Junior (tadeudcj@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2008
124
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