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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SERGIPE
PRÓ-REITORIA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
ESTUDO DE DESEMPENHO À FADIGA DE BASE CIMENTADA TIPO BGTC NA BR-101/SE
RODRIGO DA SILVA NASCIMENTO
São Cristóvão, SE. 2017
UNIVERSIDADE FEDERAL DE SERGIPE PRÓ-REITORIA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
ESTUDO DE DESEMPENHO À FADIGA DE BASE CIMENTADA TIPO BGTC NA BR-101/SE
RODRIGO DA SILVA NASCIMENTO Dissertação apresentada ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Civil como requisito parcial à obtenção do título de MESTRE EM ENGENHARIA CIVIL.
Orientador: Dr. Fernando Silva Albuquerque
São Cristóvão, SE. 2017
FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA CENTRAL UNIVERSIDADE FEDERAL DE SERGIPE
N244e
Nascimento, Rodrigo da Silva Estudo de desempenho à fadiga de base cimentada tipo BGTC na BR-101/SE / Rodrigo da Silva Nascimento; orientador Fernando Silva Albuquerque. - São Cristóvão, 2017. 143 f.: il. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) - Universidade Federal de Sergipe, 2017. 1. Rodovias. 2. Cimento asfáltico - Fadiga. 3. Pavimentos de asfalto. 4. Brita. l. Albuquerque, Fernando Silva, orient. lI. Título.
CDU 625.072
MEMBROS DA BANCA EXAMINADORA DA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
RODRIGO DA SILVA NASCIMENTO
_______________________________________________________________
APRESENTADA AO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
DA UNIVERSIDADE FEDERAL DE SERGIPE, EM 27 DE JANEIRO DE 2017.
BANCA EXAMINADORA:
Dr. Fernando Silva Albuquerque
Orientador (PROEC/UFS)
Dra. Angela Teresa Costa Sales
Examinadora interna (PROEC/UFS)
DSc. Erinaldo Hilário Cavalcante
Examinador interno (PROEC/UFS)
PhD. Luís Alberto Herrmann do Nascimento
Examinador externo (CENPES/Petrobras)
Dr. Josafá de Oliveira Filho
Examinador externo
Dedico este trabalho a toda minha
família, em especial à minha amada
esposa Jacira e a meu querido filho
Francisco.
AGRADECIMENTOS
A Deus, pela dádiva da vida, para ele, toda honra e toda glória.
A Universidade Federal de Sergipe e ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil
(PROEC), pela oportunidade de estudo. Ao DNIT, em especial a Superintendência Regional
em Sergipe, pela licença para estudo que fez possível minha dedicação exclusiva ao curso.
À PETROBRAS/CENPES, por ter provido recursos através da Rede Temática de Asfalto que
permitiram confeccionar e instalar parte dos equipamentos utilizados nesta pesquisa.
Ao professor Fernando Silva Albuquerque, orientador da pesquisa, que sempre esteve
disponível, para dirimir as dúvidas e ajudar na solução de problemas. Agradeço pela confiança,
pelo tempo dedicado, além da motivação constante e o incentivo ao trabalho desenvolvido.
Aos Professores Willami e Washington pela atenção, orientação e ajuda no desenvolvimento
dos ensaios no laboratório do GEOPAV/UFS. À Professora Angela, por ter aberto as portas do
laboratório de materiais para a moldagem e rompimento de corpos de prova, muito obrigado
pela orientação e disposição para ajudar.
Agradeço aos bolsistas e voluntários do GEOPAV: Leonardo, Camila, Isadora, Danilo, Lucas,
Yuri, Elayne, Alexander, Kharine e Gessyca, pela ajuda nos levantamentos de campo e/ou
execução de ensaios no laboratório, cada um de uma forma diferente, obrigado! Especial
agradecimento a bolsista Débora, que foi meu braço direito durante quase toda a pesquisa, muito
obrigado pela dedicação.
Aos colegas da Superintendência do DNIT em Sergipe, pelo apoio total para a realização da
pesquisa no trecho da BR-101/SE. Aos motoristas Sr. Antônio e Assis que se dedicaram além
de suas funções nos levantamentos no trecho monitorado.
As empresas FM Terraplenagem e CCM pelo fornecimento dos materiais utilizados nesta
pesquisa e auxilio nos trabalhos de campo respectivamente. À Polícia Rodoviária Federal (PRF)
pelo auxilio no controle do tráfego durante os levantamentos na rodovia.
Aos professores do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil (PROEC) pela qualidade
das disciplinas. Amplio meu agradecimento a todos os colegas de curso, em especial a Gessyca,
Belaniza, Lucas, Nielson e Zenóbio pela troca de experiências e dicas ao longo do curso.
À toda minha família, minha mãe Ana Rita, meu padrasto Pacheco, meus irmãos Marcel e
Bárbara, pelo incentivo. Agradeço especialmente a minha amada e dedicada esposa Jacira, que
soube ter paciência e me deu seu apoio incondicional nesta empreitada, mesmo com minhas
ausências, ela soube se dedicar em dobro, ao nosso maior tesouro, nosso filho Francisco. Amo
vocês!
RESUMO
O crescente volume de tráfego nas rodovias e vias urbanas do país, fez com que o uso
de camada de brita graduada tratada com cimento (BGTC) passasse a ser frequente em projetos
de pavimentos novos no Brasil. O ganho de rigidez do pavimento faz com que o seu uso em
vias de grande movimento se apresente como uma solução adequada, podendo ser empregada
tanto como base, quanto em sub-base, nos chamados pavimentos semirrígido e semirrígido
invertido, respectivamente. Possivelmente, a grande desvantagem do uso da BGTC esteja
relacionada ao seu processo de ruptura quase frágil por fadiga, o que leva muitas vezes ao dano
acelerado à estrutura do pavimento. Nesta pesquisa, pretendeu-se conhecer o mecanismo de
dano por fadiga na BGTC por meio da determinação da vida de fadiga em laboratório e
acompanhamento do desempenho estrutural em trecho monitorado na BR101/SE. Foi
acompanhada e determinada a evolução do dano causado pela ação do tráfego, bem como a sua
influência na redução da rigidez deste material ao longo do tempo, por um período de vinte e
um meses. Em conjunto, foi verificada a existência de relação entre a degradação da BGTC e o
surgimento de defeitos no revestimento. Definiu-se também o fator laboratório-campo para o
modelo de previsão de desempenho do ensaio de fadiga realizado em laboratório, por meio de
calibração, utilizando-se do critério de ruptura em campo e o princípio do dano acumulado da
Lei de Miner.
Palavras chave: BGTC; fadiga; dano acumulado; fator laboratório-campo.
STUDY OF FATIGUE PERFORMANCE FOR CEMENTED CRUSHED
STONE IN THE BR-101/SE ROADWAY
ABSTRACT
The increasing of traffic volume on the roadways and urban roads of Brazil, afford usual
application of the cemented crushed stone (CCS) for the new pavements designs. The increase
of overall pavement stiffness reveals an advantage for high volume roads, can applied as a base
or subbase, that is, in semi-rigid and inverted semi-rigid pavements, respectively. Perhaps, the
major disadvantage of the CCS is its weak fatigue cracking process, which often causes
accelerated damage to the pavement structure. On the present research, the objective was to
know the mechanism of fatigue damage in the CCS by tests in the laboratory and structural
performance surveys in a monitored stretch of the BR 101/SE. It was evaluated and determined
the growth of the damage due the action of the traffic, as well as its influence in the stiffness
decrease of the CCS along twenty-one months. The relationship between the CCS distresses
and the occurrence of wearing course distresses was verified. Also, it was established a shift-
factor to the performance prediction model of the fatigue test to describe the effective
performance of the CCS in the monitored stretch. The calibration procedure took into a count
the criterion of “in situ” CCS rupture and the cumulative damage by Miner’s rule.
Key words: BGTC; fatigue; Accumulated damage; Laboratory-field factor.
SUMÁRIO
LISTA DE TABELAS..............................................................................................................................10
LISTA DE ILUSTRAÇÕES ......................................................................................................................12
1 INTRODUÇÃO ...........................................................................................................................16
1.1 JUSTIFICATIVA ............................................................................................................................... 17
1.2 OBJETIVO GERAL ........................................................................................................................... 18
1.3 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ................................................................................................................... 18
1.4 ESTRUTURA DO TRABALHO ............................................................................................................... 18
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA..........................................................................................................20
2.1 PROPRIEDADES MECÂNICAS DE CAMADAS CIMENTADAS ......................................................................... 22
2.2 PRINCIPAIS MECANISMOS DE DANO EM CAMADA CIMENTADA ................................................................. 40
2.3 AVALIAÇÕES EM TRECHOS MONITORADOS ........................................................................................... 49
2.4 PREVISÃO DE DESEMPENHO EM CAMADAS CIMENTADAS ........................................................................ 52
3 MATERIAIS E MÉTODOS ...........................................................................................................58
3.1 TRECHO MONITORADO .................................................................................................................... 58
3.2 DOSAGEM DA BRITA GRADUADA TRATADA COM CIMENTO ...................................................................... 60
3.3 AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM TRECHO MONITORADO ....................................................................... 62
3.4 AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM LABORATÓRIO ................................................................................... 75
3.5 TRATAMENTO DOS DADOS ............................................................................................................... 94
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ......................................................................................................98
4.1 RESULTADOS DA AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM CAMPO ..................................................................... 98
4.2 RESULTADOS DAS AVALIAÇÕES EM LABORATÓRIO ............................................................................... 118
4.3 PROPRIEDADE MECÂNICA MAIS ADEQUADA À ANÁLISE MECANICISTA DA BGTC ........................................ 125
4.4 PROPOSTA DE MODELO DE FADIGA .................................................................................................. 129
4.5 PROPOSTA DE MODELO DE MÓDULO EM FUNÇÃO DO DANO ACUMULADO ............................................... 132
5 CONCLUSÕES ......................................................................................................................... 134
5.1 DESEMPENHO EM CAMPO ............................................................................................................. 134
5.2 DESEMPENHO EM LABORATÓRIO ..................................................................................................... 135
5.3 SUGESTÃO DE NOVOS ESTUDOS ....................................................................................................... 138
6 REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA .................................................................................................. 139
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Fator de correção em função da espessura da camada cimentada. (Fonte: SAPEM,
2013) ......................................................................................................................................... 55
Tabela 2 - Módulos Elásticos e propriedades dos materiais cimentados utilizados no método de
dimensionamento Sul-africano. (Fonte: SAPEM, 2013) .......................................................... 55
Tabela 3 - Constantes em função do nível de confiança do período de projeto. (Fonte: SAPEM,
2013) ......................................................................................................................................... 55
Tabela 4 – Disposição e propriedades mecânicas das camadas no TMA (Fonte: MENDONÇA,
2014). ........................................................................................................................................ 60
Tabela 5 – Proporção dos materiais utilizados na mistura da BGTC. ...................................... 61
Tabela 6 - Periodicidade dos parâmetros monitorados na avaliação funcional do TMA. ........ 62
Tabela 7 - Classificação da microtextura (Fonte: DNIT 2006) ................................................ 67
Tabela 8 - Valores do fator de correção T em função do coeficiente de Poisson. ................... 90
Tabela 9 – Crescimento do tráfego no TMA nos primeiros dois anos de operação. .............. 105
Tabela 10 - Valores médios de carga por classe de eixo. ....................................................... 110
Tabela 11 – Número de passagens de cada eixo no início da operação da rodovia em 2012. 110
Tabela 12 – Resultado do cálculo do número real de passagens de cada eixo para o período de
análise. .................................................................................................................................... 111
Tabela 13 – Bacias deflectométricas médias obtidas entre os anos de 2013 e 2016 no TMA.
................................................................................................................................................ 112
Tabela 14 - Módulos de resiliência das camadas do TMA obtidos em laboratório e por
retroanálise.............................................................................................................................. 113
Tabela 15 - Valores de deformação específica de tração e tensão de tração em cada ciclo de 3
meses. ..................................................................................................................................... 116
Tabela 16 – Valores da resistência à compressão simples da BGTC versus tempo de cura. . 118
Tabela 17 – Valores da resistência à tração indireta e na flexão. ........................................... 119
Tabela 18 - Relação entre compressão simples e resistência a tração. ................................... 120
Tabela 19 – Módulo de resiliência pelo ensaio de tração indireta.......................................... 121
Tabela 20 – Resultados do módulo de elasticidade tangente inicial da BGTC. ..................... 121
Tabela 21 – Correlação modulo de elasticidade e compressão simples. ................................ 122
Tabela 22 – Resultados do ensaio de módulo dinâmico da BGTC. ....................................... 122
Tabela 23 - Resultados do ensaio de módulo flexural. ........................................................... 123
Tabela 24 – Resultado dos módulos de resiliência, elasticidade, dinâmico e flexural da BGTC.
................................................................................................................................................ 126
Tabela 25 – Módulos de resiliência obtidos em laboratório para as demais camadas
(MENDOÇA, 2014). .............................................................................................................. 126
Tabela 26 – Bacia deflectométrica média obtida no ensaio de FWD para o TMA
(MENDONÇA, 2014) ............................................................................................................ 127
Tabela 27 – Bacia deflectométrica teórica obtida na retroanálise. ......................................... 127
Tabela 28 – Avaliação de erros entre bacia teórica e de campo com variação do módulo elástico
da BGTC ................................................................................................................................. 128
Tabela 29 - Dano Acumulado ................................................................................................. 132
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1 – Detalhe do ensaio de RCS (Fonte: YEO, 2008a). ................................................... 24
Figura 2 – Detalhe da ruptura no ensaio de tração direta. (Fonte: BALBO, 2006) .................. 25
Figura 3 - Esquema do ensaio de compressão diametral. (Fonte: BERNUCCI et al., 2006) ... 26
Figura 4 - Esquema do ensaio de tração na flexão com dois cutelos (Fonte: Adaptado e traduzido
YEO, 2008a). ............................................................................................................................ 27
Figura 5 – Perda de material em corpos de prova prismáticos. (Fonte: YEO, 2008a) ............. 28
Figura 6 –Ensaio triaxial de cargas repetidas sendo realizado no laboratório GEOPAV/UFS
(Fonte: MENDONÇA,2014). ................................................................................................... 31
Figura 7 – Ensaio de módulo de resiliência por compressão diametral. (Fonte: YEO, 2008a) 32
Figura 8 – Esquema de obtenção do módulo flexural (Fonte: ZANELLA, 2014). .................. 33
Figura 9 – Relação tensão x deformação típica do concreto (Fonte: DE ALMEIDA 2012) ... 34
Figura 10 – Ensaio de tração indireta (esq.) e ensaio de tração na flexão (dir.). (Fonte: YEO,
2008a) ....................................................................................................................................... 38
Figura 11 – Módulo flexural para frequência de carregamento de 4 Hz, 10Hz e 100Hz. (Fonte:
Traduzido de YEO, 2011) ........................................................................................................ 39
Figura 12 – Detalhe de trinca por retração. (Fonte: GEORGE, 2001) ..................................... 41
Figura 13 – Detalhe da tensão vertical (σv) no topo e (εt) deformação de tração na base da
camada cimentada. (Fonte: SAPEM, 2013) ............................................................................. 42
Figura 14 – Vida de fadiga de bases cimentadas sob revestimentos asfálticos com espessuras
diferentes. (Fonte: Traduzido de JUDYCKI, 2012). ................................................................ 44
Figura 15 - Trincas por fadiga da camada cimentada refletidas no revestimento asfáltico. (Fonte:
YEO, 2008b) ............................................................................................................................. 45
Figura 16 – Fases do processo de degradação de um pavimento flexível. (Fonte: Traduzido de
SAPEM, 2013). ........................................................................................................................ 45
Figura 17 – (a) processo de cura de base cimentada em pista experimental; e (b) trincas
transversais de retração. (Fonte: YEO, 2008c) ......................................................................... 46
Figura 18 – Processo de trincamento por fadiga ainda não refletida ao revestimento. (Fonte:
YEO, 2008b) ............................................................................................................................. 47
Figura 19 - Comportamento a longo prazo de material levemente cimentado. (Fonte : Adaptado
THEYSE, 1996) ....................................................................................................................... 47
Figura 20 – Fases do processo de degradação da base cimentada. (Fonte: Traduzido de Theyse,
1996) ......................................................................................................................................... 48
Figura 21 – Detalhe de esmagamento da camada cimentada sob camada delgada de
revestimento. (Fonte: DE BEER et.al., 2012). ......................................................................... 49
Figura 22 – Redução da rigidez a partir de diferentes cargas de tráfego. (Fonte: YEO, 2008b)
.................................................................................................................................................. 50
Figura 23 - Fluxo de atividades da pesquisa............................................................................. 58
Figura 24 –Trecho Monitorado A. ............................................................................................ 59
Figura 25 - Materiais de composição da BGTC, (a) Pó de Pedra, (b) Brita 9,5 mm, (c) Brita 19
mm. ........................................................................................................................................... 61
Figura 26 – Detalhe de trinca transversal (a); malha padronizada usada no levantamento (b).
.................................................................................................................................................. 63
Figura 27 – Ensaio de mancha de areia realizado no monitoramento do TMA. ...................... 65
Figura 28 – Detalhe do módulo laser para obtenção do MPD utilizado no monitoramento do
TMA. ........................................................................................................................................ 65
Figura 29 - Pêndulo Britânico utilizado nos levantamentos. .................................................... 66
Figura 30 - Ensaio de Pêndulo Britânico realizado no monitoramento do TMA. .................... 66
Figura 31 - Módulos para o levantamento da irregularidade longitudinal. .............................. 67
Figura 32 – Ilustração da treliça utilizada na medição da flecha da trilha de roda. (Fonte:
DNIT,2003) .............................................................................................................................. 69
Figura 33 - Perfilômetro inercial a laser de três módulos para determinação de afundamento
médio de trilha de roda. ............................................................................................................ 70
Figura 34 - Viga Benkelman eletrônica utilizada na pesquisa. ................................................. 73
Figura 35 - Detalhe do posicionamento da viga eletrônica (a); detalhe da leitura dos dados (b).
.................................................................................................................................................. 74
Figura 36 – (a) Detalhe da moldagem e (b) do corpo de prova cilíndrico concluído. .............. 76
Figura 37 – (a) Detalhe do desmolde e (b) e dos corpos de prova na câmara úmida. .............. 77
Figura 38 – (a) Detalhe do ensaio de compressão simples e (b) do corpo de prova após o
rompimento ............................................................................................................................... 78
Figura 39 – Detalhe do corpo de prova prismático usado no ensaio de tração na flexão. ........ 79
Figura 40 – Detalhe da camada sendo compactada por amassamento. .................................... 79
Figura 41 – (a) Detalha da primeira camada antes da compactação; (b) após a compactação; e
(c) escarificação da camada. ..................................................................................................... 80
Figura 42 - (a) Detalhe do processo de acabamento; e (b) da superfície final do corpo de prova
.................................................................................................................................................. 80
Figura 43 – (a) Detalhe do desmolde; e (b) do armazenamento dos corpos de prova na câmara
úmida. ....................................................................................................................................... 81
Figura 44 – Esquema de apoio e pontos de aplicação da carga no ensaio de tração na flexão de
quatro pontos. ........................................................................................................................... 81
Figura 45 – (a) Ensaio de resistência à tração na flexão em quatro pontos; e (b) corpo de prova
rompido. .................................................................................................................................... 82
Figura 46 – Detalhe da posição da trinca de ruptura dentro do terço médio central. ............... 82
Figura 47 - (a) Medição do CP; (b) execução do ensaio de RTCD; e (c) CP após o rompimento
.................................................................................................................................................. 83
Figura 48 – Detalhe do posicionamento dos LVDT’s. ............................................................. 84
Figura 49 – Sistema Integrado de Ensaio para Misturas Betuminosas e Solos – SIEMBS -
GEOPAV. ................................................................................................................................. 85
Figura 50 – Ensaio de módulo de resiliência por compressão diametral. ................................ 86
Figura 51 – Detalhe da execução do ensaio de módulo de elasticidade. .................................. 87
Figura 52 – (a) aparelho de ensaio de ressonância por impacto; (b) detalhe do acelerômetro
acoplado ao CP; (c) detalhe do martelo de alta frequência usado para golpear o CP. ............. 88
Figura 53 - Ensaio de tração na flexão com cargas repetidas para obtenção de módulo flexural.
.................................................................................................................................................. 91
Figura 54 – (a) Detalhe do ponto fixo na base da prensa, para leitura dos LVDTs; e (b) da barra
de fixação dos LVDTs ao corpo de prova. ............................................................................... 93
Figura 55 - Evolução dos defeitos entre 2012 e 2016. ............................................................. 99
Figura 56 - Distribuição dos principais defeitos observados em 2016 no TMA. ..................... 99
Figura 57 – Detalhe de remendos feitos e do surgimento de buracos no TMA. .................... 100
Figura 58 - Evolução da macrotextura ao longo do tempo no TMA. ..................................... 101
Figura 59 - Evolução da microtextura ao longo do tempo no TMA. ..................................... 102
Figura 60 - Evolução da irregularidade longitudinal com o tempo no TMA. ........................ 103
Figura 61 - Perfil do tráfego no TMA em 2012. .................................................................... 104
Figura 62 - Perfil de distribuição dos cinco tipos de eixos selecionados no TMA. ............... 104
Figura 63 - Evolução do tráfego total no TMA. ..................................................................... 106
Figura 64 - Evolução do tráfego de veículos de carga no TMA............................................. 106
Figura 65 - Distribuição normal das cargas do ESRS no TMA. ............................................ 107
Figura 66 - Distribuição normal das cargas do eixo Tandem Duplo no TMA. ...................... 107
Figura 67 - Distribuição normal das cargas do ESRD no TMA. ............................................ 108
Figura 68 - Distribuição normal das cargas do eixo Tandem Triplo no TMA. ...................... 109
Figura 69 - Distribuição normal das cargas do eixo 2ESRS no TMA. .................................. 109
Figura 70 - Evolução do módulo elástico das camadas do TMA em função do tempo. ........ 114
Figura 71 - Evolução do módulo elástico da camada de BGTC do TMA em função do tempo.
................................................................................................................................................ 115
Figura 72 - Exemplo da evolução da tensão de tração na camada de BGTC ao longo do tempo.
................................................................................................................................................ 117
Figura 73 - Exemplo de evolução da deformação específica de tração na camada de BGTC ao
longo do tempo. ...................................................................................................................... 117
Figura 74 - Resistência à compressão da BGTC em função do tempo de cura. ..................... 119
Figura 75 - Módulo de resiliência da BGTC em função da tensão desvio para cura de 7 e 28
dias. ......................................................................................................................................... 120
Figura 76 - Vida de fadiga da BGTC em relação ao percentual da resistência a tração. ....... 124
Figura 77 - Vida de fadiga da BGTC em função a tensão de tração. ..................................... 125
Figura 78 - Vida de fadiga da BGTC em função da deformação específica de tração. ......... 125
Figura 79 - Comparação de bacias de deflexões teóricas e de campo para cada módulo elástico
da BGTC. ................................................................................................................................ 127
Figura 80 - Dano acumulado na camada de BGTC do TMA. ................................................ 130
Figura 81 - Comparação entre modelos de fadiga de laboratório e de campo. ...................... 131
16
1 INTRODUÇÃO
A concepção de projeto de pavimentos capazes de suportar o crescimento acelerado do
tráfego e das cargas passou a ser uma necessidade constante. Para isto, materiais e métodos de
dimensionamento que possam propiciar ganhos de durabilidade se tornam fundamentais neste
processo. O uso de materiais cimentados como camada do pavimento é feito no Brasil desde as
décadas de 1970 e 1980 (MEDINA e MOTTA, 2015). No caso da base de brita graduada tratada
com cimento (BGTC), seu uso foi ampliado em rodovias estaduais de São Paulo na década de
1990, em rodovias como a Bandeirantes, D. Pedro e Carvalho Pinto, entre outras (MOTTA e
UBALDO, 2014).
A BGTC é composta basicamente por uma mistura de agregados britados, com uma
quantidade relativamente baixa de cimento e determinada umidade, de forma que a pouca água
adicionada seja capaz de promover a hidratação do cimento e a sua compactação. O material
tem um comportamento de um concreto de consistência seca, e está sujeita ao processo de
retração pela reação de hidratação do cimento. Além disto, é caracterizada por ser um material
de alta rigidez, com o processo de dano governado pelos trincamentos de fadiga (THEYSE,
1996).
Embora o método de dimensionamento de pavimentos novos, regulamentado no Brasil,
seja fundamentado por relações puramente empíricas, entende-se que a avaliação do pavimento
como uma estrutura deformável se apresenta como mais racional. Portanto, o conhecimento de
características como módulo elástico e coeficiente de Poisson de cada material utilizado nas
camadas do pavimento é imperioso para o cálculo de tensões e deformações. Neste sentido, os
limites admissíveis de tensão e deformação, que evitam o dano aos materiais aplicados devem
ser conhecidos, o que exige avaliações em nível laboratorial da resistência à tração, ensaios de
fadiga etc. Por outro lado, esses valores admissíveis determinados em laboratório devem ser
extrapolados para as condições de uso em campo, o que dá à análise mecanicista aplicada um
caráter também empírico. Este método de dimensionamento, que une conceitos das leis da
mecânica dos meios contínuos, mecânica dos solos e mecânica da fratura (consolidando-se
como a mecânica dos pavimentos) e às observações de laboratório-campo é conhecido como
mecanístico-empírico (MEDINA & MOTA, 2015; HUANG, 2004; YODER & WITCZAK,
1975).
Analisando-se especificamente a BGTC como material para camada de pavimento, esta
apresenta rigidez elevada, o que a leva a concentrar grandes tensões de tração na sua fibra
17
inferior, podendo levar ao dano por fadiga, colocando em risco o desempenho geral da estrutura
do pavimento. Desta forma, ressalta-se a importância de conhecer as principais características
mecânicas da BGTC, em especial seu comportamento quanto à fadiga, visando a melhor
compreensão deste fenômeno e, com isto, melhorar a aplicação desta solução em projetos,
especialmente como base para estruturas de pavimentos, semelhantes às aplicadas na BR-101
no Estado de Sergipe.
1.1 JUSTIFICATIVA
A crescente utilização de bases cimentadas do tipo BGTC em rodovias de tráfego
intenso e pesado traz um grande desafio aos projetistas, uma vez que o atual método de
dimensionamento de pavimentos, adotado no Brasil, não trata especificamente deste tipo de
material, nem dos reais mecanismos que governam os danos às estruturas dos pavimentos.
Assim, utilizar nos projetos uma avaliação baseada em propriedades mecânicas deste material
é essencial para garantir sua durabilidade em uso.
Neste contexto pretende-se, nesta pesquisa, avaliar o processo de degradação por fadiga
da BGTC em laboratório, por meio dos ensaios de vida de fadiga, e em campo, por meio de
levantamento das condições estruturais de um trecho monitorado na BR-101/SE. A avaliação
conjunta será importante para estabelecer uma relação entre as características mecânicas obtidas
em laboratório, em termos de tensão, deformação e o módulo de elasticidade, com os dados
obtidos por meio de retroanálise das bacias deflectométricas do trecho monitorado.
Um dos critérios para a determinação da vida de fadiga de bases cimentadas está baseado
na redução do módulo de elasticidade ao longo dos ciclos de carregamento. Em laboratório,
pode-se considerar que o material rompe por fadiga quando este atinge um valor de módulo
equivalente a 50% do valor inicial, ou um número de ciclos de 1 milhão, ou, ainda, com a
ruptura do corpo de prova (YEO, 2008a). Em campo, o indicador de ruptura por fadiga da base
cimentada é determinado, quando a perda de rigidez representada pelo módulo elástico da
mesma atinge entre 700 e 800 MPa (SAPEM, 2013; AASHTO, 2004).
O modelo de fadiga que se pretende obter ao final da pesquisa pode servir de orientação
para novos projetos que optem por utilizar BGTC. Será possível prever as tensões, deformações,
módulos e o número de passagens dos veículos necessários para causar ruptura da camada.
Acredita-se que modelos determinísticos baseados na deformação na fibra inferior da
camada cimentada representem melhor o acúmulo de danos por fadiga. Vai-se optar por esta
relação na modelagem de fadiga, uma vez que as deformações crescem proporcionalmente ao
dano acumulado nas camadas cimentadas (YEO, 2008a).
18
No último estágio de degradação da BGTC a perda de rigidez é tão significativa que
passa a ser considerada com módulo elástico equivalente a uma base granular. Assim, conhecer
em que momento isto ocorre é essencial para programar uma intervenção no pavimento que
restabeleça as condições de projeto e evite a reflexão de trincas ao revestimento, deformações
acentuadas e deterioração progressiva e rápida de todo o pavimento (SAPEM, 2013).
1.2 OBJETIVO GERAL
Estudar o comportamento à fadiga de camada do tipo brita graduada tratada com
cimento, relacionando avaliações de desempenho realizadas em laboratório e em campo num
trecho monitorado.
1.3 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Os objetivos específicos deste trabalho são:
Estabelecer modelo laboratorial de dano por fadiga para a mistura de BGTC
aplicada em trecho monitorado da BR-101/SE;
Definir a propriedade mecânica mais adequada às análises de tensões,
deformações e deslocamentos da camada de BGTC em pavimentos;
Estabelecer, a partir de dados de campo, modelo matemático que relacione a
evolução da rigidez da camada de BGTC em função do dano acumulado de
fadiga;
Definir um fator de ajuste laboratório versus campo para prever o
comportamento à fadiga da BGTC, a partir de ensaio laboratorial.
1.4 ESTRUTURA DO TRABALHO
Na primeira parte, são apresentados o tema da pesquisa, sua relevância e os objetivos
que se propôs alcançar, seguidos por mais quatro itens.
O segundo item traz a revisão bibliográfica, dividida em quatro partes: uma que trata
das principais características mecânicas da BGTC e sua forma de obtenção, com destaque para
o mecanismo de fadiga deste tipo de material; a segunda parte apresenta uma visão geral dos
mecanismos que contribuem para a degradação de bases cimentadas; a terceira parte é dirigida
aos procedimentos de avaliação e monitoramento de trechos experimentais; a quarta parte
resume alguns dos principais modelos de previsão de desempenho a fadiga de bases
cimentadas.
No terceiro item é apresentado o programa experimental desenvolvido, as características
do trecho monitorado, os itens levantados e sua forma de obtenção no monitoramento estrutural
19
e funcional do trecho, seguido do detalhamento dos materiais, equipamentos, moldagem e
método de ensaio utilizados na obtenção das propriedades mecânicas da BGTC em laboratório.
Os resultados e análises realizadas estão apresentados no quarto item. Neste capítulo,
também são apresentados os modelos de previsão à fadiga e por dano acumulado propostos a
partir dos resultados alcançados.
Por fim, o quinto item apresenta algumas considerações sobre a pesquisa, com as
conclusões a que se chegou e apontando sugestões para trabalhos futuros.
20
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Ao longo do tempo, o conceito de pavimento vem se adequando à evolução no estudo
de sua função estrutural, dos materiais empregados na sua constituição e da interação e
comportamento das camadas que o compõem. Neste sentido, o pavimento é uma estrutura
composta por camadas sobrepostas de diferentes materiais, adequada para atender estrutural e
operacionalmente ao tráfego (BALBO, 2007). Quanto ao aspecto econômico, o pavimento
destina-se técnica e economicamente a resistir aos esforços oriundos do tráfego de veículos e
do clima, propiciando aos usuários melhoria nas condições de rolamento, com conforto,
economia e segurança (BERNUCCI et.al., 2006).
As diversas camadas que compõem o pavimento dão-lhe a função estrutural de suportar
as solicitações de carga produzidas pela ação da passagem do tráfego durante a vida de projeto.
Assim, o dimensionamento estrutural, adequado das camadas, visa assegurar que a repetição da
passagem dos eixos dos veículos não irá causar o trincamento excessivo da camada de
revestimento por fadiga e, também, garantir que a estrutura seja capaz de minimizar o acúmulo
excessivo de deformação permanente com o surgimento das trilhas de roda (FRANCO, 2007).
Os defeitos estruturais resultam especialmente da repetição das cargas e vinculam-se às
deformações elásticas ou recuperáveis e plásticas ou permanentes. Quando as cargas
solicitantes superam numericamente o valor da resistência específica do material, ocorre a
ruptura por resistência. De outra forma, o pavimento também pode sofrer ruptura por perda de
resistência, que se dá por modificações nas condições e propriedades iniciais dos materiais
(BALBO, 2007; BERNUCCI et.al, 2006).
A deterioração de um pavimento por fadiga é frequentemente caracterizada pelo
rompimento da camada de revestimento. Este processo ocorre pela passagem repetida das
cargas de forma a provocar uma flexão da camada e o tracionamento de suas fibras inferiores,
com o surgimento de um esforço maior que o valor da resistência à tração do revestimento
fazendo surgir trincas que são refletidas até a superfície (MEDINA e MOTTA, 2015).
Em determinadas condições, as trincas podem surgir a partir da superfície refletindo até
a base da camada. Este processo é mais comum em revestimentos com espessuras iguais ou
maiores que 20 cm. Ou ainda em revestimentos delgados sujeitos a cargas elevadas e tráfego
de baixa velocidade. Entre os principais aspectos associados a este tipo de trinca está o gradiente
térmico, a tensão cisalhante no contato entre o pneu e o pavimento, a composição da mistura
asfáltica do revestimento e a idade do pavimento. Neste último aspecto é que está mais
evidenciado um processo de fadiga do material (ALBANO, 2005).
21
Tradicionalmente os pavimentos são classificados em rígidos e flexíveis, sendo levado
em consideração o material que constitui seu revestimento, ou seja, o primeiro é constituído de
concreto de cimento Portland e o segundo por revestimento asfáltico sobre base granular,
(MEDINA e MOTTA, 2015). Para Yoder e Witczak (1975), a diferença essencial entre o
pavimento flexível e o rígido está relacionada à maneira como são distribuídos os
carregamentos sobre o subleito, onde os pavimentos rígidos transferem estes esforços em uma
ampla área do solo, pois a maior parte é absorvida pelo concreto de cimento Portland, fazendo
com que o subleito tenha pouca influência na capacidade de carga do pavimento. Já o pavimento
flexível impõe ao subleito um campo de tensões muito concentrado nas proximidades do ponto
de aplicação (BALBO, 2007).
Atualmente, uma nova concepção ligada ao comportamento mecânico do pavimento
tem sido utilizada para definir o pavimento por meio do tipo de resposta mecânica dada, seja
ela rígida ou flexível. Este comportamento é caracterizado pelo processo de ruptura do
pavimento e da forma de distribuição dos esforços, como citado anteriormente. Assim, o
chamado pavimento de resposta mecânica flexível teria um processo de ruptura por
afundamento resultante das deformações permanentes e um campo de aplicação de tensões
muito concentrado, enquanto que o de resposta mecânica rígida apresentaria ruptura por
trincamento devido às repetições das deformações elásticas e uma distribuição dos esforços
sobre o subleito, em uma ampla área. Este comportamento pode ocorrer tanto em pavimentos
de concreto asfáltico como no de concreto de cimento Portland. Por este motivo passou-se a
definir apenas como “pavimento asfáltico ou betuminoso” quando o revestimento é de concreto
asfáltico e de “pavimento de concreto” quando o revestimento é de concreto de cimento
Portland (MEDINA e MOTTA, 2015). Existe ainda a classificação de alguns pavimentos como
semirrígidos, onde na concepção tradicional pelo menos uma das camadas do pavimento deve
ser tratada com um ligante hidráulico, promovendo uma resistência à tração não presente nas
camadas granulares, e um aumento da rigidez do conjunto de camadas (BALBO, 2007).
As bases cimentadas têm sido bastante empregadas em diversos projetos de
pavimentação para rodovias de alto volume de tráfego. Têm como objetivo, propiciar maior
rigidez ao pavimento e diminuir a degradação precoce por fadiga do revestimento asfáltico
causada pelas repetidas e acumuladas deformações elásticas impostas pelo tráfego. Entre as
bases cimentadas mais usadas está a brita graduada tratada com cimento (BGTC). No Brasil,
seu uso começou a ser mais difundida no final da década de 1970, empregada principalmente,
como base de pavimentos com revestimentos betuminosos (BERNUCCI et.al, 2006).
22
Em princípio, a BGTC é um brita graduada simples (BGS) com adição de cimento. A
BGS é resultante da mistura de materiais britados e que, por peneiramento, são classificados
pelo diâmetro, e depois de reunidos em frações, formam uma mistura bem graduada (BALBO,
2007). A norma brasileira (NBR-10803∕2013) indica uma proporção de cimento entre 3 e 5 %
em peso da mistura total e uma resistência à compressão simples média entre 3,5 e 8 MPa aos
7 dias de cura.
A BGTC, devido à cura do cimento, apresenta retração, levando ao aparecimento de
fissuras e trincas. Estas trincas da BGTC, quando em contato direto com o revestimento, se
tornam uma área de concentração de tensões com deformabilidade elevada, levando ao
surgimento de trincas de reflexão no revestimento asfáltico (PINTO, 1991). Revestimentos
asfálticos apoiados sobre base de elevada rigidez ficam sujeitas a esforços de compressão em
toda a sua espessura, exceto quando a base rígida inicia um processo de degradação por fadiga,
que fará com que o revestimento asfáltico passe a ter elevadas solicitações de tração e
cisalhamento na parte inferior de sua camada, propagando fissuras até a superfície do
revestimento. Para evitar este processo causado tanto pelas trincas de retração da base
cimentada como pela fadiga da mesma, tem-se empregado com frequência a BGTC em
pavimentos semirrígidos invertidos como material de sub-base (SUZUKI, 1992; SAPEM,
2013).
2.1 PROPRIEDADES MECÂNICAS DE CAMADAS CIMENTADAS
Entre as propriedades mecânicas dos materiais usados na Engenharia, a magnitude
estimada ou quantificada da resistência de um material é uma das mais importantes. Para Alves
(2008), a resistência de um material é medida como uma consequência das forças externas
aplicadas ao material, as quais são necessárias para vencer as forças internas de atração entre
as partículas elementares do mesmo.
No estudo das propriedades mecânicas, a ação estimulante é a aplicação de uma força
externa sobre o corpo até o momento em que o corpo começa a se deformar e se dirige para a
ruptura. A deformação se refere à alteração de forma em um material sujeito a uma tensão.
Contudo, o comportamento do sólido elasto plástico durante este processo de deformação é
dividido em dois tipos principais, o comportamento elástico e o comportamento plástico. O
comportamento elástico é aquele em que a deformação é reversível, ou seja, cessando a causa
cessa o efeito. Já o comportamento plástico é aquele em que a deformação é irreversível, ou
seja, cessando a causa o efeito permanece (ALVES, 2008).
23
Os pavimentos são sistemas constituídos de múltiplas camadas compostas por materiais
de formação e natureza diferentes, apresentando propriedades e comportamento mecânicos
distintos. A distribuição das tensões nas camadas, o tipo de esforço de tração ou compressão,
bem com sua localização dentro da espessura de cada camada, aliada a interação entre as
camadas adjacentes, são que determinarão o modo de deformação do pavimento e suas
características mecânicas. Diferente das camadas granulares, bastante deformáveis, as camadas
cimentadas possuem um comportamento de maior rigidez (MEDINA e MOTTA, 2015).
A compressão vertical causada pela passagem do pneu sobre o revestimento é
transmitida ao longo da profundidade das demais camadas do pavimento, provocando a flexão
das mesmas. Nas camadas cimentadas, a rigidez oriunda da cimentação faz com que, quando
solicitadas pelas cargas verticais dos veículos, estas trabalhem em regime crítico de tração
horizontal máxima. Isto ocorre enquanto a camada cimentada mantém sua integridade e
características iniciais. Após esta fase, quando as solicitações repetidas agem contra a
integridade da camada, o material passa por fratura. A camada passa a comportar-se como
blocos modulares, respondendo aos esforços como uma camada granular (BALBO, 2007).
Analisar o comportamento mecânico da camada cimentada frente às solicitações de
compressão e tração na flexão, determinar a sua resistência à fratura e como se dá o processo
de plastificação, que leva à fadiga, são essenciais para entender como a camada cimentada
contribui para o aumento da rigidez e vida útil do pavimento.
2.1.1 Resistência à compressão
A determinação da resistência à compressão de camadas cimentadas é feita pelo ensaio
compressão simples ou axial. Neste, os corpos de prova cilíndricos com altura de pelo menos
duas vezes o diâmetro do corpo de prova, são submetidos a um carregamento crescente de
compressão axial em câmara aberta, ou seja, sem tensão de confinamento, até a ruptura do corpo
de prova (BERNUCCI et.al, 2006).
A atribuição de valores mínimos para a resistência a compressão do material cimentado
é o principal critério utilizado nas normas para aceitação do material. O valor da resistência à
compressão do material, como único ou principal critério de aceitação, limita a análise do
potencial real deste material. Uma vez que em campo as bases cimentadas estão sujeitas a
esforços de tração na flexão, o que indicaria ser mais adequado verificar os valores de
resistência à tração do material. (BALBO, 2007).
Contudo, por sua simplicidade, o ensaio de Resistência à Compressão Simples (RCS)
ou Unconfined Compressive Strength (UCS) (Figura 1) é utilizado em países como Austrália,
24
África do Sul, Estados Unidos entre outros, como critério adotado no projeto de bases
cimentadas (AUSTROADS, 2004; SAPEM 2013; AASHTO, 2004).
Lim e Zollinger (2003) realizaram estudos com 189 corpos de prova, de dezesseis
diferentes misturas de materiais cimentados, em diferentes idades, e propuseram uma equação
para estimar o módulo de elasticidade (Eq. 1) a partir da resistência a compressão, como segue:
𝐸(𝑡) = 4.38. 𝑤1.5. 𝑅𝐶𝑆(𝑡)0.75 (Eq. 1)
Onde:
E (t) = módulo de elasticidade em psi no tempo (t);
w = densidade da mistura em pcf;
RCS (t) = resistência à compressão em psi no tempo (t).
Figura 1 – Detalhe do ensaio de RCS (Fonte: YEO, 2008a).
Lim e Zollinger (2003) também apresentam relações empíricas que indicam valores de
resistência à tração na flexão entre 20 e 25 % da resistência à compressão axial simples.
O manual de projeto de pavimentos da África do Sul (SAPEM, 2013) indica a utilização
do ensaio de resistência à compressão simples em conjunto com o ensaio de resistência a tração
indireta, sendo que os resultados do segundo devem prevalecer sobre os valores de resistência
a compressão. Em sentidos práticos, as camadas cimentadas estão sujeitas a flexão e, neste caso,
o mais adequado é determinar a resistência à tração na flexão, o que pode ser obtido em vigotas
bi apoiadas, sofrendo carregamento com um ou dois cutelos, dependendo do tipo de ensaio.
O valor da resistência à compressão tem sua maior importância na avaliação da
resistência a esforços verticais, responsáveis pelo processo de degradação de bases cimentadas
25
por esmagamento da camada. Tendo pouca significância na avaliação da fadiga de bases
cimentadas, exceto em certos casos, onde os níveis de tensão de compressão na camada são em
torno de 95% da RCS (CERATTI, 1991).
2.1.2 Resistência à tração
Os valores de resistência à tração para materiais cimentados são obtidos por ensaios que
submetem o corpo de prova ao rompimento por tração, através da aplicação de esforços de
compressão diametral ou flexão. A grande utilização destas formas de obtenção pode ser
atribuída a algumas dificuldades na determinação da resistência à tração de materiais
cimentados de forma direta.
Um dos principais problemas da realização do ensaio de tração direta está relacionado
à posição de ruptura do corpo-de-prova. Como o processo de moldagem e compactação do
corpo de prova é feito em camadas, existe uma tendência de rompimento por tração da parte
superior do corpo de prova, ou no ponto de transição entre a penúltima e última camada (Figura
2). Isto ocorre pela formação de estratos inferiores que recebem mais energia de compactação
que os demais quando comparados à camada superior. Como as primeiras camadas também
recebem energia da compactação das camadas subsequentes, estas passam a ter um maior grau
de compactação, o que não ocorre com a última, que é adensada por uma série de golpes apenas.
Isso acarreta uma zona superior no corpo de prova com massa específica de cerca de 80% da
massa específica das camadas inferiores (BALBO, 2006).
Figura 2 – Detalhe da ruptura no ensaio de tração direta. (Fonte: BALBO, 2006)
O ensaio brasileiro de compressão diametral foi desenvolvido pelo professor Fernando
Luiz Lobo Barboza Carneiro para corpos de prova cilíndricos determinando, de maneira
indireta, a resistência à tração em concreto de cimento Portland. Este ensaio é hoje conhecido
no mundo como “ensaio brasileiro” ou “Brazilian Test”, e consiste na aplicação de uma força
que impõe um plano de ruptura por tração, idêntico ao plano de aplicação da carga que gera, ao
longo do diâmetro solicitado, tensões de tração uniformes e perpendiculares a esse diâmetro
(Figura 3). Por sua simplicidade, o ensaio de Resistência à Tração por Compressão Diametral
26
(RTCD) ou Splitting Test (IDT), é o ensaio mais utilizado para a determinação da resistência a
tração em materiais cimentados (MEDINA e MOTTA, 2015).
Figura 3 - Esquema do ensaio de compressão diametral. (Fonte: BERNUCCI et al., 2006)
Neste ensaio, a resistência à tração é obtida pela relação entre a força aplicada e a área,
quando o corpo de prova chega à ruptura. Neste momento, a tensão de tração se iguala a
resistência à tração admissível. Com o valor obtido, é calculada a resistência à tração do corpo
de prova rompido por compressão diametral pela relação:
𝑅𝑡,𝑖 =2𝐹
100𝜋𝐷𝐻
(Eq. 2)
Onde:
Rt,i – resistência à tração indireta, em MPa;
F – carga de ruptura, em N;
D – diâmetro de corpo-de-prova, em cm;
H – altura do corpo-de-prova, em cm.
Outra forma bastante utilizada para determinação da resistência à tração de materiais
cimentados é por meio da determinação da resistência à tração na flexão. Este ensaio permite
submeter o corpo de prova a esforços semelhantes àqueles que são encontrados em campo,
sendo bastante utilizado em muitos países.
Baseado em princípios da resistência dos materiais, o ensaio forma um arranjo de uma
viga bi apoiada solicitada por duas cargas, de modo que no terço central da vigota o momento
fletor seja constante. Este arranjo das cargas é importante para que seja garantida que a ruptura
ocorra no ponto de maior fragilidade (Figura 4). Diferente de um ensaio com uma carga apenas
no centro do vão, onde a ruptura tenderá a ocorrer no meio do vão onde o momento fletor é
máximo, a configuração com dois cutelos permite que em materiais heterogêneos, a ruptura
ocorra na seção mais fraca e não forçosamente no centro do vão, uma vez que o momento fletor
é constante em todo o terço médio central do corpo de prova. Isto evita que uma variação de
27
esforços, ao longo do comprimento do corpo de prova, acarrete em um valor de resistência
maior ou menor que aquele da seção efetivamente mais fraca. Esta característica deve-se à
heterogeneidade do material ao longo da seção (BALBO, 2007).
Figura 4 - Esquema do ensaio de tração na flexão com dois cutelos (Fonte: Adaptado e traduzido YEO,
2008a).
O valor da resistência à tração na flexão (σt) é calculado a partir da carga máxima
aplicada 𝐹 (𝑁) e da geometria da viga, sendo, L a distância entre os apoios, b a largura e d a
altura do corpo de prova todos dados em milímetros. Para ruptura no terço médio da viga o
valor da resistência é dado pela (Eq. 3).
𝑅𝑡,𝑓(𝑀𝑃𝑎) =𝐹. 𝐿
𝑏. 𝑑2
(Eq. 3)
Se a ruptura acontecer fora do terço médio, a uma distância inferior a 5 % de L (15 mm),
a equação anterior deve ser substituída pela (Eq. 4), onde 𝑎 (mm) é a distância média entre a
linha de ruptura na face tracionada e a linha correspondente ao apoio mais próximo.
28
𝑅𝑡,𝑓(𝑀𝑃𝑎) =3. 𝐹. 𝑎
𝑏. 𝑑2
(Eq. 4)
A diferença no campo de tensões de tração causada pela curvatura da viga, durante o
ensaio de flexão, faz com que o ensaio de compressão diametral apresente uma vantagem neste
aspecto, uma vez que a tensão de tração é uniforme em toda seção. Além disto, estudos
realizados por White e Gnanendran (2005) não indicaram haver influência significativa do
modo de compactação, giratório (amassamento) ou por impacto, na resistência a tração do
material em ensaios de tração por compressão diametral. Esta mesma situação não pode ser
garantida para o ensaio de tração na flexão. Uma vez que na confecção dos corpos de prova
prismáticos, o material pode sofrer segregação, perda de material (Figura 5), alterando a
homogeneidade e sua densidade, com consequente surgimento de pontos mais fracos na
estrutura do corpo de prova.
Figura 5 – Perda de material em corpos de prova prismáticos. (Fonte: YEO, 2008a)
Para tentar minimizar eventual diferença de densidade no corpo de prova, é conveniente
prensar o material (amassamento) e fazer o corte das extremidades do mesmo para garantir que
o centro do corpo de prova está sob mesma condição de compactação (ARNOLD et. al., 2012).
O valor de resistência à tração, obtida de forma indireta no ensaio de compressão
diametral, é em geral menor que o valor obtido pelo ensaio de tração na flexão. Estudos
realizados para a Agência de Transportes da Nova Zelândia por Arnold, Morkel e Weshuizen
(2012) encontram valores 1,4 vezes maior para a resistência a tração no ensaio de flexão que
nos de compressão diametral. Uma das explicações para este comportamento diferenciado da
tração entre os dois ensaios está relacionado ao campo de distribuição de tensões, constante e
uniforme no ensaio de compressão diametral, em comparação a distribuição de tração na seção
transversal da vigota que forma uma distribuição trapezoidal. Os campos de tensão muito
diferentes para os dois ensaios resultam em valores de resistência à tração dos concretos bem
discrepantes, com resistências à tração em testes de compressão diametral inferiores àquelas
obtidos por tração na flexão (BALBO, 2013).
29
A escolha do teste de laboratório mais apropriado para determinar a resistência à tração
de materiais cimentados deve levar em consideração a confiabilidade do método e sua
repetitividade, o que implica em uma boa relação entre os ensaios de laboratório e o
comportamento de campo. Outro aspecto importante é o tempo de realização do ensaio e seu
custo. (WHITE e GNANDENDRAN 2002). A AUSTROADS (2004) indica que tanto o ensaio
de resistência à tração por compressão diametral como o ensaio de tração na flexão, são
adequados para estimativa da resistência à tração de materiais cimentados.
2.1.3 Módulo de Resiliência
Os procedimentos mecanicistas de dimensionamento dos pavimentos, baseados na
Teoria do Sistema de Camadas Elásticas – TSCE, modelam um comportamento elástico das
camadas para cálculo das tensões e deformações geradas pelas cargas. Isto determina a
necessidade de conhecer as propriedades mecânicas dos materiais, em especial o módulo de
resiliência (MR) (MEDINA e MOTTA, 2015; HUANG, 2004; MACÊDO, 1996).
Segundo Medina e Motta (2015), a expressão resiliência foi usada para tratar de
características dos pavimentos pela primeira vez por Francis Hveem (1955), quando ele optou
por definir como deformação resiliente as deformações elásticas das camadas do pavimento,
em especial o subleito, e relacionou ao trincamento por fadiga dos revestimentos asfálticos. As
deformações resilientes são elásticas no sentido de que são recuperáveis, contudo não variam
de modo linear em relação às tensões aplicadas, e dependem de diversos fatores que não fazem
parte do conceito convencional de elasticidade (PREUSSLER, 1983).
O termo resiliência significa energia armazenada num corpo deformado elasticamente,
a qual é devolvida quando cessam as tensões causadoras das deformações (MEDINA e
MOTTA, 2015). No caso dos pavimentos, as cargas atuam de maneira repetida em ciclos
dinâmicos de carga e descarga, o que diferencia o módulo de resiliência do módulo de
elasticidade, ou módulo de Young, que é determinado de maneira estática (BERNUCCI et.al.,
2006). O módulo de resiliência é uma medida que também determina a capacidade de resistir
às deformações permanentes, especialmente em camadas granulares, quando submetidas a
cargas repetidas. No caso do solo do subleito de um pavimento ou de bases granulares, esta
resistência é muito dependente do estado de tensão aplicado. Quando o nível de tensão aumenta,
esses solos irão se comportar de uma forma não linear. Os solos de granulometria mais fina
tendem a reduzir a rigidez com o aumento da tensão desvio (diferença entre a tensão vertical e
a confinante), enquanto que solos granulares tendem a aumentar a rigidez, especialmente com
o aumento da tensão confinante (BOEDECKER et.al, 2003).
30
O módulo de resiliência também pode ser definido como rigidez do material,
principalmente no caso de materiais cimentados, e é determinado por procedimentos
laboratoriais que foram publicados pelo Strategic Highway Research Program (SHRP), como
protocolo P46 e pela AASHTO como teste método T292-91. No Brasil, o Instituto de Pesquisas
Rodoviárias (IPR), vinculado ao Departamento Nacional de Infraestrutura de Transportes
(DNIT), que é o órgão que possui a competência para editar as normas rodoviárias no âmbito
das rodovias federais, apresenta nas normas DNIT 134/2010 – ME e DNIT 135/2010 - ME os
procedimentos para obtenção do módulo de resiliência para solos e para misturas asfálticas
respectivamente. Em 2011, a Associação Brasileira de Normas Técnica – ABNT, baseada nas
principais metodologias internacionais como a ASTM D 7369 (2009) e a EN 12697-26 (2003),
também publicou uma norma para determinação do módulo de resiliência de misturas asfálticas,
a ABNT NBR-16018/2011 (Misturas asfálticas – Determinação da rigidez por compressão
diametral sob carga repetida).
Estudo feito por Ponte et.al. (2014) para a obtenção do modulo de resiliência em
misturas asfálticas com Cimento Asfáltico de Petróleo (CAP) convencional e modificado, e
granulometrias diferentes, comparou duas normas nacionais, e concluiu que a ABNT NBR
16018/2011 apresentou melhor consistência com resultados com menor sensibilidade no
quesito repetitividade para a mesma mistura e menor dispersão de resultados para cada mistura.
Estes resultados foram atribuídos ao fato desta norma possuir um texto mais específico, com
descrição dos procedimentos para a obtenção dos deslocamentos utilizados para o cálculo do
MR, como também traz recomendações para a obtenção do coeficiente de Poisson, tratamento
dos dados quando se faz diferentes montagens de LVDTs (linear variable differential
transformer), incluindo ainda o cálculo do MR total. Enquanto que a norma DNIT-ME-
135/2010, não traz recomendações para valores de importantes parâmetros do ensaio, deixando
a cargo do operador a decisão, o que pode influenciar significativamente os resultados.
Comumente a determinação do MR para os solos e materiais granulares, é feita por meio
do ensaio de compressão triaxial de cargas repetidas, o que permite simular as condições de
passagem do tráfego sobre as camadas do pavimento. No caso das bases cimentadas destacam-
se o uso dos ensaios de viga à flexotração, de cilindro à compressão diametral, de cilindro à
compressão axial, de tronco de pirâmide à flexão em balanço entre outros (MEDINA e
MOTTA, 2015).
Para Macêdo (1996), embora os ensaios triaxiais possam também ser utilizados para
bases cimentadas, o mais comum é utilizar os ensaios de flexão e de tração indireta por
compressão diametral.
31
Nos solos, o módulo de resiliência depende consideravelmente do estado de tensão
aplicado, ou seja, está intimamente relacionado com a tensão vertical (1) e tensão confinante
(3), porém com comportamentos distintos entre os solos coesivos e granulares e ainda com
variações dentro das próprias faixas granulométricas. Diferentemente, o módulo de resiliência
tende a ser constante, ou seja, independente da tensão desvio e da tensão de confinamento para
solos estabilizados com cimento ou cal, devido à cimentação das partículas (BERNUCCI et.al,
2006).
Contudo, ensaios triaxiais (Figura 6) para a determinação do módulo de resiliência, feito
por Disfani et.al (2014), em misturas de resíduos de construção civil e brita estabilizada com
cimento, demonstraram existir um acréscimo no valor do módulo de resiliência em função da
tensão desvio aplicada, ou seja, seu comportamento é afetado pelo acréscimo de tensão vertical
derivada do tráfego, não tendo um comportamento linear constante para qualquer estado de
tensão. Resultados semelhantes foram encontrados no Brasil, por Motta e Ubaldo (2014) e
também por Mendonça (2014), para o módulo de resiliência de BGTC usando ensaio triaxial.
Figura 6 –Ensaio triaxial de cargas repetidas sendo realizado no laboratório GEOPAV/UFS (Fonte:
MENDONÇA,2014).
Define-se módulo resiliente (MR) de um material no ensaio triaxial de cargas repetidas
como a relação entre a tensão desvio aplicada repetidamente (σd) e a deformação axial
recuperável que lhe corresponde (εr), após um determinado número de aplicações da carga
(DNIT, 2006):
𝑀𝑅 = 𝜎𝑑
휀𝑟 (Eq. 5)
Onde:
σd = σ1 – σ3 = tensão desvio aplicada repetidamente no eixo axial em MPa;
32
σ1 = tensão principal maior em MPa;
σ3 = pressão principal menor ou tensão de confinamento em MPa;
εr = deformação específica axial resiliente (recuperável) em mm/mm;
Sendo:
εr = dr/L, ou seja, deslocamento recuperável (dr) pela altura ou espessura (L) do corpo
de prova submetida às tensões.
A determinação de forma experimental do módulo de resiliência das misturas
cimentadas é feita no Brasil, principalmente, pelo ensaio de compressão diametral ou tração
indireta (Figura 7).
Figura 7 – Ensaio de módulo de resiliência por compressão diametral. (Fonte: YEO, 2008a)
O ensaio consiste na aplicação de carga repetida no plano diametral vertical de um corpo
de prova cilíndrico regular, que gera uma tensão de tração perpendicular ao plano de aplicação
da carga. Com isto, mede-se então o deslocamento diametral recuperável na direção horizontal
correspondente à tensão gerada (BERNUCCI et al., 2006). O registro do deslocamento
horizontal é feito para cada aplicação de carga, que no Brasil é feito com duração de 0,1 s e
frequência de 1 Hz. Com os valores obtidos, são calculados os módulos de resiliência, através
da equação abaixo (DNIT-ME-135/2010):
𝑀𝑅 = 𝐹
(0,9976 + 0,2692)
(Eq. 6)
Onde:
MR - módulo de resiliência, em MPa;
F - carga vertical repetida aplicada diametralmente no corpo-de-prova, em N;
33
- deformação elástica ou resiliente registrada no microcomputador, para aplicações da
carga (F), em mm;
H – altura do corpo de prova, em mm;
μ - o coeficiente de Poisson
2.1.4 Módulo Flexural
O ensaio de tração na flexão pode ser usado para a determinação do módulo flexural.
Esta grandeza é utilizada em procedimentos de dimensionamento de estruturas de pavimentos
na Austrália e Nova Zelândia para caracterizar a deformabilidade de camadas cimentadas
(AUSTROADS, 2004).
Ao se realizar o ensaio de tração na flexão, a máquina confere duas cargas cíclicas
concentradas, cada uma delas à distância de L/3 (um terço do vão livre) até o apoio mais
próximo. A deflexão vertical do ponto central do corpo de prova, ou seja, a flecha será medida
por meio de um transdutor elétrico de deslocamento acoplado a um dispositivo tipo “Yoke”
(Figura 8), posicionado à altura média do corpo de prova prismático, para que as rotações e
deslocamentos registrados só sejam aqueles relativos ao deslocamento da linha neutra
(ZANELLA, 2014).
Figura 8 – Esquema de obtenção do módulo flexural (Fonte: ZANELLA, 2014).
Neste caso, o módulo flexural do corpo de prova, deve ser calculado como a média dos
últimos 50 pulsos de carga dos 100 aplicados ao corpo de prova, por meio da equação abaixo
(YEO, 2008a):
𝑆𝑚á𝑥 =𝜎𝑡
𝑡× 103 =
𝑃𝐿
𝑤ℎ2×106
108𝛿ℎ
23𝐿2 ×106× 103 =
23 𝑃𝐿3
108𝑤ℎ3𝛿ℎ× 103
(Eq. 7)
Onde:
34
𝑆𝑚á𝑥 - módulo flexural, em MPa;
P - carga vertical repetida aplicada no corpo-de-prova, em kN;
L- vão entre os apoios, em mm;
w - largura da viga, em mm;
h – altura da viga, em mm;
δh – deformação no cento do vão, em mm.
2.1.5 Módulo de elasticidade
O conhecimento de módulo de elasticidade é fundamental na análise das deformações e
trincamentos nas bases cimentadas. Isto é decorrente às estruturas serem projetadas de modo a
que não ultrapassem os valores de tensão e deformação correspondentes ao trecho linear do
diagrama de deformação elástica.
Segundo a Lei de Hooke, dentro do limite elástico, quando se aplica uma carga de
compressão ao material, ocorre uma deformação linearmente proporcional à tensão aplicada.
Portanto, o módulo de elasticidade é dado pelo quociente entre a tensão aplicada (σ) e a
deformação elástica resultante (ε). Deste modo, o módulo de elasticidade é uma medida da
resistência à deformação elástica do material (ARAÚJO, 2011).
𝐸 =𝜎
휀 (Eq. 8)
Os procedimentos para determinação do módulo de elasticidade estático são muito
variáveis, com diferenças nos valores estipulados para velocidade de carregamento, nos limites
para a carga máxima aplicada, na intensidade de carga e no número de pré-carregamentos. Os
tipos de módulo de elasticidade (Figura 9) estático estão relacionados a diferentes planos de
carga e devem ser escolhidos de acordo com o interesse do ensaio (ARAÚJO, 2011).
Figura 9 – Relação tensão x deformação típica do concreto (Fonte: DE ALMEIDA 2012)
35
Módulo de elasticidade tangente inicial (E0), dado pela declividade de uma reta traçada
passando pela origem do diagrama tensão-deformação, é utilizado quando se requer caracterizar
a deformação do concreto submetido a baixas tensões (ARAÚJO, 2011).
Módulo de elasticidade tangente em um ponto genérico (Etg) é dado pela declividade de
uma reta tangente à curva tensão-deformação em qualquer ponto da mesma. É utilizado quando
se requer simular estrutura previamente submetida a carregamentos e descarregamentos. Os
carregamentos e descarregamentos prévios podem ser aplicáveis, por exemplo, quando há
interesse na simulação de uma estrutura cuja carga acidental é grande em relação à carga
permanente (ARAÚJO, 2011).
Módulo de deformação secante (Esec) é dado pela declividade de uma reta traçada entre
dois pontos da curva tensão-deformação, por exemplo, entre os pontos correspondentes a tensão
de 0,5 MPa e 30% da tensão de ruptura. Neste caso, simula a estrutura durante seu primeiro
carregamento. O carregamento do corpo de prova pode ser aplicável, por exemplo, quando há
interesse na simulação do carregamento de uma estrutura cuja carga permanente prevalece
(ARAÚJO, 2011).
O módulo de elasticidade obtido de forma estática é comumente utilizado em
dimensionamento de pavimentos com camada cimentada, como é o caso do guia da AASHTO
(2004) e do Manual de dimensionamento da África do SUL (SAPEM, 2013). Já o Guia de
dimensionamento Australiano (AUSTROADS, 2004) utiliza o módulo flexural que é obtido
com carregamento dinâmico.
2.1.6 Módulo Dinâmico
O procedimento para obtenção do módulo de elasticidade dinâmico obtido por
frequência ressonante não é descrito em norma brasileira. A Standard Test Method for
Fundamental Transverse, Longitudinal, and Torsional Frequencies of Concrete Specimens da
American Society for Testing and Materials (ASTM C 215/2014) trata dos métodos de medição
das frequências ressonantes transversal, longitudinal e torcional dos prismas e cilindros de
concreto, através dos métodos de ressonância forçada e de impacto, para a estimativa do módulo
de elasticidade dinâmico do concreto, entre outras propriedades (DE ALMEIDA, 2012).
O método está baseado no princípio que sempre que a frequência natural de vibração de
um corpo coincide com a frequência de excitação externa, ocorre um fenômeno chamado de
ressonância que depende do tipo e da dimensão do corpo de prova. De um modo geral, quanto
maior a distância que a onda sonora tem que percorrer, menor é a frequência de ressonância.
Quando neste processo, nenhuma energia é perdida ou dissipada por atrito ou outra resistência
36
durante a oscilação, a vibração é conhecida como vibração não amortecida. Se qualquer energia
for perdida dessa maneira, é conhecida como vibração amortecida. Quando os elementos
básicos do sistema vibratório (mola, massa, acelerador) comportam-se linearmente, a vibração
resultante é conhecida como vibração linear. O comportamento linear permite que seja
determinado módulo de elasticidade do material, uma vez que a força é proporcional à
quantidade de deformação produzida seguindo a Lei de Hooke (DE ALMEIDA, 2012).
O módulo assim obtido está relacionado ao comportamento elástico do material já que
durante a vibração são aplicadas tensões muito baixas, medindo-se, portanto, deformações
instantâneas muito pequenas. Esse módulo costuma ser chamado de módulo de elasticidade
dinâmico, no entanto a palavra, dinâmico não traduz a realidade física do ensaio, cujo nome
mais adequado seria apenas módulo de Young ou de elasticidade (CANESSO et.al, 2008).
Segundo CANESSO et.al, (2008), o módulo de elasticidade dinâmico é 20, 30 ou 40
por cento maior que o módulo de elasticidade estático para concretos de alta, média e baixa
resistências. A relação entre o módulo estático (tangente) e o dinâmico pode ser de 0,5,
aumentando até 0,8 com o crescimento da resistência a compressão.
Para CANESSO et.al, (2008), a grande vantagem do uso de ensaios não destrutivos é a
possibilidade de repetir o ensaio em caso de qualquer dúvida. Isso não é possível em caso de
ensaios destrutivos, devido ao número restrito de corpos-de-prova, dando margem a resultados
e avaliações equivocadas. Além disto, a capacidade de obter o módulo dinâmico de uma forma
não destrutiva abre a possibilidade de examinar, por exemplo, o nível de degradação e a rigidez
do elemento no campo.
2.1.7 Vida de fadiga
A fadiga de materiais cimentados está relacionada à evolução ou à propagação de
microfissuras pré-existentes no material, ou seja, é um processo progressivo de degradação
associado a carregamentos cíclicos, que em geral tem magnitude inferior à capacidade resistente
do material. Essas cargas são capazes de provocar alterações na estrutura cristalina do material
levando a deformações plásticas que podem causar a ruptura da estrutura (BALBO, et.al. 2004).
A acumulação de danos na estrutura do pavimento é manifestada como a propagação de
fissuras dentro da matriz cimentada. Contudo, todo o volume do material é afetado pela ação
repetida do tráfego, o que acarreta em uma redução da rigidez do conjunto. O primeiro estágio
de fadiga, conhecido como a fase pré-trincamento, é caracterizada por uma redução acentuada
e tipicamente linear na rigidez (YEO, 2011).
37
O comportamento ou resposta do material à fadiga está intimamente ligada ao nível de
tensão que está submetida e a frequência de atuação destas solicitações. Assim, quanto maior o
nível de tensão aplicado menor é o tempo de vida de fadiga, ou seja, menor é o número de ciclos
alcançado até a ruptura do material. Um comportamento inverso ocorre com relação à
frequência, ou seja, para um mesmo nível de carregamento, solicitações em frequências
menores provocam um processo de degradação mais rápido à estrutura (BALBO, et.al. 2004).
O processo contínuo de degradação de uma camada cimentada que sofre carregamentos
cíclicos até a sua ruptura por fadiga, permite que seja empregado, com algumas limitações, o
modelo do dano contínuo de Palmgren-Miner para fadiga dos materiais. Este modelo define
que os materiais sofrem um processo de danificação por fadiga e que esse dano, a cada aplicação
de uma mesma carga ou tensão, seria contínuo ou constante ao longo de toda a vida do material
até que fosse consumida sua resistência à fadiga (BALBO, 2009).
O modelo é descrito matematicamente por:
𝑛1
𝑁1+
𝑛2
𝑁2+ ⋯ +
𝑛𝑖
𝑁𝑖= 100%
ou
∑𝑛𝑖
𝑁𝑖= 1
𝑘
𝑖=1
Considerando níveis de tensão diferentes o dano acumulado pode ser expresso por :
𝐷 = ∑ 𝐷𝑖
𝑘
𝑖=0
(Eq. 9)
Onde:
𝐷𝑖 =𝑛𝑖
𝑁𝑖⁄ , refere-se ao dano causado por um nível de tensão σi ;
ni – número de ciclos em serviço no nível de tensão σi;
Ni - número de ciclos que levaria o material à ruptura no nível de tensão σi .
Algumas limitações devem ser levadas em conta na aplicação deste modelo, uma vez
que os carregamentos a que estão sujeitos os pavimentos e, consequentemente, as bases
cimentadas, variam desde sua magnitude como também em tempo de aplicação e ocorrência.
Além disto, fatores externos como temperatura e presença de umidade trazem alterações aos
materiais que fazem com que o dano não seja linear ou proporcional. O que ocorre é que
microfissuras geradas pela ação das cargas potencializam este dano, fazendo com que ocorra
de maneira progressiva e não de maneira uniforme para qualquer nível de tensão (BALBO,
2009).
38
No que se refere aos procedimentos experimentais, a AASHTO (2004) recomenda a
utilização do ensaio de fadiga, utilizando o mesmo tipo de corpo de prova prismático do ensaio
de tração na flexão. O ensaio é realizado em corpos de prova preparadas em condições de
umidade ótima e densidade máxima para a energia do Proctor modificado, compactado por
amassamento e curados em câmara úmida por 28 dias. São aplicados níveis de tensão entre 70
e 80% da tensão de ruptura do material por tração na flexão.
A Austroads (2004) adota tanto o ensaio de tração por compressão diametral, ou ensaio
de tração indireta (Indirect Tensile Test), como também o ensaio de tração na flexão (Figura
10) para avaliação de fadiga. Em ambos os casos os corpos de prova são moldados em condições
de umidade ótima e densidade máxima para a energia do Proctor modificado, e compactado
em compactador giratório (amassamento) no caso do IDT e em prensa de amassamento no caso
da tração na flexão. Na Austrália, os corpos de prova são submetidos a níveis de tensão entre
60 e 90% dos valores de resistência à tração, por compressão diametral, para o primeiro caso,
e por tração na flexão, para o segundo caso.
Figura 10 – Ensaio de tração indireta (esq.) e ensaio de tração na flexão (dir.). (Fonte: YEO, 2008a)
A Austroads (2004) adota pulsos do tipo semi-seno-verso (haversine) com frequência
de 2 Hz, que inclui um período de descanso 250ms entre os pulsos. Já a AASHTO (2004)
também utiliza o mesmo tipo de pulso só que uma frequência de 1 Hz, o que corresponde a uma
aplicação de carga por 250 ms e um intervalo entre pulsos de carregamento de 750 ms. No caso
da norma Australiana a seleção da frequência do carregamento mais alta, foi ditada
principalmente para diminuir o tempo de execução dos testes de fadiga.
Estudos realizados por Yeo (2008a) indicaram que a resposta de fadiga para os materiais
cimentados não foi considerada como sendo dependente do tempo de 1Hz a 2 Hz cíclico,
considerando a mudança adequada.
39
A ação do tráfego sobre o pavimento possui frequência e magnitude de carregamento
bastante variável, o que traz diferenças substanciais entre o comportamento encontrado em
campo e aquele dos ensaios de laboratório onde a frequência e o nível de carregamento são
controlados. Balbo et.al. (2004) concluíram que ensaios experimentais realizados em altas
frequências, da ordem de 10 Hz, estariam superestimando a resistência à fadiga do pavimento,
uma vez que estariam muito acima das frequências reais geradas pelo tráfego.
Balbo (2006) demonstrou que mesmo com frequência de carregamento alta, ou seja,
muitos ciclos por segundo, mas com pouco tempo de atuação da carga, o processo de
plastificação da BGTC ocorre, desde os primeiros ciclos de carregamento. Porém, no estudo
também ficou evidente a grande influência da magnitude da carga no processo de ruptura por
fadiga. Uma vez que quando o mesmo material é submetido a um esforço maior, a taxa de
crescimento da deformação também se torna maior, o que provoca uma ruptura por fadiga bem
mais rápida.
Yeo (2011) realizou ensaios de fadiga em um mesmo material cimentado sob mesmas
condições de carregamento utilizando frequências de 4 Hz, 10 Hz e 100 Hz, que indicaram que
o aumento na frequência de carga acarreta uma redução da rigidez (Figura 11), significando
efeitos prejudiciais ao pavimento a partir do aumento da frequência de veículos. Isto também é
uma evidência de que esses materiais não são perfeitamente elásticos, cuja rigidez também é
sensivelmente dependente da frequência de carregamento. É importante ressaltar que os dados
foram obtidos em laboratório o que traz a necessidade de confirmação deste mesmo
comportamento em campo.
Figura 11 – Módulo flexural para frequência de carregamento de 4 Hz, 10Hz e 100Hz. (Fonte: Traduzido
de YEO, 2011)
Na BGTC, a pequena quantidade de pasta de cimento envolvendo os grãos dos
agregados faz com que o surgimento das fissuras ocorra nesta interface, como também a mistura
40
apresente uma alta porosidade. Estes dois fatores fazem com que ocorra um acúmulo de tensões
nestas fissuras e poros pela ação do carregamento repetido. A propagação destas fissuras levará
o material à fadiga pelo acúmulo de deformações plásticas. Como demonstrado por Balbo
(2006), este processo é contínuo durante a passagem do tráfego sobre o pavimento e tem um
acréscimo substancial nos valores de deformação nos ciclos que imediatamente antecedem a
ruptura.
Desta forma, é de se esperar um comportamento semelhante em campo, com medidas
de deflexão altas, quando o número de ciclos se aproximar do valor equivalente estabelecido
em laboratório.
2.2 PRINCIPAIS MECANISMOS DE DANO EM CAMADA CIMENTADA
Ao longo da sua vida útil, os materiais de construção apresentam um processo de
deterioração ou degradação inevitável. Este desgaste natural implica na alteração de
propriedades estruturais (mecânicas) e funcionais importantes dos materiais de construção. Na
pavimentação isto não seria diferente. São muitas as ações que desencadeiam ou contribuem
para a degradação de um pavimento. Sejam fatores climáticos, como temperatura e umidade,
deficiências intrínsecas aos materiais ou, ainda, a ação do carregamento.
No final do processo de degradação, chega-se ao comprometimento total das funções
estruturais e funcionais de um pavimento, independentemente do mecanismo ou ação associada
à deterioração. Assim, estudar como se dá o processo de degradação é fundamental para
previsão do comportamento funcional e estrutural de um pavimento. Uma das formas mais
utilizadas para entender o mecanismo é estabelecer uma relação causa e efeito, ou seja, para
cada defeito apresentado pelo pavimento, tem-se vinculado um mecanismo de deterioração e,
consequentemente, ações que desencadeiam tal mecanismo.
Neste contexto são apresentados os principais defeitos estruturais identificados em bases
cimentadas, seu surgimento e forma de propagação.
2.2.1 Trincas de retração (Shrinkage cracking)
As trincas de retração em camadas cimentadas, causadas pelo processo natural de
hidratação do cimento e perda de àgua, constituem um dos principais problemas observados em
bases cimentadas, inclusive influênciando na escolha ou não, do uso deste tipo de material.
Milhares de quilometros de estradas são e foram construídas utilizando bases
cimentadas. Em todos os países que utilizam camadas cimentadas, existe uma preocupação com
a retração e fissuração da camada, devido à secagem e/ou contração térmica com o tempo,
especialmente em bases com um elevado percentual de cimento (GEORGE, 2001).
41
YEO (2011) afirma que pesquisas feitas em estradas australianas indicaram serem as
trincas por retração (Figura 12) o principal problema na utilização de materiais estabilizados
com cimento.
Figura 12 – Detalhe de trinca por retração. (Fonte: GEORGE, 2001)
Para George (2001), a retração é inevitável em materiais cimentados e sua mitigação é
destinada principalmente a limitar o tamanho de fissuras a um nível que não seja prejudicial.
Estudos recentes sugerem que a degradação relacionada com a fissura por retração pode ser
diminuída por materiais e/ou métodos que provocam um padrão de trincamento "desejável".
Neste caso, o padrão “desejável“ seria aquele em que ocorresem numerosas fissuras finas de
pequeno espaçamento.
Não é o número de fissuras mas, sim, a largura das trincas que tem uma influência
significativa sobre o desempenho de longo prazo do pavimento, uma vez que trincas mais largas
têm a tendência de se refletir através do pavimento. Trincas de retração de grande largura têm
sido apontadas como um fator de degradação prematura dos pavimentos com bases cimentadas.
Quanto maior a espessura da trinca mais aumenta a possibilidade de infiltração de água e
consequente bombeamento de finos de camadas subjacentes. Além disso, ocorre um aumento
das tensões induzidas pela carga ao longo do bordo da trinca, fazendo com que ocorram fissuras
secundárias, tipicamente na direção longitudinal do percurso da roda (GEORGE, 2001).
A minimização da fissuração tem sido uma área de grande interesse de pesquisa. Com
isto, vários procedimentos e técnicas têm sido propostos para minimizar trincas de retração
como: alterações na dosagem e especificação do material, utilização de aditivos e cimentos
especiais e aperfeiçoamento nas condições de construção e cura (YEO, 2011).
42
2.2.2 Trincamento por fadiga (bottom-up cracking)
Para Theyse (1996), os materiais cimentados apresentam dois modos distintos de falhas,
sejam elas, por fadiga e por esmagamento. O primeiro processo de degradação é dominado
pelos valores da tensão de tração máximos na parte inferior da camada cimentada. Já o
esmagamento é determinado pelos níveis de tensão verticais sobre o topo da camada (Figura
13).
Figura 13 – Detalhe da tensão vertical (σv) no topo e (εt) deformação de tração na base da camada
cimentada. (Fonte: SAPEM, 2013)
Os pavimentos com bases cimentadas mostram pouca degradação inicial, mas se
deterioram rapidamente uma vez iniciado o processo de dano, devido a sua baixa ductilidade.
Para a degradação por fadiga, assume-se que as trincas, começam no fundo da camada e se
propagam para o topo da camada, levando mais tempo para se propagar em camadas mais
espessas (SAPEM, 2013).
A região inferior da camada cimentada é sujeita a tensões de tração, resultado da flexão
pela ação do tráfego, com surgimento de fissuras a partir do fundo da camada e se propagando
até seu topo. Isso é conhecido como bottom-up cracking. A propagação das fissuras ao longo
de toda a espessura da camada acabará por permitir que a água se infiltre em camadas inferiores,
enfraquecendo a estrutura do pavimento e reduzindo sua vida útil (AASHTO, 2004).
O trincamento por fadiga é uma falha na estrutura do pavimento, resultante da ação
repetida das cargas do tráfego, podendo ser acelerado, também, pela carbonatação dos materiais
cimentados. Este processo de trincamento geralmente se torna visível só depois de um longo
número de repetições de cargas, e se apresentam de maneira inicial na forma de pequenas
fissuras. Estas pequenas fissuras ficam geralmente localizadas na trajetória de passagem das
43
rodas dos veículos. As solicitações repetidas do tráfego provocam a evolução destas fissuras
que, na etapa final, se propagam ao longo da espessura do pavimento, conduzindo a uma falha
importante com a perda da integridade estrutural do pavimento (AASHTO, 2004).
As bases cimentadas do tipo BGTC, aplicadas imediatamente abaixo de revestimentos
asfálticos, proporcionam um ganho de rigidez na estrutura do pavimento. Com este aumento da
rigidez, estes pavimentos passam a ser considerados de comportamento semirrígido (BALBO,
2007).
Estudo realizado por Silva e Motta (2015), através de instrumentação de um pavimento,
simulado em ambiente de laboratório, permitiram concluir que a BGTC praticamente não se
deforma quando submetido a baixos carregamentos. Sua rigidez é suficientemente alta para se
comportar como uma placa rígida, que sob o efeito do carregamento, se desloca na vertical
distribuindo a carga em toda a área de contato com a camada inferior.
A rigidez característica das camadas cimentadas do tipo BGTC, afeta o comportamento
mecânico e a distribuição de tensões no pavimento. Assim, o seu posicionamento na estrutura
do pavimento é determinante para o seu comportamento. Quando utilizados como base, estas
camadas estão sujeitas a níveis de tensão mais elevados e apresentam um trincamento por fadiga
em menor número de solicitações (MOTTA e UBALDO, 2014).
Judycki e Jaskula (2012) realizaram estudos em pavimentos semirrígidos na Polônia, e
identificaram influência da espessura da camada de revestimento sobre a vida de fadiga da base
cimentada. Eles constataram que no verão, quando as temperaturas são mais elevadas, as
deformações do revestimento asfáltico são maiores e afetam a vida de fadiga da base cimentada,
devido à dimunição da rigidez do revestimento e consequente maior transferência de carga para
a base cimentada. Este efeito é ainda mais severo para espessuras menores de revestimento.
Estudando a vida de fadiga da base cimentada tipo BGTC em pavimentos com três espessuras
diferentes de revestimento asfáltico (15, 17 e 19 cm), foi observada uma diminuição forte da
durabilidade da base a partir do acréscimo de transferência de carga (Figura 14).
44
Figura 14 – Vida de fadiga de bases cimentadas sob revestimentos asfálticos com espessuras diferentes.
(Fonte: Traduzido de JUDYCKI, 2012).
Fatores como: camadas relativamente delgadas de revestimento ou com resistência
insuficiente para a magnitude e repetição das cargas, alta pressão dos pneus ou excesso de carga
bem como falhas na compactação ou nos materiais de camadas subjacentes do pavimento
podem fazer com que estas tensões de tração nas fibras inferiores da camada cimentada sejam
ainda maiores. (AASHTO, 2004).
Em seu estágio final de degradação por fadiga, a camada cimentada apresenta um nível
de trincamento que afeta de tal modo sua rigidez, que este chega a níveis semelhantes a uma
camada granular não aderida. Isto é conhecido como o estado granular equivalente, o que não
implica que o material passa a ter consistência de um material granular (SAPEM, 2013).
A perda da rigidez da base cimentada devido trincamento por fadiga e seu contato direto
com o revestimento faz com que estas trincas sejam propagadas para o revestimento (Figura
15). Uma alternativa para evitar este problema é mudar a posição da camada cimentada na
estrutura do pavimento. O chamado pavimento invertido se caracteriza quando a camada de
base é uma camada granular de alta qualidade e sua sub-base é uma camada cimentada. O
conceito de “invertido” é usado porque a resistência do pavimento não diminui com
profundidade, conforme acontece na pavimentação tradicional, uma vez que a camada de sub-
base apresenta maior rigidez que a base, já que é composta por uma camada cimentada
(SAPEM, 2013).
45
Figura 15 - Trincas por fadiga da camada cimentada refletidas no revestimento asfáltico. (Fonte: YEO,
2008b)
Não apenas a espessura do revestimento, mas, sobretudo, a espessura da camada
cimentada tem grande influência no seu processo de degradação, seja pela propagação mais
lenta de trincas de fadiga em camadas mais espessas, ou mesmo pela redução das tensões de
tração na fibra inferior da camada.
A partir do momento em que o pavimento entra em operação, é possível indentificar o
momento em que as camadas que compõem o pavimento mudam seu estágio de degradação
(Figura 16).
Figura 16 – Fases do processo de degradação de um pavimento flexível. (Fonte: Traduzido de SAPEM,
2013).
46
Estes estágios ou fases podem ser divididos em fase inicial, onde podem ocorrer
pequenos defeitos, principalmente relativos a falhas na construção. A fase primária é onde o
processo de degradação se apresenta quase que em taxa constante. A fase de degradação
acelerada é na qual, a taxa de deterioração aumenta muito, provocando o colapso da estrutura
do pavimento em curto espaço de tempo. Uma última fase, que é chamada de secundária, se
caracteriza por uma estabilização da taxa de deterioração, caso tenha ocorrido uma intervensão
adequada na fase anterior, prolongando assim, a vida útil do pavimento para além da vida inicial
de projeto (SAPEM, 2013).
Como as camadas cimentadas possuem um processo de ruptura frágil, este processo
gradual de deterioração não se aplica apropriadamente. Nelas são identificadas três fases deste
processo. Na primeira fase, chamada de pré trincamento, surge trincas, em geral transversais,
oriundas da retração da camada sem neste caso ter influência da ação do tráfego. Antes mesmo
do início dos testes em uma pista experimental, Yeo (2008c) identificou trincas transversais,
tipicamente de retração, espaçadas cerca de 5 a 7 m de intervalo ao longo de um segmento de
base cimentada, logo nos dois primeiros meses após a construção, enquanto estava sendo curado
sob uma lona plástica (Figura 17). Este processo, como já relatado anteriormente, é natural das
bases cimentadas (SAPEM, 2013).
(a) (b)
Figura 17 – (a) processo de cura de base cimentada em pista experimental; e (b) trincas transversais de
retração. (Fonte: YEO, 2008c)
Após esta fase de pré trincamento, as bases cimentadas passam a sofrer ação do tráfego
que irá fazer solicitações que provocarão um processo de fadiga da camada. Esta etapa é a fase
que mais acarreta dano à camada, que é a chamada de vida de fadiga efetiva, ou seja, é a etapa
em que a camada mantém valores de rigidez compatíveis com os de uma camada cimentada,
mantendo assim a sua função estrutural. Apesar da presença de trincas (Figura 18) que partem
da fibra inferior da base cimentada, é comum que nesta fase não sejam evidenciados
47
trincamentos na superfície do pavimento (revestimento) o que poderia esconder a evidente
degradação da base cimentada (YEO, 2008b).
Figura 18 – Processo de trincamento por fadiga ainda não refletida ao revestimento. (Fonte: YEO, 2008b)
Na terceira fase, a base cimentada é caracterizada com tendo um comportamento
equivalente de uma base granular, o que não implica que o material tenha atingido a
consistência de um material granular, nem visivelmente partido em pedaços menores. Os
trincamentos por fadiga na base cimentada são geralmente microfissuras que não são tão
visíveis, porém capazes de provocar perda de rigidez (Figura 19) (SAPEM, 2013).
Figura 19 - Comportamento a longo prazo de material levemente cimentado. (Fonte : Adaptado THEYSE,
1996)
No final da fase de pré trincamento, o módulo de elasticidade da camada cimentada é
subitamente reduzido, resultando em condições mais elevadas de tensão-deformação nas outras
camadas, semelhante a um aumento da carga no pavimento. Assim, a vida de fadiga residual
das outras camadas é então reduzida por causa do aumento da tensão (DE BEER et.al., 2012).
48
2.2.3 Esmagamento da camada cimentada (crushing)
O processo de esmagamento descrito por Theyse (1996) é particularmente relevante em
bases cimentadas. Sua consideração e verificação são importantes para evitar que o
esmagamento da camada cimentada tenha impacto significativo sobre a superfície do
pavimento, afetando sua durabilidade. O manual de projeto Mecanístico-Empírico da África do
Sul considera no dimensionamento do pavimento o esmagamento da camada cimentada em
seus estágios inicial e avançado (SAPEM, 2013).
Para De Beer et. al. (2012), os pavimentos compostos por bases cimentadas devem ser
avaliados quanto ao potencial de esmagamento associada ao carregamento gerado pelo tráfego.
O esmagamento das camadas cimentadas acontece quando a sua resistência à compressão é
inferior em relação à carga cada vez maior, especialmente, dos caminhões, incluindo aí, a
pressão de inflação do pneu que gera maiores tensões no contato com o pavimento.
O processo de degradação da camada cimentada nas fases de pré-trincamento (Figura
20), vida efetiva de fadiga e granular equivalente, influencia no processo de esmagamento da
camada.
Figura 20 – Fases do processo de degradação da base cimentada. (Fonte: Traduzido de Theyse, 1996)
DE BEER et.al., 2012 indica que uma camada de base cimentada na estrutura do
pavimento só chegará a um estágio avançado de degradação pelo processo de esmagamento, se
o número de solicitações de carregamento exceder ao número previsto para a vida efetiva de
fadiga. Uma vez que, na fase de esmagamento inicial da camada, esta, ainda apresenta rigidez
suficiente para absorver os esforços. Desta forma, antes do processo final de esmagamento da
camada existirá a deterioração por fadiga.
A degradação por esmagamento da camada cimentada depende muito da tensão no topo
da camada, que, por sua vez, depende da tensão vertical aplicada e não tanto das condições de
apoio na fibra inferior. Assim, o tipo de camada que serve de apoio para a base cimentada tem
pouca influência no processo de esmagamento. Por outro lado, a espessura do revestimento
49
(Figura 21) tem influência direta na magnitude de tensões verticais que chegam à camada
cimentada e, consequentemente, na sua degradação por esmagamento (DE BEER et.al., 2012).
Figura 21 – Detalhe de esmagamento da camada cimentada sob camada delgada de revestimento. (Fonte:
DE BEER et.al., 2012).
DE BEER et. al. (2012) indicou uma depedência direta entre a previsão de esmagamento
da camada e a resistência à compressão simples do material cimentado. Os testes realizados
com um simulador de tráfego pesado em grande escala, indicaram que para uma resistência a
compressão simples de 1,5 Mpa seriam necessários 1 milhão de passagens da roda com tensão
de 500 kpa e de cerca de 10 mil passagens para uma tensão de contato vertical de 1000 kPa.
O esmagamento pode ser observado pelo deslocamento causado por esse processo. É
considerado em estágio avançado de esmagamento camadas cimentadas com cerca de 10 mm
de deterioração (deslocamento para baixo) na parte superior da base cimentada, indicando a
necessidade imediata de intervenção (DE BEER et.al., 2012).
Apesar de considerar em seu método de dimensionamento, inicialmente o esmagamento
da camada cimentada não é considerado como um processo crítico de degradação, que limite a
capacidade de rolamento do pavimento no South African Pavement Design Method (SAMDM).
Caso na verificação de pré-dimensionamento, o esmagamento da camada sinalize como um
problema potencial, a qualidade do material da camada de base deve ser melhorada ou ainda
ser concebida uma camada de revestimento de asfalto mais espessa para a proteção contra altos
níveis de tensão no contato com a base (THEYSE, 2000).
2.3 AVALIAÇÕES EM TRECHOS MONITORADOS
O monitoramento de trechos visa identificar e acompanhar a evolução das condições
funcionais e estruturais dos pavimentos submetidos ao tráfego, estabelecendo o momento em
que são identificados os primeiros sinais de degradação do pavimento, além de uma relação
50
com o volume e cargas de tráfego. Portanto, o monitoramento dos pavimentos de Trechos
Monitorados é uma etapa fundamental na definição do fator laboratório-campo e na calibração
de modelos de previsão de desempenho (RTA, 2010).
As pistas experimentais com simulação de tráfego através de veículos convencionais é
a forma ideal de avaliação, contudo têm resultados muito demorados, portanto há uma tendência
mundial de utilizar Simuladores de Tráfego. Estes simuladores de tráfego permitem fazer
avaliação estrutural de seções de pavimento, para determinação de vida de fadiga em condições
próximas da condição real de tráfego e de materiais, mas de forma acelerada em relação ao real
(BERNUCCI et al, 2006).
Testes realizados em simulador de tráfego evidenciam a perda de rigidez de bases
cimentadas ao longo dos ciclos de carregamento. Outra conclusão que pode ser retirada é a
grande influência da magnitude das cargas neste processo (Figura 22). O críterio adotado pela
Austroads para evidenciar a perda de capacidade estrutural por fadiga da base cimentada, é que
esta atinja 50% do valor de sua rigidez inicial. Os resultados dos testes indicaram que este
partamar é alcançado com poucos ciclos de passagem do simulador quando foi aplicada carga
de 80 kN, enquanto que para um valor de carga de 40 kN este patamar não é acançado antes de
400 mil ciclos (YEO, 2008b).
Figura 22 – Redução da rigidez a partir de diferentes cargas de tráfego. (Fonte: YEO, 2008b)
Em termos práticos, a tomada de decisão não deve ser condicionada à reflexão das
trincas de fadiga da base cimentada para o revestimento, uma vez que quando isto ocorre o
processo de degradação do pavimento é acelerado. Assim, este controle deve ser feito por
51
levantamento deflectométricos seguidos de retroanálise e uso em modelos de previsão de
desempenho.
2.3.1 Fator de calibração entre campo e laboratório
Uma das grandes dificuldades de se prever o número de repetições de carga, necessários
para a ocorrência de trincamento por fadiga em bases cimentadas, é a diferença que existe entre
as estimativas a partir de modelos de fadiga obtidos em laboratório e o real desempenho em
campo. Em alguns casos, os ensaios de laboratório indicam uma ruptura com pouca quantidade
de ciclos enquanto que os modelos empíricos apontam para uma maior vida útil (RODRIGUES,
1991).
Segundo Balbo (2007), um dos fatores mais simples que causam esta diferença nos
ensaios de fadiga, está relacionada à forma e a variabilidade do carregamento aplicado em
corpos de prova em laboratório e nas camadas em uso no campo. Outra diferença apontada por
Rodrigues (1991) relativa ao momento de ruptura em campo e o de laboratório é o processo de
propagação das trincas, uma vez que o comportamento frágil da camada cimentada faz com que
a propagação seja acelerada, ou seja, entre o surgimento das primeiras trincas e sua ruptura.
Contudo, a reflexão destas trincas para a superfície pode ser muito mais demorada. Assim, os
valores encontrados em laboratório indicam basicamente o início do trincamento sem
evidenciar o comprometimento estrutural de todo o pavimento.
O fator laboratório-campo (FLC) relaciona o número N, determinado a partir do tráfego
que acontece em campo, com o número de golpes no ensaio de fadiga em laboratório pela
seguinte relação (LOUREIRO, 2003):
𝑆𝐹 = 𝑁𝑐𝑎𝑚𝑝𝑜
𝑁𝑙𝑎𝑏
(Eq. 10)
A equação anterior define o chamado “fator de calibração” (shift-factor, SF),
relacionando o comportamento à fadiga entre campo e laboratório para um mesmo material.
CERVO (2004) realizou ensaios de fadiga para concreto de cimento Portland – CCP.
Quando comparou os modelos à fadiga obtidos em campo e em laboratório, concluiu que
conforme aumenta à frequência de aplicação das cargas, o número de ciclos à fadiga aumenta,
para uma mesma relação entre tensões, o que indicaria que os ensaios à fadiga realizados com
altas frequências (10 Hz, por exemplo) superestimam a resistência à fadiga de um pavimento
de concreto, uma vez que os pavimentos (com elevados volumes de tráfego) geralmente estão
submetidos a frequências em torno de 1 a 5 Hz. Apontando uma necessidade de se estabelecer
fatores de calibração campo laboratório.
52
2.4 PREVISÃO DE DESEMPENHO EM CAMADAS CIMENTADAS
Os modelos de previsão são utilizados com finalidade de prever a condição futura de
uma seção de pavimento ao longo do tempo. Permitem otimizar soluções de projeto e
determinar o tempo de vida útil restante de um pavimento, auxiliando as atividades de
manutenção e reabilitação (ALBUQUERQUE, 2007). Também é utilizado para estimar custos
de alternativa de manutenção e para análise econômica dos custos que incidem durante o ciclo
de vida do pavimento (HAAS et. al.,1994).
Modelos de previsão de desempenho de pavimentos são ferramentas matemáticas que
têm a finalidade de prever como deverão variar ao longo do tempo as condições do pavimento
de uma via, a partir do conhecimento das condições atuais, projetando a evolução com o tempo
dos defeitos de superfície ou do nível de serventia, sob as condições climáticas e de tráfego a
que o pavimento está submetido (GONÇALVES, 1999).
Para Paterson (1987), os modelos mais acurados são aqueles desenvolvidos diretamente
a partir de dados de campo sistematicamente coletados e analisados, sendo seu uso como
modelo restrito ao ambiente de avaliação.
Haas et. al. (1994) classifica os modelos de previsão de desempenho em dois grandes
grupos matemáticos básicos, quais sejam, os determinísticos e os probabilísticos.
Os modelos determinísticos são aqueles que determinam os resultados, exatamente, a
partir de condições iniciais. Ou seja, fornece um único valor da variável dependente (parâmetro
que se deseja conhecer), a partir de uma ou mais variáveis independentes (ALBUQUERQUE,
2007).
Os modelos probabilísticos estimam a probabilidade de os trechos de pavimentos
estudados mudarem de uma condição para outra. Assim, eles fornecem apenas um valor de
probabilidade de que seja alcançado um determinado estágio do parâmetro que se deseja
investigar (ALBUQUERQUE, 2007).
Segundo Shahin (2005) e Haas et. al. (1994), quando, por meio de equações de
regressão, se relacionam as respostas estruturais primárias de pavimentos (tensão, deformação
ou deflexão) com as cargas de tráfego e o tempo obtidos em observações de campo, pode-se
classificar o modelo de previsão de desempenho como determinístico do tipo mecanístico-
empírico. Talvez este tipo de modelo seja o mais utilizado para a avaliação de previsão de dano
por fadiga em projetos utilizando os conceitos da mecânica dos pavimentos.
53
2.4.1 Modelos de previsão de fadiga de camadas cimentadas
As camadas cimentadas são geralmente utilizadas como base em pavimentos
denominados semirrígidos, e o processo de degradação ou trincamento desta camada afeta
decisivamente o desempenho do pavimento (FRANCO, 2007).
Segundo Medina e Motta (2015), a vida de fadiga de misturas cimentadas (Nf) pode se
correlacionar com as tensões ou deformações específicas, através de equações do tipo 𝑦 =
𝑎. 𝑁𝑓𝑏 ou ainda por logaritmos como 𝑦 = 𝑎 + 𝑏. log 𝑁𝑓 com preferência para o último.
O Guia de Projeto da ASSHTO (2004) indica que para os pavimentos semirrígidos deve
ser considerado, para efeitos de dimensionamento, um modelo de previsão de trincamento por
fadiga de camadas estabilizadas quimicamente:
log 𝑁𝑓 =
( 0,972 𝛽𝑐1 − (𝜎𝑡
𝑅𝑡.𝑓)
0,0825 ∗ 𝛽𝑐2
(Eq. 11)
Onde:
Nf - número de repetições para trincamento por fadiga da camada cimentada;
σt - tensão máxima de tração na fibra inferior da camada cimentada (MPa);
Rtf – resistência à tração na flexão (módulo de ruptura) aos 28 dias (MPa);
βc1, βc2 = fatores de calibração em campo.
Caso não existam estudos dos fatores de calibração próprios, a ASSHTO (2004) indica
como valores de βc1 e βc2, 1 e 1, respectivamente.
A Portland Cement Association (PCA) utiliza um modelo de trincamento por fadiga
para os projetos de bases tratadas com cimento, também em função da tensão máxima de tração
na base da camada cimentada, mas em uma forma exponencial (SCULLION, 2008):
𝑁𝑓 = (𝛽𝑐4
𝜎𝑡 𝑅𝑡.𝑓⁄)
𝛽𝑐3−20
(Eq. 12)
Onde:
βc3, βc4 = fatores de calibração em campo.
Scullion et. al. (2008), em estudo feito para a PCA, fez a calibração destes dois modelos
(equações 11 e 12) usando os dados do teste pavimento acelerados da PCA. Ele desenvolveu
fatores para dois tipos de materiais: base granulares tratada com cimento e bases argilosas
54
tratadas com cimento. Os fatores de calibração finais para dois tipos de materiais tratados com
cimento são:
Para bases granulares tratada por cimento:
βc1=1,0645, βc2=0,9003, βc3=1,0259, e βc4=1,1368;
Para base argilosa tratada com cimento:
βc1=1,8985, βc2=2,5580, βc3=0,6052, e βc4=2,1154.
Segundo o Guia Australiano de Projeto de Pavimentos (AUSTROADS, 2004), a relação
entre a máxima deformação específica de tração num material cimentado, produzido por uma
carga específica, e o número de repetições necessário para que a carga cause danos por fadiga
é dada por (GNANENDRAN et. al., 2009):
𝑁𝑓 = 𝑅𝐹 [(113.000 𝐸0,804⁄ ) + 191
휀𝑡]
12
(Eq. 13)
Onde:
εt = deformação específica de tração na fibra inferior da camada (micro-strain);
E = módulo do material de cimentado (MPa) (pode ser indicado pelo projetista, mas o
mais utilizado é o módulo flexural); e
RF = fator de confiabilidade para falha por fadiga de material cimentado, tipicamente
1,0 para 95% confiabilidade do projeto.
O modelo anterior é válido para materiais cimentados com módulos da camada variando
de 2.000 a 10.000 MPa, sendo necessário realizar os ensaios de tração na flexão ou tração
indireta por compressão diametral do corpo de prova para confirmação ou não do
enquadramento nestes valores. Sendo que o teste de tração na flexão é mais adequado, pois se
assemelha mais às condições de campo (GNANENDRAN et al., 2009).
O Corpo dos Engenheiros do Exército Norte-Americano (USACE) desenvolveu o
modelo conhecido como modelo log-log a partir de ensaios de laboratório realizados por
Pretorius (1970 apud MENDONÇA, 2014):
𝑁𝑓 = (142 ε𝑡⁄ )20,3 (Eq. 14)
Outro modelo utilizado é o semilog do USACE (1970):
𝑁𝑓 = 10(9,110−0,0578∗ 𝑡) (Eq. 15)
O modelo utilizado na África do Sul para vida de fadiga efetiva foi desenvolvido em
pesquisas, passando a incorporar o método Sul-africano de dimensionamento (SAPEM, 2013):
55
𝑁𝑒𝑓𝑓 = 𝑆𝐹 ∗ 10𝑐(1− 𝑡
𝑑 𝑏)
(Eq. 16)
Onde:
SF - fator de correção (shift factor) para propagação da trinca em função da espessura
da camada (Tabela 1);
εb – deformação última de ruptura (Tabela 2);
c e d: constantes dependentes do nível confiança (Tabela 3); e
t : espessura da camada (mm).
Tabela 1 - Fator de correção em função da espessura da camada cimentada. (Fonte: SAPEM, 2013)
Espessura Fator de Ajuste
(SF)
< 102 mm 1
102 mm a 319 mm 10(0,00285t-0,293)
> 419 mm 8
Tabela 2 - Módulos Elásticos e propriedades dos materiais cimentados utilizados no método de
dimensionamento Sul-africano. (Fonte: SAPEM, 2013)
Classe
Inicial
Módulo
(MPa)
Deformação
na Ruptura
(Ɛb)
UCS
(KPa)
Classe de
Equivalência
granular
Modulo na
condição
granular
(MPa)
C1 3000 145 9000 EG1 500
C2 2500 120 4500 EG2 400
C3 2000 125 2250 EG4 300
C4 1500 145 1125 EG5 200
Tabela 3 - Constantes em função do nível de confiança do período de projeto. (Fonte: SAPEM, 2013)
Nível de Reabilitação Fadiga Efetiva
c d
50% (Categoria D) 7,06 7,86
80% (Categoria C) 6,87 7,66
90% (Categoria B) 6,84 7,63
95% (Categoria A) 6,72 7,49
56
No Brasil, Ceratti (1991) obteve curvas de fadiga para seis misturas diferentes de solo-
cimento ensaiadas com modo de carregamento à flexão. A equação que expressa à curva de
fadiga em função da deformação de tração inicial imposta ao material (Eq. 17).
휀𝑡 = 𝑎 + 𝑏. log 𝑁𝑓 (Eq. 17)
Onde:
a e b = parâmetros experimentais, onde o Método de Dimensionamento Mecanístico-
Empírico de Pavimentos Asfálticos (SISPAV) adota os valores de 125,63 e -14,92 para estes
parâmetros, respectivamente
Pesquisa realizada por Trichês (1994) desenvolveu modelo de comportamento à fadiga
para misturas de CCR com consumo de cimento na faixa de 60 a 120 kg/m³ (SEVERI et.al,
1998).
𝑁𝑓 = 10(14,911−15,074∗ 𝑆𝑅) (Eq. 18)
Onde:
SR - é a relação entre a tensão de tração na fibra inferior da camada e a resistência à
tração na flexão do material aos 28 dias;
Resultados de testes de fadiga realizados por Balbo (1993) resultaram no
desenvolvimento de um modelo de previsão de fadiga para BGTC com composição de brita
granítica, cimento Portland tipo CP II E 32 em 4% em peso, com corpos de prova moldados
com 1,5% abaixo da umidade ótima:
𝑁𝑓 = 1017,137−19,608∗𝑆𝑅 (Eq. 19)
Entre os modelos apresentados, o modelo Sul-africano é o único que considera a
espessura da camada cimentada. Assim, além dos valores de rigidez da camada, também é
considerada sua espessura, o que pode ser importante no processo de trincamento inicial,
principalmente porque pequenas espessuras de camada cimentada são susceptíveis a
propagação das trincas oriundas da retração pela hidratação do cimento, que ocorrem logo
depois da execução da camada.
Os modelos que utilizam a tensão de tração têm boa resposta para prever a vida de fadiga
numa análise de carga equivalente de tráfego, contudo, tem pouca efetividade para uma análise
de dano acumulado (Lei de Miner). Isto ocorre pelo fato da relação entre a tensão aplicada e a
resistência a tração na flexão ser reduzida durante o processo de degradação devido à perda de
rigidez da camada e o consequente alívio de tensões. Já os demais modelos que levam em
consideração a deformação específica de tração, conseguem manter a mesma efetividade para
57
detectar o dano por fadiga ao longo do tempo, pois a redução da rigidez da camada acarreta um
aumento de deformações de tração.
58
3 MATERIAIS E MÉTODOS
Neste item, são apresentadas as atividades necessárias para cumprir os objetivos desta
pesquisa. São descritos os detalhes do trecho monitorado, os materiais, os métodos para
obtenção de dados e sua forma de análise, seguindo o fluxo de atividades apresentado na Figura
23.
Figura 23 - Fluxo de atividades da pesquisa
3.1 TRECHO MONITORADO
A Universidade Federal de Sergipe atualmente avalia dois trechos monitorados no
estado de Sergipe. O Trecho Monitorado A (TMA), trata-se de um segmento construído em
2012, do tipo pavimento semirrígido, com revestimento asfáltico e base de brita graduada
tratada com cimento (BGTC). O Trecho Monitorado B (TMB) constitui-se de um pavimento
flexível já existente e restaurado em 2012. Ambos são em tangente e possuem greide plano,
com boas condições de drenagem. Os dois trechos estão localizados próximos da faixa litorânea
DOSAGEM DA BRITA GRADUADA
TRATADA COM CIMENTO (BGTC)
AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM
TRECHO MONITORADO
Avaliação Funcional
• Defeitos;
• Macrotextura;
• Microtextura;
• IRI;
• ATR;
• Tráfego.
Avaliação Estrutural
• bacias
deflectométricas
Retroanálise
AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM
LABORATÓRIO
Propriedades Mecânicas
• Resistência à compressão simples;
• Resistência à tração;
• Módulo de resiliência;
• Módulo de elasticidade;
• Módulo dinâmico;
• Módulo flexural.
En
saio
de
Fa
dig
a
Proposta de Modelo de FadigaSeleção de Propriedade Mecânica Mais
Adequada à Análise Mecanística
Fator Campo-LaboratórioProposta de Modelo de Módulo em
Função do Dano Acumulado
TRATAMENTO DE DADOS
59
do estado, com clima do tipo quente e úmido e com chuvas no outono/inverno. Ambos estão
cadastrados no Sistema da Rede Temática de Asfalto (SRTA) da Petrobras.
Esta pesquisa foi desenvolvida no TMA a partir da avaliação do comportamento
estrutural do pavimento, com ênfase à base de brita graduada tratada com cimento. Este
pavimento vem sendo estudado em pesquisas científicas da UFS desde fevereiro de 2012,
quando foi colocado em operação.
O TMA tem extensão de 280 m, situado no segmento sul da BR-101/SE, entre as estacas
650 (coordenada UTM: 8787930 N; 691045 E, SAD 69, 24L) e a 664 (coordenada UTM:
8787840 N; 690780 E, SAD 69, 24L), localizado no município de São Cristóvão (Figura 24).
Figura 24 –Trecho Monitorado A.
3.1.1 Características mecânicas dos materiais empregados no pavimento
O TMA é um pavimento asfáltico novo, constituído de sub-base de material granular,
com base de BGTC, com 3% de cimento Portland tipo CP-II-F32, uma camada asfáltica
intermediária de Concreto Asfáltico Usinado a Quente (CAUQ) na faixa B de granulometria do
DNIT e uma camada de CAUQ com polímero elastomérico do tipo SBS (Styrene - butadiene -
styrene) na faixa C do DNIT. O subleito é constituído de material areno argiloso, com 19% de
argila e 45% de limite de liquidez. A composição das camadas e as características elásticas
obtidas em ensaios laboratoriais para cada material estão indicadas na Tabela 4. A
caracterização elástica dos materiais está representada pelos seus módulos de resiliência e
coeficientes de Poisson.
60
Tabela 4 – Disposição e propriedades mecânicas das camadas no TMA (Fonte: MENDONÇA, 2014).
Estrutura do Pavimento Módulo de Resiliência
(MPa)
Coeficiente
de Poisson (ν)
Capa: CAUQ c∕ SBS - Faixa C do DNIT – 5 cm MR = 4273 0,3
Binder: CAUQ - Faixa B do DNIT – 7,5 cm MR = 9309 0,3
Brita Graduada Tratada com Cimento – BGTC - 3% CP
Faixa II DER-PR – 15 cm
𝑀𝑅 = 12652𝜎𝑑1,0071
R2 = 0,9901 0,25
Solo A-2-4 – 15 cm 𝑀𝑅 = 309,3 𝜃− 0,181
R2 = 0,6109 0,35
Solo A-2-6 𝑀𝑅 = 207,68 𝜃− 0,267
R2 = 0,6966 0,45
3.2 DOSAGEM DA BRITA GRADUADA TRATADA COM CIMENTO
A dosagem da BGTC foi realizada na fase de duplicação da BR-101/SE sul. Ficou sob
responsabilidade da empresa construtora contratada pela Superintendência Regional do
Departamento Nacional de Infraestrutura de Transportes (DNIT-SE) para a execução da obra.
Dados de projeto e dos relatórios de acompanhamento da execução da obra, indicam
que a base de BGTC, objeto de estudo nesta pesquisa, foi compactada com energia de
compactação do Proctor modificado. A quantidade de cimento utilizada foi de 3% da massa
seca da mistura, obtendo-se valor de umidade ótima de 8,5%. Os valores de resistência à
compressão simples dos ensaios feitos durante a execução da obra, atingiram 5,7 MPa, em
média, aos 7 (sete) dias de cura.
A curva granulométrica utilizada atendeu a faixa II indicada na especificação de serviço
ES-P-16/05 do Departamento de Estradas de Rodagem do Estado do Paraná (DER-PR). Os
valores médios registrados em campo da curva granulométrica estão representados na Quadro
1.
A brita utilizada na BGTC tem origem granítica, com índice de forma de 1,5, valor de
equivalente de areia de 65% e perda por abrasão Los Angeles de 25%.
Para esta pesquisa, uma mistura com mesmas características da BGTC utilizada na obra,
foi feita em laboratório. O objetivo foi que os três tipos de materiais fossem misturados em
proporções que dotassem a mistura de mesma granulometria feita na obra. Para isto foi feita a
Análise granulométrica de cada material separadamente conforme DNER-ME 083/98 e NBR
NM 248/0.
61
Quadro 1 – Granulometria da BGTC utilizada no trecho monitorado
GRANULOMETRIA
PENEIRAS FAIXA II
DER-PR RESULTADO
POL MM Mínimo Máximo %
PASSANTE
1 ½” 38,1 100 100 100
¾” 19,1 60 95 94
3/8” 9,5 40 75 54
Nº4 4,8 25 60 39
Nº 10 2,00 15 45 25
Nº 40 0,42 8 25 15
Nº 200 0,07 2 10 6
(a) (b) (c)
Figura 25 - Materiais de composição da BGTC, (a) Pó de Pedra, (b) Brita 9,5 mm, (c) Brita 19 mm.
Após a determinação da composição granulométrica de cada material, foram definidas
as proporções necessárias de cada um na mistura, para que se conseguisse a mesma graduação
utilizada na obra. As proporções dos materiais utilizados para composição da mistura são
apresentadas na Tabela 5.
Nos ensaios de compactação realizados, conforme DNER-ME 162/94 e NBR 7182/86,
foram encontrados os valores de 8,5% de umidade ótima e 22,07 kN/m³ de densidade máxima
para energia de compactação do Proctor modificado.
Tabela 5 – Proporção dos materiais utilizados na mistura da BGTC.
Material Massa Específica
(g∕cm³) Proporção Consumo
Passante na peneira 4,8 mm 2,654 30 % 796,2 kg∕m³
Passante na 9,5 e retido na 4,8 mm 2,643 30 % 792,60 kg∕m³
Passante 19,1 e retido na 9,5 mm 2,662 40 % 1064,8 kg∕m³
Cimento Portland CP – II F 32 3,11 3% 93,30 kg∕m³
Água 1,00 8,5% 157,88 kg∕m³
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,01 0,1 1 10 100
% p
assa
nd
o
Abertura da peneira (mm)
Faixa Utilizada Faixa II DER-PR mínimoFaixa II DER-PR máximo
62
3.3 AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM TRECHO MONITORADO
3.3.1 Avaliação Funcional do Pavimento
Nesta etapa, foi feito o monitoramento das condições de serventia do trecho, seguindo-
se os procedimentos previstos no Manual de Execução de Trechos Monitorados (RTA, 2010),
com o intuito de acompanhar o comportamento e a evolução de eventuais defeitos funcionais
do pavimento.
A avaliação consistiu no levantamento visual de defeitos como trincas, fissuras,
remendos etc. Além disto, foram realizados ensaios para a determinação das condições de
macrotextura, microtextura, irregularidade longitudinal e levantamento do afundamento em
trilha de roda.
Os dados do levantamento funcional dos primeiros anos de operação do TMA foram
extraídos do banco de dados resultante da pesquisa de Mendonça (2014), que compreende os
dois primeiros anos de monitoramento. As avaliações seguiram uma periodicidade pré-definida,
conforme indicado na Tabela 6.
Tabela 6 - Periodicidade dos parâmetros monitorados na avaliação funcional do TMA.
AVALIAÇÃO FUNCIONAL ANO
Parâmetro Método 3º 4º
Levantamento de Defeitos Procedimento Rede - RTA (2010) X X
Microtextura Pêndulo Britânico - ASTM-E-303-93 X X
Macrotextura Mancha de Areia - ASTM-E-965
Mean Profile Depth- MPD - ASTM E-1845- 05 X X
Índice de Irregularidade Longitudinal Perfilômetro Inercial a Laser - ASTM E 950-04 X X
Afundamento da Trilha de Roda Treliça de Alumínio – DNIT 006/2003-PRO e/ou
Perfilômetro Inercial a Laser - ASTM E 950-04 X X
Monitoramento de Tráfego Procedimento Rede - RTA (2010) X X
3.3.1.1 Levantamento de Defeitos
A inspeção visual e a classificação dos defeitos foram feitas seguindo a metodologia
preconizada pelo Manual de Execução de Trechos Monitorados (RTA, 2010), que é baseada
nos procedimentos DNIT 005/2003-TER (DNIT, 2003) e da SHRP (SHRP, 1993).
No levantamento dos defeitos, o procedimento indica que seja utilizada uma malha com
comprimento de 20 metros (uma estaca) e com a largura da faixa de tráfego (3,6 m), subdividida
em 20 unidades de 1,0 m longitudinalmente por 1,2 m transversalmente (Figura 26). Por meio
de inspeção visual, os defeitos encontrados em cada unidade de divisão da malha são registrados
em formulário específico, conforme a classificação de defeitos listada no manual (Quadro 2).
63
A abrangência dos defeitos é dada pela sua área na célula afetada, em metros quadrados (m2),
para a qual a área de cada um dos defeitos é computada para cada levantamento realizado. Nos
defeitos tipo trinca isolada (longitudinal e transversal) e desníveis entre pista e acostamento, a
área é calculada, considerando-se a extensão do defeito com largura fixa de 0,20 metros (RTA,
2010).
(a) (b)
Figura 26 – Detalhe de trinca transversal (a); malha padronizada usada no levantamento (b).
Quadro 2 - Classificação de defeitos em pavimentos (RTA, 2010).
Defeitos Código Severidade
Baixa Alta
Trincas
Isoladas Transversais TIT TIT-B TIT-A
Longitudinais TIL TIL-B TIL-A
Interligadas De fadiga TIF TIF-B TIF-A
Em bloco TIB TIB-B TIB-A
De reflexão TER TER-B TER-A
De borda TBO TBO-B TBO-A
Afundamento de
trilha de roda
Apenas revestimento ATR ATR-B ATR-A
Estrutural ATE ATE-B ATE-A
Afundamentos localizados AFL NA
Ondulações/ Corrugações OND NA
Escorregamentos do revestimento asfáltico ERA NA
Exsudações / Espelhamentos EXS NA
Desgastes da Superfície do Revestimento DSR DSR-B DSR-A
Panelas ou Buracos PAN NA
Remendos REM REM-B REM-A
Desníveis entre Pista e Acostamento DPA NA
Agregados Polidos AGP NA
64
Neste método, os defeitos de pequena abrangência (pontuais) são computados com área
mínima de 0,01 m2 (0,1 m x 0,1 m). Já os defeitos do tipo afundamentos de trilha de roda são
considerados com abrangência de 100% da área da célula afetada. No caso de dois ou mais
defeitos do mesmo tipo numa célula, as áreas são somadas (RTA, 2010).
3.3.1.2 Levantamento da Macrotextura
A macrotextura foi avaliada com dois tipos de ensaio, o ensaio de mancha de areia,
preconizado pela ASTM E 965-15 (ASTM, 2015), e pela a avaliação com laser de alta
frequência do Mean Profile Depth (MPD), normatizado pela ASTM E-1845-15 (ASTM, 2015).
O ensaio de mancha de areia, foi feito a cada 20 metros, ou seja, a cada estaca, ao longo
da extensão do trecho monitorado, com alternância entre a trilha de roda externa e interna, a
uma distância de 90 cm do bordo direito da pista ou da linha central que divide as faixas de
rolamento, respectivamente.
O ensaio de Mancha de areia consiste em preencher os vazios da textura superficial do
pavimento com um volume conhecido (de 25000 mm³ ± 150 mm³) de areia natural limpa e seca,
passante na peneira Nº 60 (0,250 mm) e retida na peneira Nº 80 (0,177 mm) de grãos
arredondados (RTA, 2010). A areia deve ser espalhada sobre a superfície seca do pavimento
com auxílio de uma base de pistão circular, que, com movimentos circulares e uniformes,
distribui de forma homogênea a areia, obtendo uma área final circular (Eq. 20). O espalhamento
prossegue até aparecerem pontas dos agregados (Figura 27). Mede-se o diâmetro do círculo
formado pela mancha obtida, em quatro direções. O diâmetro médio (Dm) é a média das quatro
medições (RTA, 2010; BERNUCCI et al, 2006).
A altura (HS) é expressa por:
𝐻𝑆 = 4. 𝑉 (𝐷𝑚2 × 𝜋)⁄ (Eq. 20)
Onde: HS = altura média da mancha mm
V = volume de areia (25.000 mm3)
Dm = diâmetro médio da mancha (mm)
65
Figura 27 – Ensaio de mancha de areia realizado no monitoramento do TMA.
A segunda medida de macrotextura foi feita pela MPD (Mean Profile Depth) ou
profundidade média do perfil, calculada de acordo com a ASTM E-1845 (ASTM, 2005) a partir
da média das profundidades do perfil, obtido com medições diretas feitas com um conjunto
laser de alta frequência (40.000 Hz) da marca Cibermétrica, pertencente à UFS (Figura 28). A
partir do valor de MPD, foi determinado o valor do ETD (Estimated Texture Depth) ou
Profundidade Estimada da Textura que é obtida através da equação:
𝐸𝑇𝐷 = 0,2 + 0,8 𝑀𝑃𝐷 (Eq. 21)
Onde: ETD e MPD são expressos em mm.
Figura 28 – Detalhe do módulo laser para obtenção do MPD utilizado no monitoramento do TMA.
66
3.3.1.3 Levantamento da Microtextura
Na avaliação da microtextura do trecho monitorado, utilizou-se o ensaio com um
Pêndulo Britânico, da marca MATEST (Figura 29), seguindo o procedimento da norma ASTM
E 303-93 (ASTM, 1993).
Figura 29 - Pêndulo Britânico utilizado nos levantamentos.
O Pêndulo Britânico consiste em um equipamento dotado de uma placa de borracha,
que entra em contato com a superfície do revestimento, simulando a passagem de um
pneumático de veículo automotor. A placa de borracha está montada no extremo de um pêndulo
que, quando liberado em queda livre, descreve um arco circular que tangencia e fricciona a
superfície do pavimento, relacionando esta fricção ao atrito entre o pneu e o revestimento
(Figura 30).
Figura 30 - Ensaio de Pêndulo Britânico realizado no monitoramento do TMA.
A altura alcançada pelo pêndulo no giro em queda livre, após a passagem pelo
revestimento, é medida. Este valor indica a energia perdida pelo pêndulo quando fricciona sobre
a superfície do revestimento. Para padronização dos valores, a norma determina que os valores
lidos sejam corrigidos de acordo com a temperatura do fluido (água) sobre o pavimento durante
67
o ensaio. Os valores indicados pela haste movimentada pelo pêndulo durante o ensaio
correspondem ao Valor de Resistência à Derrapagem (VRD) de um pneumático padrão,
derrapando sobre o pavimento a 48 km/h. Este valor classifica a superfície entre perigosa e
muito rugosa, conforme Tabela 7.
Tabela 7 - Classificação da microtextura (Fonte: DNIT 2006)
Classificação Limites de VRD
Perigosa < 25
Muito Lisa 25 – 31
Lisa 32 – 39
Insuficientemente rugosa 40 – 46
Medianamente rugosa 47 – 54
Rugosa 55 – 75
Muito rugosa > 75
3.3.1.4 Irregularidade Longitudinal
Na avaliação da irregularidade longitudinal foi utilizado um perfilômetro inercial a laser
da marca Cibermétrica, usando o procedimento descrito na norma ASTM E 950-09 (ASTM,
2009).
O arranjo de montagem dos três módulos do perfilômetro foi feito de forma que dois
deles fiquem acima das trilhas de roda e o terceiro fique no centro entre os dois anteriores. Este
arranjo permite que o equipamento também seja usado para levantamento de afundamento
médio em trilha de roda (Figura 31).
Figura 31 - Módulos para o levantamento da irregularidade longitudinal.
68
O funcionamento do perfilômetro consiste na leitura simultânea do deslocamento
longitudinal, da altura do veículo até o pavimento e da aceleração vertical do veículo, a partir
de acelerômetros gravitacionais.
Para a leitura da irregularidade longitudinal, é necessário que sejam compensadas as
oscilações verticais do veículo, que são registradas pela transformação da aceleração vertical
registrada nos acelerômetros em deslocamento vertical. Com isto é possível corrigir as
variações de altura causadas pela oscilação do veículo e se obtêm um perfil longitudinal do
revestimento (BARELLA et al., 2008).
A irregularidade do trecho monitorado foi a média dos valores medidos nos sensores
instalados nas trilhas de roda. As faixas de rolamento foram denominadas, sequencialmente, da
seguinte forma: Faixa um e Faixa dois, respectivamente, da faixa esquerda para a direita, tendo-
se como referência o sentido do tráfego de veículos. A medida da irregularidade foi expressa
na escala Internacional Roughness Index (IRI), calculado em m/km para cada trilha de roda
utilizando a norma ASTM E1926-08 (ASTM, 2008) mas, ao final, expresso como uma média
para o TMA (RTA, 2010).
Como referência de adequação dos resultados, foi utilizado o valor definido pelo DNIT
em sua norma DNIT 031/2006-ES (DNIT, 2006), que especifica IRI menor que 2,7 m/km para
aceitação de pavimento recém-construído.
3.3.1.5 Afundamento na Trilha de Roda
A medição do afundamento na trilha de roda foi feita de duas formas. A primeira através
do uso do mesmo perfilômetro inercial a laser de três módulos, usado no levantamento da
irregularidade longitudinal, conforme ASTM E 950-04. A segunda, usando a treliça de alumínio
padronizada (Figura 32), tendo 1,20 m de comprimento na base, dotada de régua móvel
instalada em seu ponto médio e que permite medir, em milímetros, as flechas da trilha de roda,
conforme norma DNIT 006/2003-PRO
69
Figura 32 – Ilustração da treliça utilizada na medição da flecha da trilha de roda. (Fonte: DNIT,2003)
No caso do equipamento a laser, o manual de trecho monitorado indica a utilização de
quatro módulos instalados. Contudo, os levantamentos foram feitos com apenas três módulos,
uma vez que o equipamento disponível na UFS possui essa configuração (Figura 33). Com este
equipamento disposto em três módulos é possível obter apenas o afundamento médio das trilhas
de roda, pois não se tem o perfil transversal da via, apenas um referencial entre as trilhas
(BARELLA, 2008).
Segundo Barella (2008), quando se usam três módulos, o cálculo do ATR é realizado
através da subtração entre a média dos valores de altura medidos pelos módulos das trilhas e o
valor de altura medido pelo módulo posicionado no centro, sendo designada por flecha (Eq.
22):
𝐹𝑙𝑒𝑐ℎ𝑎𝑚é𝑑𝑖𝑎 = [(𝐿1 + 𝐿3) 2⁄ ] − 𝐿2 (Eq. 22)
Como referência de adequação dos resultados, foi utilizado o valor indicado pelo DNIT
(2006) para afundamento da trilha de roda, que baliza, como indicativo de comprometimento
estrutural do pavimento, flecha maior que 1,2 cm. Porém, ATR maior que 0,7 cm já
compromete a segurança dos usuários, uma vez que permite a formação de lâmina d’água
suficiente para provocar aquaplanagem.
70
Figura 33 - Perfilômetro inercial a laser de três módulos para determinação de afundamento médio de
trilha de roda.
3.3.1.6 Dados do tráfego
O TMA está localizado nas proximidades do km 106 da BR-101/SE, em um segmento
considerado de tráfego intenso, com participação significativa de veículos comerciais. As
principais características deste tráfego foram obtidas por meio da contagem volumétrica e
classificatória de tráfego, realizada pela empresa construtora contratada pelo DNIT para
executar os serviços de duplicação da BR-101/SE. O posto de contagem foi instalado em frente
ao posto da Polícia Rodoviária Federal – PRF no km 105, no período de 07 a 12 de maio de
2012 (um mês após a abertura do TMA ao tráfego). Paralelamente a contagem, foi realizada
uma pesagem amostral de ônibus e veículos de carga.
Os dados da contagem e da pesagem foram obtidos junto ao DNIT e utilizados nesta
pesquisa como suporte para a avaliação do dano acumulado causado pelo efeito do volume de
tráfego e de suas cargas no pavimento.
Para esta pesquisa, foram registrados cinco dos tipos de eixos mais comuns observados
no trecho. Os eixos dos veículos foram devidamente classificados e quantificados, conforme o
disposto:
1ESRS: eixo simples com rodagem simples;
2ESRS: eixo duplo direcional com rodagem simples;
ESRD: eixo simples com rodagem dupla;
ETD: eixo tandem duplo;
ETT: eixo tandem triplo.
71
Para a determinação do perfil do tráfego, além da pesquisa classificatória realizada em
2012, foram utilizados dados de evolução do tráfego, registros feitos por radar fixo localizado
no km 107 da BR-101/SE, à cerca de 1,0 km do trecho monitorado. Neste caso, o radar registra
o comprimento do veículo, baseado na distância entre os eixos. Ou seja, não identifica quais os
tipos de eixo, mas as classes de veículos. Os veículos são registrados e separados em quatro
classes assim distribuídas:
Classe 1: comprimento < 5 metros;
Classe 2: 5 < comprimento < 10 metros;
Classe 3: 10 < comprimento < 15 metros;
Classe 4: comprimento > 15 metros.
Na utilização destes dados, foi considerado que apenas os veículos da Classe 1 não são
de carga. Esta separação foi usada apenas para identificação do percentual de veículos de carga
que transitam na faixa da direita, uma vez que os dados do radar fazem a separação entre faixas
de rolamento, o que não ocorre nos registros de contadores de tráfego.
Os dados da pesagem foram obtidos de forma amostral e os valores das cargas com seus
eventuais excessos, foram tratados estatisticamente em valores médios e desvio padrão, para
cada um dos cinco eixos escolhidos para o cálculo do dano acumulado. Os dados foram
agrupados em uma distribuição normal (Curva de Gauss) para verificação do percentual de
veículos com excesso de carga que representariam o universo de veículos a partir da amostra
feita na pesagem.
Para avaliar as cargas de cada eixo rodoviário considerado no estudo, foi realizada uma
estratificação do perfil representativo de carga em quatro classes de frequências iguais,
divididas por seus quartis e representadas pelos valores médios de carga de cada classe da
distribuição. Assim, para cada parcela de 25% do número de passagens de cada eixo, foi
atribuído um valor de carga correspondente ao valor médio da classe.
Com os dados da evolução do tráfego e as classes de pesagem, foi definido um período
de estudo de 21 meses a partir do início de operação do trecho, para o cálculo do dano
acumulado. Foi calculado o número N de passagens mensal de cada eixo a partir dos dados da
contagem feita em 2012, considerando que apenas 78% dos veículos de carga transitam na faixa
da direita.
Foi aplicada uma taxa de crescimento mensal de 2,41%, que corresponde à taxa mensal
de crescimento do tráfego de carga nos primeiros 21 meses (2012 até 2014). Foi utilizado um
72
incremento em períodos de 3 meses para cálculo do número de passagens real de cada eixo no
período de análise com fins de utilização nos estudos de dano.
Nesta pesquisa, utilizou-se para o cálculo da ação de cada eixo sobre o pavimento, uma
abordagem de incremento de dano que leva à fadiga do pavimento, em substituição ao conceito
de equivalência de carga e cargas por eixo padrão. A forma mais simples desta abordagem é
feita utilizando a Lei de Miner (SAPEM, 2013).
Utilizando o conceito da Lei de Miner, foi determinado o número de repetições (Ni)
necessárias para ocorrer a ruptura por fadiga de cada carga por tipo de eixo, sendo considerado
o pavimento em condição inicial, sem danos.
Na sequência foi determinada a proporção de danos causados pelas tensões de tração
derivadas de cada uma das cargas transferidas pelos eixos rodoviários em estudo. Para tanto,
foi aplicado o somatório das relações entre o número de passagens de cada um dos eixos (ni) e
o número (Ni) de passagens necessárias para a ruptura do material com a tensão de tração
correspondente, conforme a seguinte relação:
𝑛1
𝑁1+
𝑛2
𝑁2+ ⋯ +
𝑛𝑖
𝑁𝑖= 100%
(Eq. 23)
Este método foi aplicado, utilizando períodos incrementais de 3 meses para avaliação
do dano. O processo incremental de danos foi considerado concluído com a ruptura da camada
de BGTC, sendo esta identificada pela redução do valor de módulo elástico a valores menores
ou iguais a 800 MPa. O modelo de fadiga obtido em laboratório foi utilizado para o cálculo de
danos para as repetições de cada grupo de carga por eixo, realizada durante esse período de
análise, até que fosse acumulado o valor de 100%.
Para a determinação do número (Ni) de passagens necessário para cada eixo levar a
camada à ruptura por fadiga, foi utilizado o modelo de fadiga obtido nos ensaios de laboratório.
3.3.2 Avaliação estrutural do pavimento
Na avaliação estrutural, é verificada a capacidade de um pavimento de absorver a carga
oriunda da passagem do tráfego, compreendendo ao estudo das características de resistência e
de deformabilidade de suas camadas (BORGES, 2001).
A avaliação estrutural do pavimento estudado nesta pesquisa foi feita por processo não
destrutivo. Foram levantadas bacias deflectométricas, utilizando Deflectógrafo Digital (Viga
Benkelman Eletrônica) (Figura 34), as quais, posteriormente, passaram por processo de
retroanálise para estimar os módulos de elasticidade das camadas e do subleito.
73
Figura 34 - Viga Benkelman eletrônica utilizada na pesquisa.
Os resultados de módulos de elasticidade obtidos foram agrupados de forma que fosse
observado o comportamento temporal em campo, ou seja, para cada medição de deflexão feita
em campo, foram calculados os módulos das camadas e, consequentemente, observado seu
comportamento ao longo dos anos. Esta análise foi focada, principalmente, no que se trata do
processo de fadiga da BGTC, que, segundo Mendonça (2014), governou as ocorrências de dano
à estrutura do pavimento no TMA. Foram feitos, durante esta pesquisa, dois levantamentos
deflectométricos com periodicidade anual, ou seja, no terceiro e quarto ano de funcionamento
do trecho. É importante informar, que o banco de dados de levantamentos realizados por
Mendonça (2014), nos dois primeiros anos de operação, foi utilizado nesta pesquisa.
3.3.2.1 Bacias deflectométricas
Para obtenção de bacia deflectométrica, adotou-se a metodologia preconizada pela
norma DNIT 133/2010-ME (DNER, 2000), onde é aplicada uma carga de 8,2 tf em um eixo
simples de rodas duplas traseiras de um caminhão basculante (Figura 35).
74
(a) (b)
Figura 35 - Detalhe do posicionamento da viga eletrônica (a); detalhe da leitura dos dados (b).
A bacia deflectométrica é formada pelas leituras de deflexão feitas com o LVDT da
ponta de prova colocada no espaço entre as duas rodas do semieixo traseiro do caminhão
basculante. O caminhão se desloca a partir da ponta de prova para frente até distâncias
predefinidas de 25, 40, 60, 90, 120 e 190 cm, para medir o deslocamento provocado no
pavimento pela carga em cada ponto da linha de influência. A leitura final é feita quando o
caminhão se afasta a mais de 5 m do ponto de ensaio para que o pavimento possa recuperar a
sua condição original e garantir que não há mais deslocamento provocado pela carga. Cada
deflexão intermediária (Eq. 24) é calculada à semelhança da deflexão máxima, em função da
leitura no ponto considerado (Li), da leitura final (Lf) e da constante da viga (F) (DNER, 1994):
𝐷𝑖 = (𝐿𝑖 − 𝐿𝑓) × 𝐹 (Eq. 24)
Para homogeneização dos dados, os valores das deflexões medidos, foram corrigidos de
acordo com as temperaturas do revestimento durante o ensaio, através do modelo de Park e Kim
(1997), para uma temperatura padronizada de 25ºC.
𝑊𝑡0= 10−𝑛(𝑡−𝑡0). 𝑊𝑡 (Eq. 25)
Onde:
n = 5,807 x 10-6(hac)1,4635 ao longo da trilha de roda;ou
n = 6,560 x 10-6(hac)1,4241 ao longo do centro da faixa de rolamento;
hac = espessura da camada de concreto asfáltico (mm);
75
Wt0 = deflexão corrigida (x10-2 mm) para a temperatura t0 (ºC);
Wt = deflexão medida (x10-2 mm) na temperatura t0 (ºC).
Os levantamentos deflectométricos foram feitos a cada estaca do TMA, alternando-se
entre a trilha de roda interna e externa, sempre na faixa direita de rolamento.
Para compor um histórico maior da avaliação estrutural do pavimento, além dos
levantamentos de bacias deflectométricas realizados nesta pesquisa, foram considerados na
análise dos resultados, os levantamentos realizados nos dois primeiros anos de serviço do TMA.
Estes dados foram obtidos no trabalho de Mendonça (2014).
3.3.2.2 Retroanálise
Os dados obtidos nos levantamentos deflectométricos, aliados às características
geométricas da seção transversal e os tipos de materiais empregados, permitiram a realização
do processo de retroanálise para determinação dos módulos de elasticidade de cada camada do
pavimento.
Nesta pesquisa, foi utilizado o programa Análise Elástica de Múltiplas Camadas
(AEMC), que é um módulo do sistema SISPAV (FRANCO, 2007), para retroanálise das bacias
deflectométricas levantadas neste trabalho e nas obtidas na pesquisa de Mendonça (2014).
O AEMC é um programa específico para o cálculo de tensões, deformações e
deslocamentos, com rotinas para entrada de dados e apresentação de resultados. A iteração do
processo de retroanálise foi feita de forma manual, até que o resultado da raiz do erro médio
quadrático normalizado (RMSE) entre deflexões da bacia teórica e de campo seja menor que
5%.
3.4 AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM LABORATÓRIO
Para a avaliação da BGTC, a partir de ensaios de laboratório, a mistura aplicada no TMA
foi replicada em laboratório. O objetivo foi avaliar as propriedades mecânicas da BGTC em
nível laboratorial, incluindo ensaios de resistência à compressão simples, resistência à tração
na flexão, tração por compressão diametral, módulo de resiliência, módulo de elasticidade,
módulo dinâmico e módulo flexural. Além das determinações das principais propriedades
mecânicas, o material também foi submetido ao ensaio de fadiga com tensão controlada.
76
3.4.1 Propriedades mecânicas
3.4.1.1 Resistência à Compressão simples
Foram realizados ensaios de compressão axial para a determinação da resistência a
compressão simples da BGTC para um tempo de cura de 7,14 e 28 dias, com pelo menos dois
corpos de prova para cada idade. Os corpos de prova tinham formato cilíndrico com dimensões
de 100 mm de diâmetro por 200 mm de altura, e foram moldados em condições de umidade
ótima e densidade máxima por compactação por impacto (Figura 36), sendo para isto
empregada a energia de compactação do Proctor modificado em cinco camadas.
(a) (b)
Figura 36 – (a) Detalhe da moldagem e (b) do corpo de prova cilíndrico concluído.
Durante o processo de moldagem, o teor de umidade foi verificado para que estivesse
dentro da tolerância de ± 0,5% da umidade ótima e que o corpo de prova estivesse com ± 2%
do seu grau de compactação. O processo de mistura e compactação foi feito manualmente.
A desmoldagem do corpo de prova era feita de forma imediata, seguido do
encaminhamento para cura em câmara úmida com temperatura e umidade relativa do ar
controladas em 30±2°C e 85%, respectivamente, sem imersão em água, até a data de
rompimento (Figura 37).
77
(a) (b)
Figura 37 – (a) Detalhe do desmolde e (b) e dos corpos de prova na câmara úmida.
No ensaio de resistência à compressão simples, o corpo de prova cilíndrico foi
posicionado na prensa de modo que, quando centrado, seu eixo coincida com o plano de
aplicação da carga, fazendo com que a resultante das forças passe pelo seu centro. As faces de
aplicação de carga no corpo de prova foram capeadas para que tivesse uma superfície plana.
A carga de ensaio foi aplicada continuamente, com velocidade de carregamento de (0,45
± 0,15) MPa∕s, sendo constante durante todo o ensaio, até uma queda brusca da força que
indique sua ruptura. O ensaio foi realizado em conformidade com a ABNT NBR 5739:2007
(Concreto - Ensaios de compressão de corpos-de-prova cilíndricos) e ASTM C39/C39M-16
(Standard Test Method for Compressive Strength of Cylindrical Concrete Specimens). Os
ensaios foram realizados na Máquina Universal de ensaios, modelo EMIC-DL - 2000, fabricada
pela EMIC e instalada Laboratório de Materiais de Construção e Estruturas – LAMCE do
Departamento de Engenharia Civil - DEC da UFS (Figura 38). Os dados foram captados por
meio do programa TESC que acompanha o equipamento.
78
(a) (b)
Figura 38 – (a) Detalhe do ensaio de compressão simples e (b) do corpo de prova após o rompimento
3.4.1.2 Resistência à tração
A determinação da resistência à tração da BGTC foi realizada por dois métodos. O
primeiro método foi no ensaio de Resistência à Tração na Flexão (RTF) em quatro pontos, com
corpos de prova confeccionados em moldes prismáticos em forma de vigotas, compactados por
prensagem, atingindo grau de compactação de 98%, em média, da energia do Proctor
modificado e com ±0,5% da umidade ótima. O segundo, foi pelo ensaio de Resistência a Tração
Indireta (RTI), com corpos de prova cilíndricos de dimensões nominais de 100 mm de diâmetro
e 60 mm de espessura, compactados por impacto com grau de compactação de 96%, em média,
em relação à densidade da energia do Proctor modificado e com ±0,5% da umidade ótima
A determinação da resistência à tração na flexão da BGTC foi feita em corpos de prova
prismáticos, na forma de vigotas, com dimensões de 100 mm x 100 mm x 400 mm (Figura 39),
definida em função do diâmetro máximo nominal das misturas (𝐷𝑚𝑎𝑥 = 19 mm) e obedecendo
a relação de que a altura do corpo de prova deve ser de 1∕3 (um terço) da distância entre os
apoios (L), seguindo o critério da norma AS1012 (STANDARDS AUSTRALIA, 2000) e da
ASTM C78/C78M-15b (ASTM, 2015).
79
Figura 39 – Detalhe do corpo de prova prismático usado no ensaio de tração na flexão.
Os corpos de prova foram moldados em compactação por prensagem (Figura 40) em
três camadas de igual espessura, com controle de massa e altura de cada camada. Durante a
moldagem, foram retiradas amostras de material para verificação da umidade de moldagem. O
grau de compactação era avaliado pela massa de material contido no molde, ou seja, subtraindo
a massa do conjunto material e molde pela massa do molde. Cada uma das três camadas era
submetida a uma força de compressão, de tal forma que a massa específica determinada no
ensaio de compactação, para a energia do Proctor modificada, fosse atingida ao final da
moldagem.
Figura 40 – Detalhe da camada sendo compactada por amassamento.
Após a compactação de cada camada sua superfície era escarificada, para permitir um
melhor entrosamento entra as camadas evitando estratificação entre elas (Figura 41).
80
(a) (b) (c)
Figura 41 – (a) Detalha da primeira camada antes da compactação; (b) após a compactação; e (c)
escarificação da camada.
Na última camada, o corpo de prova passava por um processo de acabamento com
substituição de material mais grosso por material mais fino para preenchimento de eventuais
vazios. A última camada era rasada junto ao molde, para garantir uma superfície livre de
ondulações que pudessem influenciar nos resultados dos ensaios (Figura 42).
(a) (b)
Figura 42 - (a) Detalhe do processo de acabamento; e (b) da superfície final do corpo de prova
Os corpos de prova eram mantidos no molde e envoltos em plástico, durante as primeiras
48 horas de cura em câmara úmida, com temperatura e umidade relativa do ar controladas em
30±2°C e 85 %, respectivamente, sem imersão em água. Este processo era para garantir um
ganho de resistência inicial que permitisse a desmoldar sem danificar o corpo de prova, além
de evitar a perda rápida de umidade para o ambiente. Após este período, era feita a
desmoldagem, retornando os corpos de prova para a câmara até finalizar a cura de 28 dias
(Figura 43).
81
(a) (b)
Figura 43 – (a) Detalhe do desmolde; e (b) do armazenamento dos corpos de prova na câmara úmida.
No ensaio, a carga foi aplicada uniformemente em dois pontos de uma das faces da
seção transversal localizados no terço médio do vão e em outros dois pontos formados pelos
apoios inferiores em sua face oposta, o que fez com que a carga aplicada promovesse uma
distribuição mais uniforme dos esforços de tração e flexão ao longo da vigota (Figura 44).
Figura 44 – Esquema de apoio e pontos de aplicação da carga no ensaio de tração na flexão de quatro
pontos.
A prensagem dos corpos de prova para moldagem e os ensaios de tração, foram
realizados na Máquina Universal de ensaios, modelo EMIC-DL - 2000, fabricada pela EMIC e
instalada no Laboratório de Materiais de Construção e Estruturas - LAMCE do Departamento
de Engenharia Civil da UFS. Os dados foram captados por meio do programa TESC que
acompanha o equipamento. Durante o ensaio, a carga foi aplicada continuamente e sem choque
L= 300 mm
L/3 L/3 L/3
82
com taxa de carregamento de 900 kPa/min, conforme prevê a ASTM C78 (2015) até a ruptura
do corpo de prova (Figura 45).
(a) (b)
Figura 45 – (a) Ensaio de resistência à tração na flexão em quatro pontos; e (b) corpo de prova rompido.
Após a ruptura, verificou-se se a mesma ocorreu dentro do terço médio (Figura 46). A
posição da ruptura tem influência na fórmula de cálculo da resistência, sendo que trincas
distantes mais que 5% (15 mm) para fora do terço médio devem ser desconsideradas como
ensaio válido.
Figura 46 – Detalhe da posição da trinca de ruptura dentro do terço médio central.
Para a determinação da resistência à tração na flexão (RT,f), foram moldados cinco
corpos de prova prismáticos para a idade de 28 dias. O valor de RT,f, foi obtido, utilizando a
Terço médio central
83
equação 3 ou 4 do item 2.1.4, sendo utilizado como parâmetro no cálculo dos níveis de tensão
a serem aplicados nos ensaios de fadiga, que também foram feitos com cura de 28 dias.
Além da determinação da resistência à tração na flexão, foi feita a determinação por
compressão diametral da BGTC. Neste caso, os corpos de prova foram cilíndricos, com
dimensões nominais de 100 mm de diâmetro e 65 mm de altura, moldados seguindo o método
de ensaio DNIT-ME 136 (DNIT, 2010a).
Os corpos de prova foram moldados em compactação por impacto em camada única
com verificação da umidade de moldagem e do grau de compactação, de tal forma que a massa
específica determinada no ensaio de compactação, para a energia do Proctor modificada, fosse
atingida ao final da moldagem. O tempo de cura entre a moldagem e o rompimento por
compressão diametral foi de 7 dias em câmara úmida, com temperatura e umidade relativa do
ar controladas em 30±2°C e 85 %, respectivamente, sem imersão em água.
Antes do ensaio, foram medidos o diâmetro e a altura dos corpos de prova. Foi utilizado
para a determinação da resistência à tração por compressão diametral uma Prensa mecânica
utilizada para ensaio Marshall, com anel dinamométrico de 5000 kgf, onde foi aplicada um
carregamento a uma velocidade de deslocamento constante de 0,8 mm/s até a separação dos
corpos de prova em duas metades (Figura 47).
(a) (b) (c)
Figura 47 - (a) Medição do CP; (b) execução do ensaio de RTCD; e (c) CP após o rompimento
3.4.1.3 Módulo de resiliência
As determinações dos módulos de resiliência foram feitas pelos ensaios triaxiais de
cargas repetidas e por compressão diametral, com tempo de cura de 7 e de 28 dias. O intuito de
fazer em duas idades, foi avaliar eventual influência da idade no valor da rigidez. Os corpos de
prova utilizados, tinham formato cilíndrico com dimensões de 100 mm de diâmetro por 200
mm de altura e foram moldados em condições de umidade ótima e densidade máxima. Os
84
corpos de prova foram compactados por impacto, em cinco camadas, com 42 golpes por
camada, o que equivale à energia de compactação do Proctor modificado.
Os ensaios triaxiais de carga repetida de curta duração são padronizados no Brasil pela
norma DNIT 134/2010 – ME (DNIT, 2010). Neste ensaio, define-se o módulo resiliente (MR)
(Eq. 26) de um material como sendo a relação entre a tensão desvio aplicada repetidamente (σd)
e a deformação axial recuperável que lhe corresponde (εr), após um determinado número de
aplicações da carga (DNIT, 2006):
𝑀𝑅 = 𝜎𝑑
휀𝑟 (Eq. 26)
Onde:
σd = σ1 – σ3 = tensão desvio aplicada repetidamente no eixo axial em MPa;
σ1 = tensão principal maior em MPa;
σ3 = tensão principal menor ou pressão de confinamento em MPa;
εr = deformação específica axial resiliente (recuperável) em mm/mm, sendo: εr = r/L,
ou seja, relação do deslocamento recuperável (r) pelo comprimento (L) no qual
são medidas as deformações do corpo de prova (normalmente no terço médio).
O ensaio triaxial de cargas repetidas foi realizado com frequência de 1 Hz e em
compressão axial, onde diversas combinações de tensão confinante e tensão desvio foram
aplicadas durante o ensaio, conforme estabelece a norma DNIT 134/2010 – ME (DNIT, 2010).
Os LVDTs foram posicionados no terço médio do corpo de prova (Figura 48) presos a um
suporte acrílico, com distância de 10 cm entre o suporte e o ponto de leitura.
Figura 48 – Detalhe do posicionamento dos LVDT’s.
85
A opção pelo ensaio triaxial partiu da observação dos resultados de ensaios realizados
por Mendonça (2014), que indica que para a BGTC com 3% de cimento, ou seja, estabilizado
com baixa porcentagem de cimento, um comportamento dependente do estado de tensões.
Assim, foi possível, ao final do ensaio, verificar essa dependência, obtendo-se, ao final do
ensaio, o modelo de MR de melhor ajuste de função de σ3 e σd.
Os ensaios foram realizados no Sistema Integrado de Ensaio para Misturas Betuminosas
e Solos – SIEMBS de fabricação da ARMTEC e pertencente ao Laboratório de Geotecnia e
Pavimentação (GEOPAV/ UFS). O sistema é composto por dois módulos operacionais: Módulo
de Ensaio e o Módulo de Controle (Figura 49).
Figura 49 – Sistema Integrado de Ensaio para Misturas Betuminosas e Solos – SIEMBS - GEOPAV.
O mesmo equipamento foi utilizado para a determinação experimental do módulo de
resiliência pelo ensaio de compressão diametral ou tração indireta. Os corpos de prova
utilizados tinham formato cilíndrico com dimensões nominais de 100 mm de diâmetro por 65
mm de altura, conforme a norma DNIT-ME-135/2010 e foram moldados em condições de
umidade ótima e densidade máxima. Os corpos de prova foram compactados por impacto, em
camada única, na energia de compactação do Proctor modificado.
Foi aplicada um valor de carga repetida equivalente a 30% da resistência a tração por
compressão diametral, no plano diametral vertical do corpo de prova, gerando uma tensão de
tração perpendicular ao plano de aplicação da carga. Para cada ciclo de aplicação de carga foi
medido por meio de LVDTs posicionados de forma a captar o deslocamento diametral
recuperável na direção horizontal (Figura 50). O tempo de aplicação da carga em cada ciclo,
foi de 0,1 s para um alívio de 0,9 s entre um ciclo e outro, o que equivale a frequência de 1 Hz.
Módulo de controle
Módulo de ensaio
86
Foi adotado um coeficiente de Poisson de 0,2 para o cálculo do módulo de resiliência, conforme
indica AUSTROADS (2008).
Figura 50 – Ensaio de módulo de resiliência por compressão diametral.
3.4.1.4 Módulo de Elasticidade
O valor do módulo de elasticidade foi obtido dos corpos de prova cilíndricos de 100 mm
x 200 mm, moldados para o ensaio de compressão axial. O módulo foi determinado a partir das
medidas de tensão e deformação no corpo de prova durante o ensaio de compressão.
Os ensaios foram realizados na Máquina Universal de ensaios, modelo EMIC-DL -
2000, fabricado pela EMIC e instalada Laboratório de Materiais de Construção e Estruturas –
LAMCE do departamento de engenharia civil da UFS. Os dados foram captados por meio do
programa TESC que acompanha o equipamento. Com a aplicação de 30% do valor da
resistência à compressão do material, foi determinado o módulo de elasticidade tangente inicial,
conforme o que determina a norma ABNT NBR 8522:2008 - Concreto - Determinação do
módulo estático de elasticidade à compressão.
As tensões foram obtidas por meio de células de carga acopladas a prensa e as
deformações medidas por meio de extensômetros eletrônicos de configuração dupla com
sensores independentes para medição em cada lado do corpo de prova e caixa de equalização
para obtenção do sinal de deformação média. O equipamento foi posicionado lateralmente ao
corpo de prova na altura de seu terço médio (Figura 51). Os sensores utilizados, são
configurados para medição de pequenas deformações em corpos de prova rígidos, com máxima
deformação mensurável de 2,5mm e resolução de 0,0001 mm, fabricado pela EMIC.
LVDTs
87
Figura 51 – Detalhe da execução do ensaio de módulo de elasticidade.
Durante o ensaio, o corpo de prova foi submetido a uma tensão equivalente a 30% da
tensão de ruptura, mantendo-se neste nível por 60 segundos. Em seguida, promove-se um
descarregamento do corpo de prova até uma tensão de 0,5 MPa, de modo que seja mantido o
contato entre a prensa e o corpo de prova. A velocidade de carregamento e de descarregamento
foi de 0,45±0,15 MPa/s, conforme determina a NBR 8522:2008. Com os medidores de
deformação zerados, o corpo de prova é novamente carregado até à deformação específica
correspondente a 50 x 10⁻⁶ mm, e mantém-se o carregamento por 60 segundos. Na sequência
aplicou-se carga ao corpo de prova até a tensão correspondente a 30% da tensão de ruptura e
manteve-se a força neste nível por 60 segundos, repetindo o procedimento de carregamento e
descarregamento, quatro vezes. Após isto, procedeu-se a ruptura do corpo de prova por
compressão simples. O módulo de elasticidade foi obtido pela aplicação da equação 08 do item
2.1.5.
3.4.1.5 Módulo Dinâmico
O módulo de elasticidade dinâmico foi obtido por meio da determinação da frequência
natural de vibração do material, obtida em ensaios de frequência ressonante definidos pela
Extensômetros
88
norma ASTM C215-14 - Standard Test Method for Fundamental Transverse, Longitudinal, and
Torsional Resonant Frequencies of Concrete Specimens.
O método de teste de ressonância por impacto é um teste simples e não destrutivo para
determinação do módulo de elasticidade dinâmico de diversos materiais, inclusive da
pavimentação. O processo permite que a velocidade da onda elástica, que se propaga através
do corpo de prova, seja medida. Dependendo das dimensões e da rigidez do corpo de prova, a
energia associada com uma ou mais frequências é captada e ampliada (ressonância), uma vez
que se propaga dentro do corpo de prova. No método de ressonância por impacto (Figura 52),
um corpo de prova é atingido com um dispositivo de impacto pequeno e a resposta do corpo de
prova é medida por um acelerômetro leve acoplado ao corpo de prova (NCHRP, 2014).
(a) (b) (c)
Figura 52 – (a) aparelho de ensaio de ressonância por impacto; (b) detalhe do acelerômetro acoplado ao
CP; (c) detalhe do martelo de alta frequência usado para golpear o CP.
O equipamento utilizado foi o sistema RT (Resonance Tester) NDE- 360 da Oston
Instruments. O equipamento permite calcular o módulo de elasticidade, utilizando a medição
da frequência longitudinal, transversal e torsional de acordo com o ponto de aplicação do golpe
e do local de instalação do acelerômetro.
Para realização do ensaio, o corpo de prova foi medido e pesado, em seguida colocado
sobre uma espuma, para que as vibrações oriundas do golpe não se propaguem na superficie
em que o corpo de prova estava apoiado, ou até mesmo que vibrações externas influenciasem
no teste. Em seguida foi acoplado o acelerômetro para captação da frequência de resonância do
corpo de prova. O corpo de prova foi golpeado com um pequeno martelo, e foram feitas três
leituras para cada posição, longitudinal, transversal e torsional.
O módulo de elasticidade dinâmico longitudinal é calculado segundo a ASTM C215-14
pela seguinte equação:
89
𝑀ó𝑑𝑢𝑙𝑜 𝐷𝑖𝑛â𝑚𝑖𝑐𝑜 𝐸 = 𝐷𝑀(𝑛′)2 (Eq. 27)
Onde:
n’ = frequência longitudinal natural, Hz;
D = 5,093 (L∕d2), m-1 para corpo de prova cilíndrico;
L = comprimento do corpo de prova, m;
d = diâmetro do cilindro, m;
M = massa do corpo de prova, kg.
No caso do módulo de rigidez torsional, é calculado pela seguinte equação:
𝑀ó𝑑𝑢𝑙𝑜 𝐷𝑖𝑛â𝑚𝑖𝑐𝑜 𝐺 = 𝐵𝑀(𝑛′′)2 (Eq. 28)
Onde:
n'’ = frequência torsional natural, Hz;
B = (4LR/A), m-1 ;
L = comprimento do corpo de prova, m;
R = fator de forma, que para o CP cilíndrico R=1;
A = área da seção transversal do corpo de prova, m².
O módulo de elasticidade dinâmico transversal, é calculado pela seguinte equação:
𝑀ó𝑑𝑢𝑙𝑜 𝐷𝑖𝑛â𝑚𝑖𝑐𝑜 𝐸 = 𝐶𝑀𝑛2 (Eq. 29)
Onde:
n = frequência transversal natural, Hz;
C = 1,6067 (L³T∕d4), m-1 para corpo de prova cilíndrico;
L = comprimento do corpo de prova, m;
d = diâmetro do cilindro, m;
M = massa do corpo de prova, kg.
T = fator de correção que depende da razão entre o raio de giração (K - o raio de giração
para um cilindro é d/4), e o comprimento do corpo de prova, (L), e do coeficiente de Poisson.
A Tabela 8 dá valores de T para vários valores de K/L e do coeficiente de Poisson.
90
Tabela 8 - Valores do fator de correção T em função do coeficiente de Poisson.
K/L Valores de T
µ = 0,17 µ = 0,20 µ = 0,23 µ = 0,26
0,00 1,00 1,00 1,00 1,00
0,01 1,01 1,01 1,01 1,01
0,02 1,03 1,03 1,03 1,03
0,03 1,07 1,07 1,07 1,07
0,04 1,13 1,13 1,13 1,14
0,05 1,20 1,20 1,21 1,21
0,06 1,28 1,28 1,29 1,29
0,07 1,38 1,38 1,39 1,39
0,08 1,48 1,49 1,49 1,50
0,09 1,60 1,61 1,61 1,62
0,10 1,73 1,74 1,75 1,76
0,12 2,03 2,04 2,05 2,07
0,14 2,36 2,38 2,39 2,41
0,16 2,73 2,75 2,77 2,80
0,18 3,14 3,17 3,19 3,22
0,20 3,58 3,61 3,65 3,69
0,25 4,78 4,84 4,89 4,96
0,30 6,07 6,15 6,24 6,34
(Fonte: ASTM C215/14)
O valor do módulo de elasticidade dinâmico foi obtido dos corpos de prova cilíndricos
de 100 x 200 mm, moldados para o ensaio de módulo de resiliência. Todos os corpos de prova
foram ensaiados aos 28 dias de cura e moldados na umidade ótima e densidade máxima.
3.4.1.6 Módulo Flexural
O módulo flexural foi obtido por meio da aplicação de um carregamento cíclico
(dinâmico) em um corpo de prova prismático, idêntico ao utilizado no ensaio de tração na flexão
(Figura 53) (NCHRP, 2014; AUSTROADS, 2008).
91
Figura 53 - Ensaio de tração na flexão com cargas repetidas para obtenção de módulo flexural.
O procedimento utilizado teve como base a norma Australiana - AS 1012.11-2000 -
Methods of testing concrete: method 11: determination of the modulus of rupture. O ensaio
consiste na aplicação de pulsos de carga cíclicos de forma aproximada de semi-seno, com
duração de 250 ms e pulso com frequência de 1 Hz, incluindo um período de descanso de 750
ms entre os pulsos de carga.
Foram aplicados pulsos de carga equivalentes a 40 % da tensão de ruptura, determinados
a partir do ensaio de resistência a tração na flexão. A norma Australiana AS 1012.11-2000
indica este nível de tensão, que é fosse suficientemente baixa para não danificar o corpo de
prova, contudo, suficientemente elevada para produzir um deslocamento que permitisse o
cálculo do módulo flexural.
Seguindo a norma Australiana AS 1012.11-2000, durante o ensaio, foram aplicados
100 pulsos de carga, sendo que os primeiros 50 ciclos foram considerados como
precondicionamento. Apenas a média dos últimos 50 ciclos é que foi considerada para o cálculo
módulo flexural do corpo de prova. Foram realizadas três repetições deste processo para cada
corpo de prova.
92
O valor do módulo flexural foi obtido pela (Eq. 30):
𝑆𝑚á𝑥 = 23. 𝑃𝑙3
108. 𝑏ℎ3. 𝛿ℎ 𝑥 1000 (Eq. 30)
Onde:
Smáx = módulo flexural (MPa);
P = Carga máxima de ruptura (N);
L = dimensão do vão (mm);
b = largura do corpo de prova (mm);
h = altura do corpo de prova (mm);
δh = deslocamento no meio do vão (mm).
Os ensaios foram realizados no Sistema Integrado de Ensaio para Misturas Betuminosas
e Solos (SIEMBS) por meio de adaptações. O sistema não possui uma configuração específica
para este tipo de ensaio. Neste caso, foi utilizado o módulo de controle na versão de módulo de
resiliência para misturas betuminosas. Nesta rotina, o sistema utilizado faz o cálculo para um
corpo de prova cilíndrico (60 mm de altura 𝐿𝑐 e 100 mm de diâmetro 𝐷), sendo necessário
modificar o parâmetro de entrada do valor da tensão, de forma que fosse efetivamente aplicada
a tensão pretendida.
A partir do valor da Resistência a Tração na Flexão (Rt,f) e das dimensões nominais dos
corpos de prova prismáticos (10x10x30 cm³) e cilíndricos (D de 6 cm e Lc de 6 cm), obteve-se
uma relação entre as tensões de tração por compressão diametral e a de tração na flexão. Assim,
o valor de entrada no sistema passou a ser um valor de resistência à tração equivalente 𝑅𝑇𝑒𝑞,
que é calculado pela equação 31:
𝑅𝑇𝑒𝑞 (𝑀𝑃𝑎) =2 ∗ 𝑅𝑡𝑓 ∗ 𝑏 ∗ ℎ2
𝜋 ∗ 𝐿𝑐 ∗ 𝐷 ∗ 𝐿≈ 0.35368 ∗ 𝑅𝑡𝑓 (Eq. 31)
O registro do deslocamento no meio do vão foi feito por dois LVDTs acoplados ao corpo
de prova por uma barra metálica fixada por pressão no centro do mesmo. Os LVDTs
acompanham o deslocamento do corpo de prova, registrando a leitura feita entre ele e a base da
prensa (ponto fixo), onde foi colocada uma chapa de aço redonda (Figura 54).
93
(a) (b)
Figura 54 – (a) Detalhe do ponto fixo na base da prensa, para leitura dos LVDTs; e (b) da barra de fixação
dos LVDTs ao corpo de prova.
O cálculo do modulo flexural dinâmico foi realizado a partir da utilização do valor
médio dos registros dos deslocamentos feitos pelos LVDTs e da média das forças aplicadas.
Isto se deve à variabilidade das forças aplicadas durante o ensaio, chegando a 4 % do valor
pretendido, devido à baixa sensibilidade do sistema pneumático para os baixos valores de carga
aplicados. Contudo, esta variabilidade não invalidou o ensaio, pois foi possível registrar os
deslocamentos e forças em todos os ciclos de carregamento.
3.4.2 Vida de fadiga da BGTC
Para a determinação da vida de fadiga da BGTC, foram ensaiados os mesmos corpos de
prova prismáticos usados para a determinação do módulo flexural. O ensaio de vida de fadiga
iniciou logo após os 100 ciclos usados para a determinação do módulo flexural, fazendo um
incremento no valor da carga.
Os corpos de prova passaram por um processo de cura de 28 dias em câmara úmida até
a data de realização do ensaio. O ensaio utilizado foi do tipo tensão controlada, ou seja, com
aplicação de carga cíclica de magnitude constante e deformações resultantes variando com o
tempo. O ciclo de atuação das cargas foi de 1 Hz, com 250 ms de aplicação do pulso e 750 ms
de intervalo de alívio entre uma aplicação e outra. Como citado anteriormente, o SIEMBS,
sistema utilizado nesta pesquisa, não mantém a aplicação constante da força para todos os ciclos
de carregamento, apresentando uma variação na tensão real e alvo de ± 1%. Este percentual foi
verificado por amostragem dos ciclos a partir das leituras indicadas no sistema, sendo
considerado aceitável.
94
Foram utilizados três níveis de tensão relativos ao valor da tensão de ruptura. Os
carregamentos cíclicos foram aplicados nos seguintes níveis de tensão: 90%, 85%, e 75% do
valor da tensão de ruptura por tração na flexão, obtida no respectivo ensaio. A escolha destes
patamares de tensão visou proporcionar uma condição de carregamento mais severa, como
indica a AUSTROADS (2008).
O critério de determinação do número N, que representa a quantidade de ciclos
necessários para a fadiga do material em cada nível de tensão, foi o número de ciclos sob os
quais o corpo de prova chegou à ruptura. Caso o material ensaiado tivesse um maior percentual
de cimento e exigisse maiores tempos de ensaio, seriam utilizados os seguintes critérios
adicionais para a determinação do número N (AUSTROADS, 2008): quando os deslocamentos
atingissem o dobro dos deslocamentos iniciais do ensaio; ou o número de ciclos no ensaio
atingisse 1 milhão.
3.5 TRATAMENTO DOS DADOS
3.5.1 Seleção de propriedades mecânicas mais adequadas à análise mecanística
Os principais métodos de dimensionamento de pavimentos semirrígidos e invertidos
utilizam critérios diferentes para obtenção do módulo de camadas cimentadas, quais sejam:
A AASHTO (2004) utiliza módulo de elasticidade estático tangente inicial.
A AUSTROADS (2004) utiliza o módulo flexural.
O SAPEM (2013) utiliza o módulo de elasticidade constante.
No Brasil, o método mecanístico empírico está em desenvolvimento, o que trará um
tratamento mecanicista aos materiais utilizados na pavimentação. Neste contexto, o objetivo
desta etapa é contribuir com os métodos de análise de tensões, deformações e deslocamentos
da BGTC. Pretende-se fazer uma seleção do ensaio de laboratório que melhor traduz os
módulos elásticos de campo.
Foram determinadas em laboratório, as principais propriedades mecânicas da BGTC,
com destaque para o módulo de resiliência, o módulo de elasticidade, o módulo dinâmico e o
módulo flexural. Estes parâmetros foram avaliados quanto a sua magnitude e correlação com
os módulos de elasticidade obtidos logo após a conclusão do trecho monitorado. A partir das
bacias deflectométricas obtidas no TMA logo após a abertura ao tráfego, ou seja, sem danos ao
pavimento, foram feitas análises para obtenção de bacias defletométricas teóricas no AEMC
utilizando os valores dos módulos elásticos da BGTC obtidos em laboratório.
95
Foi considerado como melhor parâmetro o que, quando utilizado, forneceu a bacia
deflectométrica teórica com menor resultado da raiz do erro médio quadrático normalizado
(RMSE), ou seja, aquela que apresentou uma melhor aproximação da bacia deflectométrica
obtida em campo. Este processo pode ser representado como segue:
(𝑑0, 𝑑1, 𝑑2, ⋯ , 𝑑𝑛) = 𝑓(ℎ𝑖, 𝑣𝑖 , 𝐸𝑖)|𝑅𝑀𝑆𝐸 → 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜 (Eq. 32)
Onde:
dn = Deflexão à distância n da aplicação da carga;
hi = Espessura da iésima camada;
vi = Poisson da iésima camada;
Ei = Módulo da iésima camada.
3.5.2 Proposta de modelo de fadiga
O modelo de previsão de desempenho à fadiga de BGTC foi obtido a partir da linha de
tendência do gráfico gerado nos ensaios de vida de fadiga realizados em laboratório. Este
gráfico indica a relação entre a variável independente, que neste estudo foi a deformação
específica de tração (εt) e a variável dependente, que é o número de ciclos de carregamento (Nf)
que causa a ruptura do corpo de prova. Baseado em alguns métodos de dimensionamento de
pavimentos (SAPEM, 2013; AUSTROADS, 2004), é esperado um comportamento exponencial
da linha de tendência, com diminuição dos valores de Nf à medida que crescem os valores
iniciais medidos de εt, para ensaios de tensão controlada. Contudo, o ajuste da curva de fadiga
será proposto para o modelo que forneça maior valor de coeficiente de determinação:
𝑁𝑓 = 𝑓(휀𝑖)|𝑅2 → 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 (Eq. 33)
Onde:
Nf = Número de ciclos de carregamento em tensão controlada;
i = Deformação específica de tração do ensaio de fadiga (microstrains).
O modelo também foi elaborado a partir da relação entre a tensão de tração no corpo de
prova (σt) e o número de ciclos de carregamento (Nf), porém a escolha da deformação específica
como variável independente resultou de uma prévia análise do comportamento de camadas
cimentadas, que traduz melhor o acúmulo de danos por fadiga e a redução de rigidez ao longo
do tempo (SAPEM, 2013; AUSTROADS, 2004).
96
3.5.3 Fator campo-laboratório
O ambiente controlado de laboratório e limitações de fator de escala faz com que sejam
obtidos em laboratório, de maneira geral, valores distintos de vida de fadiga daqueles
encontrados no pavimento em operação. Este mesmo processo ocorre, especialmente, na
estimativa de número de ciclos de carregamento que causam fadiga a partir de testes de
laboratório.
Nesta pesquisa, em conjunto com os dados determinados em laboratório, que compõem
o modelo de previsão de desempenho à fadiga da BGTC, foi feita uma calibração deste modelo
com os dados do levantamento estrutural do trecho monitorado. Estes dados foram utilizados
para determinação do módulo elástico da camada de BGTC e sua variação ao longo do período
de avaliação visando verificar a ruptura por fadiga. O momento de ruptura em campo da camada
de BGTC foi definido quando o seu módulo de elasticidade atingiu valor igual ou inferior a 800
MPa (SAPEM, 2013; AASHTO, 2004).
Foram determinadas, através da teoria do sistema de camadas elásticas, as tensões e
deformações iniciais, provenientes do perfil de tráfego no TMA. Tais tensões e deformações,
também foram calculadas para intervalos de 3 meses, com inserção do incremento de tráfego
no período e seu respectivo carregamento. O conjunto das tensões e deformações foi
responsável pelo acúmulo de danos à camada de BGTC até que acontecesse o fim da sua "vida
de fadiga", ou seja, a perda da rigidez motivada pela diminuição no valor do módulo elástico.
O número de repetições de cada tensão e/ou deformação no pavimento em operação foi
relacionado ao correspondente valor no modelo de fadiga obtido em laboratório, tornando
possível obter o fator de correção, aqui chamado de fator campo-laboratório.
3.5.4 Proposta de modelo de módulo em função do dano acumulado
O processo de fadiga da BGTC é caracterizado por uma redução da rigidez do material
à medida que há um acúmulo nas solicitações dos carregamentos. Este processo pode ser
expresso em termos de modelo matemático que relaciona o dano acumulado com a rigidez da
camada. O guia da AASHTO (2004) apresenta uma forma sigmoidal deste modelo (Eq. 34).
𝐸𝑐𝑠𝑚(𝑡) = 𝐸𝑐𝑠𝑚(min) + (𝐸𝑐𝑠𝑚(max) − 𝐸𝑐𝑠𝑚(min))
(1 + 𝑒(−4+14∗𝐷)) (Eq. 34)
Onde:
Ecsm (t) = novo módulo de elasticidade no período t e nível de dano D (MPa)
97
Ecsm (max) = módulo de elasticidade para a camada intacta (MPa);
Ecsm (min) = módulo de elasticidade final da vida de fadiga efetiva (MPa);
D = nível de dano em forma decimal (por exemplo, D=0,60).
Foi avaliado o comportamento do módulo elástico em relação ao dano acumulado para
períodos consecutivos (t) de 3 meses, até a observação da ruptura por fadiga. Os danos
acarretados por cada eixo de carga no período foram somados e relacionados ao módulo elástico
inicial. A linha de tendência retirada do gráfico da relação entre dano e módulo elástico, que
melhor se adequar ao fenômeno, será avaliada pelo menor resultado da raiz do erro médio
quadrático normalizado (RMSE) e maior valor de coeficiente de determinação. Desta forma,
foi calibrado um modelo, que indique o comportamento do modulo elástico da BGTC a partir
do nível de dano acumulado.
98
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
Nesta seção são apresentados e discutidos os dados obtidos durante a pesquisa.
Inicialmente são apresentados os resultados dos levantamentos em campo realizados no trecho
monitorado, seguidos dos dados obtidos nos ensaios em laboratório.
Os dados do comportamento funcional e estrutural do pavimento pesquisado são
apresentados resumidamente e tratados estatisticamente, sendo abordados no âmbito do seu
desempenho ao longo do tempo, com o intuito de fazer uma avaliação da durabilidade e
desempenho da base de BGTC, quando submetida à ação repetida das cargas proveniente do
tráfego.
4.1 RESULTADOS DA AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO EM CAMPO
4.1.1 Resultados da Avaliação Funcional do Pavimento
Para a avaliação funcional, foram levantados os dados de macro e microtextura do
revestimento, afundamento de trilha de roda, irregularidade longitudinal e avaliação de defeitos
no revestimento, além do estudo do tráfego ao longo do tempo, conforme apresentados e
discutidos na sequência.
4.1.1.1 Levantamento de Defeitos
Foram compilados os dados dos levantamentos feitos de 2012 até 2016 no TMA,
agrupando os defeitos em metro quadrado (m²) de área atingida em relação a área total, sendo
apresentados em termos percentuais. A avaliação também é qualitativa, à medida que os
defeitos são classificados por grau de severidade. Assim, “panelas” têm um peso maior na
ponderação destes defeitos.
O TMA apresentou trincas e afundamentos de trilha de roda, já a partir do segundo
levantamento, sendo seguido por um substancial crescimento ao longo do tempo,
principalmente no que diz respeito a trilha de roda. No caso das trincas, estas apresentaram um
crescimento inicial substancial de 50% de aumento entre 2013 e 2014, reduzindo em 2015 e
voltando a crescer em 2016 (Figura 55). Este comportamento poderia indicar uma
inconsistência nos dados, uma vez que o envelhecimento do revestimento e a ação contínua do
tráfego são elementos que propiciam o crescimento deste tipo de defeito. Contudo, as
observações feitas, durante os levantamentos de defeitos, indicam, na verdade, que locais onde
tinham surgido trincas, passaram por reparos com a execução de Remendos (REM), o que
diminuiu o percentual de área trincada, mas não o percentual de defeitos no pavimento, uma
vez que o próprio remendo executado se constitui em defeito.
99
Figura 55 - Evolução dos defeitos entre 2012 e 2016.
O afundamento de trilha de roda é sem dúvida o principal defeito, abrangendo todo o
trecho monitorado. Entre os demais defeitos encontrados nos levantamentos, destacaram-se as
Trincas Isoladas Longitudinais (TIL) e Transversais (TIT) (Figura 56). No caso das trincas
longitudinais, que apresentaram um crescimento maior, acompanhando o crescimento da trilha
de roda, o que pode indicar um processo de fadiga da camada de BGTC. Nesta hipótese, a
fadiga da camada, leva a uma reflexão de trincas para o revestimento, o que facilita a entrada
de água por estas trincas afetando as camadas granulares inferiores, ocasionando o
bombeamento de finos, que foi observado em campo durante os levantamentos.
Figura 56 - Distribuição dos principais defeitos observados em 2016 no TMA.
No último levantamento feito, observou-se que pouco mais de 28% da área do trecho
monitorado possuía alguma trinca ou remendo, o que equivale a 284 m² dos 1.008 m² de área
total. Desta área, 15,5 % são relativos a remendos, o que significa cerca de 44 m² dos 284 m²
computados. Ou seja, os remendos, não são exatamente em grande número, porém, por serem
0
38
67
78
100
0 3 4,5 3,6 4,800
102030405060708090
100
2012 2013 2014 2015 2016
De
feit
os
em
(%
) d
e á
rea
Ano
Afundamento de Trilha de Roda Trincas
1%
57%28%
14%
Tipos de Defeitos
Outros
TIL
TIT
REM
100
considerados por sua dimensão real, tem uma grande significância em termos de área (Figura
57). Isto porque, pela metodologia utilizada a área das trincas são calculadas de forma distinta
dos remendos. As trincas são computadas com largura padrão de 20 cm ao longo de seu
comprimento, o que faz com que dos 240 m afetados por trincas, o valor padronizado seja de
48 m² que equivale aos 4,8% em relação a área do trecho.
Figura 57 – Detalhe de remendos feitos e do surgimento de buracos no TMA.
4.1.1.2 Macrotextura
As avaliações de macrotextura realizadas no trecho foram feitas por meio do ensaio de
mancha de areia. Os resultados indicam que desde a liberação do TMA ao tráfego os valores
observados já não atendiam as especificações da norma DNIT 031/2004 - ES. O valor da
macrotextura, indicado por HS (altura média da mancha), apresentou uma queda ao longo do
período de monitoramento (Figura 58). Assim, o revestimento que estava classificado como de
textura média, passou a ser classificado como de textura fina. Esta diminuição dos valores de
HS pode sugerir um desgaste na superfície do revestimento ao longo do tempo, principalmente
nas trilhas de roda, onde foram feitas as medições.
101
Figura 58 - Evolução da macrotextura ao longo do tempo no TMA.
Além dos levantamentos feitos com o ensaio de mancha de areia, foram feitos
levantamentos com conjunto laser de alta frequência para determinação do valor do ETD
(Estimated Texture Depth) ou Profundidade Estimada da Textura em função do MPD (Mean
Profile Depth) ou profundidade média do perfil que foi calculada de acordo com a ASTM E-
1845 (ASTM, 2005). Os cálculos foram realizados a partir da média das profundidades do
perfil, obtido com medições diretas com conjunto laser na trilha de rodas externa. Neste caso,
os valores tiveram pouca variação sendo enquadrado em um pavimento de textura média.
A diminuição da macrotextura ao longo do tempo não é um resultado inesperado, pois
as observações de campo indicaram situações de polimento de agregados e desgaste superficial
do revestimento, principalmente na trilha de roda, onde o contato pneu-pavimento é intenso. A
diferença de valores entre os métodos, possivelmente é causada pelo modo de leitura de cada
um. Enquanto o ensaio de mancha de areia é feito em local específico, evitando-se locais com
trincas ou fissuras, o laser faz uma leitura de toda a superfície o que leva a determinar como
problemas de macro textura eventuais leituras feitas em trincas e fissuras.
4.1.1.3 Microtextura
A microtextura foi obtida com a utilização do pêndulo britânico e quantificada pelo
Valor de Resistência a Derrapagem (VRD). As medições feitas ao longo do período de
monitoramento indicaram uma diminuição do valor da resistência à derrapagem (Figura 59).
Os valores de VRD logo na abertura ao tráfego já apresentaram valores abaixo do recomendado,
de acordo com DNIT (2006).
0,49 0,45
0,36
0,57 0,57 0,560,61
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
0,00 9,00 14,00 36,00 39,00
PR
OFU
ND
IDA
DE
( m
m)
MÊS
Mancha de Areia (HS) Laser (ETD) Laser (MPD)
Textura Grossa
Textura Média
Textura Fina
102
Figura 59 - Evolução da microtextura ao longo do tempo no TMA.
O valor de VRD acima de 55 indica uma superfície rugosa, ideal para segurança da
rodovia. Os valores encontrados ao longo dos anos de monitoramento indicaram uma superfície
medianamente rugosa, apresentando-se na classe imediatamente inferior ao recomendado. O
que contribui para tornar o trecho inseguro quanto a derrapagem, principalmente quando isto
se apresenta em conjunto com a trilha de roda.
4.1.1.4 Índice de Irregularidade Longitudinal (IRI)
A avaliação da irregularidade longitudinal do trecho monitorado foi dada pelo
International Roughness Índex (IRI) calculado a partir dos dados obtidos por um perfilômetro
inercial a laser instalado em um veículo e ligados a um computador.
Os levantamentos feitos indicaram um aumento da irregularidade longitudinal ao longo
dos anos (Figura 60). Apenas na primeira medição, feita logo após a conclusão e entrega do
trecho ao tráfego, é que se tem um valor de Irregularidade Longitudinal inferior ao exigido pelo
DNIT (2006).
51,03 50,58 49,4 49,11 48,61
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
75
2012 2013 2014 2015 2016
VR
D
VRD
Valor recomendado VRD ≥ 55
103
Figura 60 - Evolução da irregularidade longitudinal com o tempo no TMA.
O aumento significativo da irregularidade ao longo das outras medições é influenciado
em grande parte pelos remendos e até panelas encontradas durante os levantamentos. Os
remendos, apesar de serem feitos para corrigir defeitos, em geral, eles representam pontos de
irregularidade no revestimento, contribuindo significativamente no cálculo do IRI.
4.1.1.5 Estudo de Tráfego
O ponto de partida do estudo do tráfego nesta pesquisa foi, os dados da contagem
volumétrica e classificatória realizada em 2012. Estes dados indicaram o perfil de tráfego que
serviu de base para identificação dos tipos de eixo e o seu número N de atuação no pavimento
(Figura 61). Para os cálculos, foram utilizados os dados de apenas uma das pistas no sentido
decrescente da quilometragem (Sul/Norte), uma vez que o TMA está localizado nesta direção.
Os dados indicaram que cerca de 66% do tráfego eram de veículos de passeio e motos,
e que 34% era constituído de veículos de carga, ônibus e outros. Dentre estes veículos de carga
foi quantificada a passagem de cinco tipos de eixos de carga. O perfil da distribuição destes
eixos no tráfego de veículos comerciais indica que o ESRS (eixo simples de roda simples)
corresponde a 38,68% da quantidade de eixos que solicitam a via, seguido do Tandem Duplo,
com 33,26%. Além destes, o ESRD (eixo simples de roda dupla), o Tandem Triplo e o 2ESRS
(dois eixos simples de roda simples - direcional) apresentam um percentual de 17,57%, 10,16%
e 0,34%, respectivamente (Figura 62).
2,62
3,333,80
4,41
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
3,50
4,00
4,50
5,00
2012 2013 2014 2016
IRI(
m/k
m)
ANO
IRI DNIT
Recomendado IRI ≤ 2,7 m/Km
104
Figura 61 - Perfil do tráfego no TMA em 2012.
Figura 62 - Perfil de distribuição dos cinco tipos de eixos selecionados no TMA.
Nesta pesquisa foi considerada que a distribuição de passagens de eixo foi mantida
durante o período avaliado, aplicando-se apenas a variação do crescimento total e não de
eventuais diferenças no crescimento de cada eixo especificamente.
Os dados de volume de tráfego registrados por um radar instalado próximo do TMA,
permitiram identificar o percentual de veículos de carga que transitam em cada faixa de
rolamento. Para isto foram separados os veículos de classe 1 (menor que 5 metros entre eixos)
das demais classes. Com isto, os dados indicaram que 78% dos veículos de carga trafegam pela
faixa de rolamento direita, que foi a faixa onde foram feitos os levantamentos e ensaios. Assim,
Ônibus / Carga(2 eixos)
16,9%
Ônibus / Carga(3 eixos)14,1%
Carga(4 eixos)
0,7%
Carga(5 eixos)
0,0%
Carga(6 eixos)
0,0%
Carga(7 eixos)
0,0%
Carga(8 eixos)
0,0%
Carga(9 eixos)
0,0%
Passeio60,7%
Moto5,3%
Outros2,3%
1ESRS38,68%
2ESRS0,34%
ESRD17,57%
TANDEM233,26%
TANDEM310,16%
1ESRS
2ESRS
ESRD
TANDEM2
TANDEM3
105
apenas os veículos de carga que trafegam nesta faixa, foram usados no cálculo de dano por
fadiga.
Para acompanhar a evolução do tráfego no TMA, também foram utilizados os dados de
registro de tráfego dos radares do km 106. Os radares foram instalados em 2014, dois anos após
a contagem classificatória e a abertura do trânsito na rodovia após a duplicação. Como não
havia registros de 2013, foi considerada uma evolução com comportamento linear entre 2012 e
2014. A partir daí foram computados os dados registrados em 2015 e dados parciais de 2016.
Os registros da evolução do tráfego indicaram um crescimento muito acentuado entre
2012 e 2014 (Tabela 9). O volume médio diário teve um acréscimo geral de 20 %, enquanto
que computados apenas os veículos de carga, este crescimento foi ainda mais significativo, com
cerca de 73% nos dois primeiros anos de operação da via.
Tabela 9 – Crescimento do tráfego no TMA nos primeiros dois anos de operação.
Ano 2012 2014 Crescimento
% VMD VMD
Total de veículos 6184 7431 20
Veículos de carga 1706 2955 73
Este acréscimo substancial no tráfego neste período pode estar relacionado ao
crescimento econômico do país e em especial da região nordeste, naquela época. Outro aspecto
importante é o tráfego atraído de outras rodovias, como a BR-116, que podem ter migrado para
a BR-101 com a duplicação. Contudo, seria necessário um aprofundamento bem maior da
análise para verificação destas e outras hipóteses.
Durante o ano de 2015 e com os dados de janeiro a outubro de 2016, fica evidente um
posterior decréscimo dos volumes de tráfego para patamares bem abaixo dos valores de 2014,
ano no qual o VMD apresentou seu pico. Observa-se que em 2015 o VMD total fica menor que
os níveis de 2012 (Figura 63). Porém, em relação aos veículos de carga (Figura 64), mesmo
com a queda geral, o volume de tráfego destes veículos é 16 % maior em 2015 que em 2012.
Isto pode indicar que a queda da atividade econômica no país e na região neste período,
apresenta efeitos defasados entre o tráfego de veículos de passeio e os de carga, sendo mais
rapidamente percebida nos veículos de passeio. Cabe observar que esta hipótese foi definida a
partir de uma análise primária sobre o fenômeno, por não se tratar do foco desta pesquisa.
106
Figura 63 - Evolução do tráfego total no TMA.
Figura 64 - Evolução do tráfego de veículos de carga no TMA.
Os dados brutos da pesagem foram distribuídos em uma curva normal relacionando os
pesos brutos dos eixos (classes) aferidos nas pesagens e a frequência absoluta de cada evento.
Na pesagem, o eixo simples de rodas simples (ESRS) apresentou uma carga média de
4,68 tf com 13,71% do total excedendo 6,00 tf. A maior parcela deste eixo tinha carga entre 5
e 6 toneladas (Figura 65). De acordo com os resultados há um percentual relativamente pequeno
de sobrepeso, com valores convergindo para uma média inferior à carga legal. Contudo, por sua
frequência absoluta ser a maior entre os eixos de carga, a sobrecarga registrada transfere danos
relevantes ao pavimento.
36635579
7431
6184
y = -572,88x2 + 2E+06x - 2E+09R² = 0,97
0
1.000
2.000
3.000
4.000
5.000
6.000
7.000
8.000
2012 2013 2014 2015 2016
VM
D
ANO
1282
1983
2955
1706y = -319,82x2 + 1E+06x - 1E+09
R² = 0,90
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
2012 2013 2014 2015 2016
VM
D
ANO
107
Figura 65 - Distribuição normal das cargas do ESRS no TMA.
No caso do eixo Tandem Duplo (ETD), o valor médio das cargas foi de 13,45 tf com
22,37% do total de eixos com valores excedendo o limite de 17,00 tf. Neste caso, a maior
parcela de eixos tinha carga entre 12,75 e 17,00 toneladas com um desvio padrão de 4,8 tf
(Figura 66). Quanto ao excesso de carga, além de quase um quarto dos eixos trafegarem acima
do peso, este eixo aplica quase três vezes mais carga que o ESRS, com quantidade de passagens,
apenas 5,42 % menor. Trazendo potencial contribuição a um dano precoce ao pavimento.
Figura 66 - Distribuição normal das cargas do eixo Tandem Duplo no TMA.
ESRS
Distribuição Normal
Média = 4682,8 kg; Desvio Padrão = 1301,4 kg
> 6000 kg = 13,71%
0% 0%1%
14% 13%
23%
34%
12%
1%0% 0% 0%
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000 11000
Classes (kg)
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800F
req
uê
nci
a A
bso
luta
ETDDistribuição Normal
Média = 13452,0 kg; Desvio Padrão = 4805,8 kg> 17000 kg = 22,34%
1%
20%
18%
39%
19%
3%
0% 0% 0%
4250 8500 12750 17000 21250 25500 29750 34000
Classes (kg)
0
200
400
600
800
1000
1200
Fre
quên
cia
Abs
olut
a
108
A proporção do eixo simples de rodas duplas (ESRD) no perfil de tráfego de cargas,
segundo dados da contagem é de 17,57%, inferior aos eixos ESRS e ETD. Este tipo de eixo é
utilizado para perfil de veículos de carga de curta e média distância. O mesmo apresentou
sobrecarga em apenas 12,26% do total. O valor médio das cargas foi de 6,44 tf, com 28% dos
eixos trafegando com carga entre 4,00 e 6,00 toneladas e um desvio padrão de 2,73tf (Figura
67).
Figura 67 - Distribuição normal das cargas do ESRD no TMA.
Para o eixo Tandem Triplo (ETT) o valor médio das cargas foi de 20,78 tf com 17,90%
do total de eixos com valores excedendo o limite de 25,5 tf. A maior parte deste tipo de eixo
apresentou cargas entre 20,0 e 25,0 toneladas com um desvio padrão de 5,3 tf (Figura 68). O
fato de quase um quinto dos eixos trafegarem acima do peso indica que os veículos mais comuns
em viagens de longas distâncias, como é o caso dos equipados com eixo tandem duplo e triplo,
são os que trafegam com maior percentual de sobrepeso, 22,37% e 17,90%, respectivamente.
109
Figura 68 - Distribuição normal das cargas do eixo Tandem Triplo no TMA.
O duplo eixo simples de roda simples direcional (2ESRS) é um tipo pouco comum no
Brasil, sendo encontrado principalmente em ônibus. Os dados da pesagem indicaram que 50%
deste eixo apresentaram excesso de carga, o que seria bem maior que o registrado para o ETD
e ETT, avaliados como o de maior percentual de sobrepeso. Porém, a sua baixa frequência
(apenas 0,34% do total geral dos eixos) pode indicar uma distorção pontual na amostra coletada,
uma vez que a maior parcela (30%) apresentou carga entre 11,0 e 12,0 tf, o que está dentro do
seu limite legal (Figura 69).
Figura 69 - Distribuição normal das cargas do eixo 2ESRS no TMA.
ETTDistribuição Normal
Média = 20784,2 kg; Desvio Padrão = 5328,1 kg> 25500 kg = 17,90%
0%
5%
10%
18%
48%
16%
2%0%
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000
Classes (kg)
0
100
200
300
400
500
600
Fre
quên
cia
Abs
olut
a
2ESRSDistribuição Normal
Média = 12683,0 kg; Desvio Padrão = 2826,4 kg> 12000 kg = 50,00%
10% 10%
0%
30%
10%
20%
0% 0%
10% 10%
0%
8000 9000 10000 11000 12000 13000 14000 15000 16000 17000 18000 19000
Classes (kg)
0
1
2
3
4
Fre
quên
cia
Abs
olut
a
110
Foi determinado um perfil representativo de carga em quatro classes de frequências
iguais, divididas por seus quartis e representadas pelos valores médios de carga de cada classe
da distribuição. Ou seja, para cada parcela de 25% do número de passagens de cada eixo, foi
atribuído um valor de carga correspondente ao valor médio da classe. O resultado desta
distribuição é apresentado na Tabela 10.
Tabela 10 - Valores médios de carga por classe de eixo.
Tipo de Eixo
Médias da carga das classes
(kg)
1º 2º 3º 4º
1ESRS 3367 4593 5113 6788
2ESRS 9980 11730 12580 16090
ESRD 3933 6237 7699 11741
ETD 7621 12956 15569 20528
ETT 11448 19766 23114 29355
O número N de passagens mensal de cada eixo a partir dos dados da contagem feita em
2012, considerando que apenas 78% dos veículos de carga transitam na faixa da direita é
apresentado na Tabela 11.
Tabela 11 – Número de passagens de cada eixo no início da operação da rodovia em 2012.
Tipo de Eixo ND
(Diário)
Nm
(Mensal)
Nmfd
(Mensal na faixa direita)
1ESRS 2417 73529 57353
2ESRS 21 638 498
ESRD 1362 41439 32323
TANDEM 2 1811 55084 42966
TANDEM 3 636 19357 15099
Com os dados da evolução do tráfego e as classes de pesagem, foi definido um período
de estudo de 21 meses a partir do início de operação do trecho, para o cálculo do dano
acumulado. Foi aplicada uma taxa de crescimento mensal de 2,41%, que corresponde à taxa
mensal de crescimento do tráfego de carga nos primeiros 21 meses (2012 até 2014). O resultado
do número real de passagens de cada eixo é apresentado na Tabela 12. Os valores foram
separados em períodos de 3 meses de incremento até o fim do período de análise, com a
finalidade da utilização nos estudos de dano acumulado.
111
Tabela 12 – Resultado do cálculo do número real de passagens de cada eixo para o período de análise.
Período Tipo de Eixo
1ESRS 2ESRS ESRD TANDEM 2 TANDEM 3
1º Mês 57353 498 32323 42966 15099
2º Mês 58736 510 33102 44002 15463
3º Mês 60153 523 33901 45063 15836
Acumulado 1º período 1,76E+05 1,53E+03 9,93E+04 1,32E+05 4,64E+04
4º Mês 61603 535 34718 46150 16218
5º Mês 63089 548 35556 47263 16609
6º Mês 64611 561 36413 48403 17009
Acumulado 2º período 1,89E+05 1,64E+03 1,07E+05 1,42E+05 4,98E+04
7º Mês 66169 575 37292 49571 17419
8º Mês 67765 589 38191 50766 17840
9º Mês 69399 603 39112 51990 18270
Acumulado 3º período 2,03E+05 1,77E+03 1,15E+05 1,52E+05 5,35E+04
10º Mês 71073 617 40055 53244 18710
11º Mês 72787 632 41021 54528 19162
12º Mês 74542 648 42011 55844 19624
Acumulado 4º período 2,18E+05 1,90E+03 1,23E+05 1,64E+05 5,75E+04
13º Mês 76340 663 43024 57190 20097
14º Mês 78181 679 44061 58570 20582
15º Mês 80067 696 45124 59982 21078
Acumulado 5º período 2,35E+05 2,04E+03 1,32E+05 1,76E+05 6,18E+04
16º Mês 81998 712 46212 61429 21587
17º Mês 83975 729 47327 62910 22107
18º Mês 86001 747 48468 64428 22640
Acumulado 6º período 2,52E+05 2,19E+03 1,42E+05 1,89E+05 6,63E+04
19º Mês 88075 765 49637 65981 23186
20º Mês 90199 784 50834 67573 23746
21º Mês 92374 802 52060 69202 24318
Acumulado 7º período 2,71E+05 2,35E+03 1,53E+05 2,03E+05 7,13E+04
O estudo de tráfego apurou que ocorreu um crescimento atípico do tráfego nos primeiros
dois anos de funcionamento do trecho seguido de uma queda nos anos seguintes. Aliado a este
crescimento atípico, os dados mostram que um percentual significativo destes veículos de carga,
trafegam com sobrecarga. O valor médio geral das cargas, ficou dentro dos patamares
permitidos pela legislação, o que não indica uma adequação de todos os veículos a patamares
legais. Quando consideramos apenas a média do último quartil, ou seja, 25% das solicitações,
observamos que esta média é maior que o valor permitido. Assim, mesmo com números
inferiores a vinte e cinco por cento de solicitações com sobrepeso, este excesso é tão alto que
eleva o valor médio para um valor acima do permitido, trazendo consequências danosas ao
pavimento, uma vez que eleva muito os níveis de tensão sobre as camadas.
112
4.1.2 Resultados da Avaliação Estrutural
Nesta etapa, foi feita a retroanálise das bacias de deflexão obtidas nos levantamentos de
campo, com Viga Benkelman Eletrônica. Neste processo foi possível determinar os módulos de
elasticidade teóricos de cada camada do pavimento estudado no TMA. Nas análises foram
utilizados dados de levantamentos feitos de 2012 a 2016, o que permitiu ver o processo de
degradação da camada de BGTC pela diminuição dos valores dos módulos ao longo do tempo.
Dados de um levantamento com viga Benkelman feito no TMA logo após a execução da base
em BGTC e retirados de relatório de supervisão da obra, indicaram uma deflexão máxima de
13x10-2 mm o que indicava uma elevada rigidez do pavimento até aquele momento. Em 2012,
logo após a execução da camada de revestimento, e sem abertura para o tráfego de veículos, foi
feito um levantamento da deflexão, desta vez usando o FWD, o valor da deflexão máxima de
8,4x10-2 mm. Apesar das diferenças entre os tipos de levantamento e das camadas, os baixos
valores de deflexão, comprovam a alta rigidez do pavimento logo após a execução.
4.1.2.1 Retroanálise
A Tabela 13 apresenta os valores médios das bacias deflectométricas obtidas nos
levantamentos realizados no trecho monitorado entre os anos de 2013 e 2016, com viga
Benkelman. São indicadas a deflexão nas sob a carga (D0) e nas distâncias de 25, 40, 60, 90,
120 e 190 cm do ponto de aplicação da carga.
Tabela 13 – Bacias deflectométricas médias obtidas entre os anos de 2013 e 2016 no TMA.
Data do
levantamento
Deflexão
(10-2 mm)
D0 D25 D40 D60 D90 D120 D190
27/03/2013 20 17 12 8 4 2 0
12/10/2013 29 26 21 17 16 11 6
28/01/2014 30 21 17 13 9 5 2
22/01/2015 34 28 26 19 15 7 0
17/08/2016 45 44 39 32 24 16 0
O processo de retroanálise destes dados, foi feito utilizando o programa de Análise
Elástica de Múltiplas Camadas (AEMC), que é um módulo do sistema SISPAV (FRANCO,
2007). A iteração do processo de retroanálise foi feita de forma manual, até que o resultado da
raiz do erro médio quadrático normalizado (RMSE) entre deflexões da bacia teórica e de campo
fosse menor que 5%.
Os levantamentos feitos no período desta pesquisa foram realizados nos anos de 2015 e
2016. Os dados entre 2012 e 2014 foram obtidos da pesquisa de Mendonça (2014). Logo após
113
a execução do TMA, em 12 de fevereiro de 2012, Mendonça (2014) extraiu testemunhos das
camadas do pavimento e determinou o módulo de resiliência dos materiais, estes valores são
mostrados na Tabela 14. Ainda em 2012, foi feito o primeiro levantamento da deflexão de todo
o pavimento, utilizando o FWD, o resultado deste levantamento foi retroanalisado por
Mendonça (2014) usando o programa EVERCALC 5.0, e obteve os módulos das camadas,
também apresentados na tabela 14. A partir de 2013 os levantamentos da deflexão, foram feitos
com viga Benkelman, passando pelo processo de retroanálise no AEMC, para que fossem
obtidos os valores teóricos do módulo de elasticidade das camadas do pavimento em cada estaca
do trecho monitorado. Os valores dos módulos foram distribuídos ao longo do período de
análise para verificar a evolução destes valores. Os valores apresentados na tabela 14 são
referentes a média dos valores das estacas do trecho.
Tabela 14 - Módulos de resiliência das camadas do TMA obtidos em laboratório e por retroanálise.
Camada
Data do Levantamento
12/02/12 12/04/12 27/03/13 12/10/13 28/01/14 22/01/15 17/08/16
Módulo de resiliência (MPa)
Resultados de
laboratório
Valores obtidos por retroanálise do levantamento feito com:
FWD Viga Benkelman
REVSBS 4273 4200 3300 3277 3069 3000 3000
Desvio Padrão (MPa) 715 618 245 177 323 132 200
Coef. de Variação (%) 17 15 7 5 10 4 6
BINDER 9309 8571 4000 3885 3392 2500 2000
Desvio Padrão (MPa) 812 670 837 677 191 400 416
Coef. de Variação (%) 9 8 21 17 5 1 12
BGTC 5050 4571 1083 981 785 500 500
Desvio Padrão (MPa) 325 584 156 365 55 57 60
Coef. de Variação (%) 7 13 13 42 7 7 8
SUB-BASE 400 614 233 237 254 150 150
Desvio Padrão (MPa) 54 52 11 49 59 19 26
Coef. de Variação (%) 9 9 3 18 23 8 12
SUBLEITO 400 529 219 230 290 100 110
Desvio Padrão (MPa) 95 86 20 60 48 17 26
Coef. de Variação (%) 19 17 6 25 21 8 16
Em 2013 foram feitos dois levantamentos no trecho monitorado. Já a partir de 2014 foi
realizado apenas um levantamento por ano. Com base nos resultados da análise feita nesta
pesquisa no item 4.3, sobre qual módulo obtido em laboratório teve melhor aproximação com
o levantamento de campo. Foi substituído o valor do módulo da camada de BGTC de 5050
114
MPa, obtido por Mendonça (2014), pelo valor de 8800 MPa, que corresponde à média entre o
módulo dinâmico longitudinal e transversal da BGTC, uma vez que estes tiveram o menor erro
entre os valores obtidos, representando melhor a condição de rigidez da camada de BGTC
intacta. A Figura 70 traz graficamente a variação dos módulos com o tempo, nela, podemos
perceber que os módulos das camadas sofrem uma maior queda entre 2012 e 2014, o que
corresponde ao período entre a abertura do trecho ao tráfego, e o pico do crescimento do volume
de tráfego. Nos levantamentos seguintes os módulos apresentam valores mais estáveis, sem
grandes variações, com exceção do Binder que ainda apresentou uma perda significativa em
sua rigidez devido ao contato direto com a BGTC.
No que se refere a sub-base e ao subleito do pavimento, ambos apresentaram queda
expressiva do módulo ao longo dos anos. Este comportamento pode ser explicado pelo tipo de
material destas camadas, que nos dois casos, são solos areno argilosos de origem laterítica. A
perda de rigidez da base em BGTC ao longo do tempo, faz com que seja transferido para as
camadas inferiores níveis de tensão crescentes ao longo do tempo. Os materiais das duas
camadas, apresentam dependência do valor do módulo de resiliência em função do aumento da
tensão desviadora, assim, os níveis de tensão vertical crescente com o tempo fizeram com que
estas camadas apresentassem uma queda consistente no valor do seu módulo de resiliência.
Figura 70 - Evolução do módulo elástico das camadas do TMA em função do tempo.
115
A Figura 71 mostra a evolução da rigidez da base em BGTC ao longo do tempo, nesta
figura, podemos observar uma queda do valor do módulo elástico expressiva entre 2012 e 2013,
chegando em 2014 a valores que indicam o fim da vida de fadiga efetiva ou ruptura da camada
por fadiga. Os valores de módulo encontrados indicam uma camada com comportamento
equivalente ao de material granular, o que, segundo o método de projeto mecanístico-empírico
da África do Sul (SAPEM, 2013), pode caracterizar a ruptura por fadiga. Segundo o método
isto ocorre quando o módulo da camada cimentada alcança entre 500 e 800 MPa. Essa chamada
ruptura por fadiga, é na verdade uma perda da continuidade da camada, causada por trincas que
perpassam sua espessura, levando a uma perda de rigidez como camada do pavimento, não
necessariamente como material. Isto significa, que a base deixa de funcionar como uma placa
continua e sim em blocos de tamanhos diversos, o que passa a ser um conjunto de menor rigidez.
Figura 71 - Evolução do módulo elástico da camada de BGTC do TMA em função do tempo.
Para determinação da tensão de tração e da deformação específica de tração na camada
de BGTC foi utilizado como módulo da camada, sem danos, o valor médio entre o módulo
dinâmico e transversal (8800 MPa). Nas demais datas, foram usados os valores dos módulos
elásticos encontrados na retroanálise. Os módulos das camadas foram identificados na Figura
70 para cada 3 meses, a partir da abertura ao tráfego e dentro do período de análise. Na
realização das análises foram consideradas as distribuições de frequência de carga para cada
116
eixo estudado, conforme item 4.1.1.5 deste trabalho. As máximas tensões de tração (σt) e
deformações específicas de tração (ɛt) na fibra inferior da camada de BGTC são apresentadas
na Tabela 15.
Tabela 15 - Valores de deformação específica de tração e tensão de tração em cada ciclo de 3 meses.
Mó
du
lo d
a B
GT
C
(MP
a)
Mes
es
Qu
art
il
Tipo de Eixo
1ESRS 2ESRS ESRD TANDEM 2 TANDEM 3
Ca
rga
(kg
)
ɛ t (
10
- 6m
/m)
σt (k
Pa
)
Ca
rga
(kg
)
ɛ t (
10
-6m
/m)
σt (k
Pa
)
Ca
rga
(kg
)
ɛ t (
10
-6m
/m)
σt (k
Pa
)
Ca
rga
(kg
)
ɛ t (
10
-6m
/m)
σt (k
Pa
)
Ca
rga
(kg
)
ɛ t (
10
-6m
/m)
σt (k
Pa
)
8800 0-3
1º 3367 18,8 212 9980 29,1 321 3933 17,2 178 7621 14,9 157 11448 14,6 155
2º 4593 25,6 289 11730 34,3 377 6237 27,3 283 12956 25,3 268 19766 25,3 268
3º 5113 28,5 322 12580 36,7 404 7699 33,8 349 15569 30,4 322 23114 29,5 314
4º 6788 37,8 428 16090 47,0 517 11741 51,5 532 20528 40,1 424 29355 37,5 398
4150 4-6
1º 3367 24,6 124 9980 37,4 185 3933 22,0 101 7621 19,8 91 11448 19,5 90
2º 4593 33,5 169 11730 44,0 218 6237 34,9 160 12956 33,7 154 19766 33,6 156
3º 5113 37,3 188 12580 47,2 234 7699 43,1 198 15569 40,5 185 23114 39,3 183
4º 6788 49,6 250 16090 60,4 299 11741 65,7 302 20528 53,4 244 29355 49,9 232
3100 7-9
1º 3367 29,4 109 9980 44,7 162 3933 26,4 88 7621 23,5 79 11448 23,4 79
2º 4593 40,1 148 11730 53,5 191 6237 41,8 140 12956 40,0 135 19766 40,4 136
3º 5113 45,5 165 12580 56,7 205 7699 51,1 171 15569 48,1 162 23114 47,2 159
4º 6788 59,3 219 16090 72,1 262 11741 78,7 263 20528 63,5 214 29355 60,0 203
2100
10
-12
1º 3367 36,5 88 9980 55,3 132 3933 32,7 72 7621 29,4 65 11448 28,7 63
2º 4593 49,8 121 11730 65,0 155 6237 51,8 114 12956 49,9 110 19766 50,4 111
3º 5113 55,5 134 12580 69,8 166 7699 63,9 140 15569 60,0 132 23114 58,9 130
4º 6788 73,6 178 16090 89,2 213 11741 97,5 214 20528 79,1 175 29355 74,9 165
1350
13
-15
1º 3367 46,8 70 9980 71,1 105 3933 42,3 58 7621 37,8 52 11448 37,5 52
2º 4593 63,9 96 11730 83,6 124 6237 67,0 92 12956 64,3 89 19766 64,9 89
3º 5113 71,1 107 12580 89,7 132 7699 82,8 114 15569 77,3 106 23114 75,9 104
4º 6788 94,4 142 16090 114,7 169 11741 126,2 173 20528 102,0 140 29355 96,4 133
970
16
-18
1º 3367 57,5 61 9980 87,7 91 3933 52,6 51 7621 46,8 46 11448 46,5 45
2º 4593 78,5 83 11730 103,1 107 6237 83,4 81 12956 79,8 78 19766 80,4 79
3º 5113 87,4 93 12580 110,5 115 7699 103,0 100 15569 95,8 94 23114 93,9 92
4º 6788 116,0 123 16090 141,4 147 11741 157,0 153 20528 126,3 123 29355 119,3 116
850
19
-21
1º 3367 66,7 63 9980 102,1 95 3933 61,7 54 7621 54,5 48 11448 54,0 47
2º 4593 91,1 86 11730 120,0 112 6237 97,9 86 12956 93,0 82 19766 93,5 82
3º 5113 101,4 96 12580 128,8 120 7699 120,8 106 15569 111,6 98 23114 109,2 96
4º 6788 134,6 128 16090 164,7 153 11741 184,2 161 20528 147,1 129 29355 138,7 122
117
O comportamento da tensão de tração na base da camada de BGTC está ilustrado na
Figura 72, é possível observar que à medida que os valores do módulo elástico diminuem ao
longo do tempo, os valores da tensão de tração na base também diminuem. Um comportamento
inverso é observado na Figura 73, onde está representada relação à deformação específica de
tração na camada de BGTC, com o módulo elástico, neste caso a deformação aumenta a medida
que o módulo diminui.
Figura 72 - Exemplo da evolução da tensão de tração na camada de BGTC ao longo do tempo.
Figura 73 - Exemplo de evolução da deformação específica de tração na camada de BGTC ao longo do
tempo.
Quando ocorre a ruptura da camada por fadiga, a BGTC passa a ter um comportamento
granular sem a rigidez de uma camada cimentada. Sem a rigidez, a camada não resiste aos
esforços de tração, uma vez que são dissipados nas trincas que se formam com a ruptura da
camada, o que explica a queda no valor da tensão de tração. Já a deformação continua crescendo
justamente pela perda desta rigidez, que faz com que a camada apresente comportamento típico
0
100
200
300
400
500
600
1 2 3 4 5 6 7 8
Ten
são
de
tra
ção
(K
pa)
Período
1ESRS 2ESRS ESRD TANDEM2 TANDEM3
0,0
20,0
40,0
60,0
80,0
100,0
120,0
140,0
160,0
180,0
200,0
1 2 3 4 5 6 7 8
De
form
ação
esp
ecí
fica
de
tra
ção
(1
0-6
mm
/mm
)
Período
1ESRS 2ESRS ESRD TANDEM2 TANDEM3
118
de material granular ou não estabilizado que tendem a ter deformações bem maiores que uma
camada cimentada como a BGTC, o que explica o aumento das deformações ao longo do tempo.
4.2 RESULTADOS DAS AVALIAÇÕES EM LABORATÓRIO
4.2.1 Propriedades Mecânicas
4.2.1.1 Resistência à compressão simples
Na Tabela 16, são mostrados os resultados da resistência à compressão, obtidos com o
tempo de cura de 7 dias, os mesmos, atenderam os requisitos da NBR 11803/2013, que prevê
uma resistência à compressão, mínima de 3,5 MPa. Os valores médios nesta idade foram de
3,54 MPa e ficaram bem abaixo dos valores indicados nos relatórios de execução do TMA, que
apontaram o valor de 5,7 MPa em média. Esta diferença pode ser decorrente de diferenças
durante os processos de mistura realizada nas duas datas, ou mesmo diferença na calibração dos
instrumentos utilizados. Contudo, não foi possível estabelecer a razão principal da discrepância
observada nos resultados.
Tabela 16 – Valores da resistência à compressão simples da BGTC versus tempo de cura.
Material
Tempo de
cura
(dias)
CP RCS
(MPa)
Desvio
Padrão
(MPa)
Coeficiente
de Variação
(%)
RCS
média
(MPa)
BGTC 3% de
cimento em
massa
7 1 3,48
0,06 1,69% 3,54 2 3,60
14 3 3,59
0,04 0,97% 3,63 4 3,66
28 5 4,22
0,07 1,81% 4,15 6 4,07
A Figura 74 mostra o comportamento da resistência à compressão para os tempos de
cura de 7,14 e 28 dias. Os resultados demonstram um leve crescimento nas demais idades. A
resistência à compressão aos vinte e oito dias foi quase 18% maior que aos sete dias. Este ganho
de resistência é esperado devido ao processo de cura do cimento que continua a hidratação de
suas partículas.
119
Figura 74 - Resistência à compressão da BGTC em função do tempo de cura.
4.2.1.2 Resistência à tração
A Tabela 17 apresenta os valores de resistência à tração obtidos por Resistência à Tração
Indireta – RTI e por Resistência à Tração na Flexão - RTF. É possível verificar na tabela 17,
que os valores de tração na flexão são em geral maiores que os de tração indireta, neste caso,
isto está relacionado a diferença entre o tempo de cura. Porém, a bibliografia consultada indica
que para mesmas idades os valores de resistência à tração na flexão são 1,4 vezes maiores que
os valores da resistência à tração indireta.
Tabela 17 – Valores da resistência à tração indireta e na flexão.
CP RTI
(MPa)
Tempo
(dias)
Desvio Padrão
(MPa)
Coeficiente de Variação
(%)
RTI média
(MPa)
1 0,27
7 0,01 3,81% 0,29 2 0,30
3 0,29
CP RTF
(MPa)
Tempo
(dias)
Desvio Padrão
(MPa)
Coeficiente de Variação
(%)
RTF média
(MPa)
1 0,34
28 0,03 8,52% 0,34
2 0,37
3 0,36
4 0,32
5 0,29
Quando avaliados em relação a resistência à compressão, os valores obtidos ficaram
abaixo das relações obtidas por Lim e Zollinger (2003), que indicam valores de resistência à
tração na flexão entre 20 e 25 % da resistência à compressão axial simples e resistência a tração
indireta entre 10 e 15 % da resistência a compressão, a relação encontrada nesta pesquisa é
apresentada na Tabela 18.
RCS = 3,3108 x 100,0079xt
R² = 0,9658
3,00
3,50
4,00
4,50
7 1 4 2 1 2 8
RES
ISTÊ
NC
IA À
CO
MP
RES
SÃO
(M
PA
)
TEMPO DE CURA (DIAS)
120
Tabela 18 - Relação entre compressão simples e resistência a tração.
RCS
(MPa)
RTI
(MPa)
RTI/RCS
%
RTF média
(MPa)
RTF/RCS
%
Tempo
(dias)
3,54 0,29 8,2 - - 7
4,15 - - 0,34 8,2 28
Os resultados encontrados para RTI e RTF indicaram valores abaixo do esperado
segundo as referências consultadas. Estes resultados, apesar de baixos, podem ser explicados
pelo baixo percentual de cimento na mistura, uma vez que as relações indicadas acima, são em
geral alcançadas para percentuais de cimento acima de 4%. Desta forma, esta situação foi
considerada como insuficiente para inviabilizar os resultados.
4.2.1.3 Módulo de resiliência
A Figura 75 mostra a variação do módulo de resiliência com a tensão desviadora, para
um tempo de cura de 7 e de 28 dias, em ensaio triaxial. Os resultados apresentaram uma clara
dependência da tensão desvio. Além disto, houve um crescimento significativo do módulo com
o aumento do tempo de cura, o que está relacionado ao ganho de resistência da BGTC com o
passar do tempo.
Figura 75 - Módulo de resiliência da BGTC em função da tensão desvio para cura de 7 e 28 dias.
Estão apresentados na Tabela 19 os resultados do módulo de resiliência obtidos pelo
ensaio de compressão diametral ou tração indireta, onde o corpo de prova não está submetido
a tensão de confinante e as deformações são medidas na direção perpendicular ao plano de
aplicação da tensão.
MR7 = 11583σd0,5985
R² = 0,9709
MR28 = 27282σd0,8938
R² = 0,9953
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Mó
du
lo d
e R
esil
iên
cia
(M
Pa
)
σd (MPa)
MR 7 Dias MR 28 dias Potência (MR 7 Dias) Potência (MR 28 dias)
121
Tabela 19 – Módulo de resiliência pelo ensaio de tração indireta.
CP
MR por
Tração Indireta
(MPa)
Tempo
(dias)
MR
médio
(MPa)
Desvio
Padrão
(MPa)
Coeficiente
de Variação
%
1 2345
28 2212 94 4,27% 2 2150
3 2140
De forma geral, os materiais estabilizados quimicamente e cimentados tendem a
apresentar um valor de módulo, independente do estado de tensão, como no caso do ensaio de
módulo por tração indireta, onde não há tensão confinante. O comportamento do material
ensaiado nesta pesquisa indica que o baixo percentual de cimento da BGTC não se mostra
suficiente para estabilizar completamente a mistura, de forma que a baixa cimentação não
proporciona uma rigidez suficiente para não ser influenciada pelo estado de tensão.
4.2.1.4 Módulo de elasticidade à compressão
A Tabela 20 apresenta o valor médio do módulo de elasticidade tangente inicial à
compressão, determinado a partir das medidas de tensão e deformação no corpo de prova
cilíndrico durante o ensaio de compressão simples, aplicando-se 30% do valor da resistência à
compressão do material.
Tabela 20 – Resultados do módulo de elasticidade tangente inicial da BGTC.
Corpo de
Prova
Cura
(dias)
Módulo de
elasticidade
(GPa)
Valor
médio
(GPa)
Desvio
Padrão
(GPa)
Coeficiente de
variação
(%)
1 28 4,93 5,143 0,3048 0,06
2 28 5,36
Os valores encontrados nesta pesquisa, foram comparados com a relação proposta por
Lim e Zollinger (2003), que relaciona o valor da resistência a compressão com o módulo de
elasticidade. O resultado desta comparação está apresentado na tabela 21, e mostra que, apesar
de inferiores aos propostos na equação, os resultados desta pesquisa, guardam a mesma ordem
de grandeza, o que foi considerado como valor válido e adequado para a mistura.
122
Tabela 21 – Correlação modulo de elasticidade e compressão simples.
RCS
(MPa)
Cura
(dias)
Módulo de
Elasticidade
(MPa)
Lim e Zollinger (2003):
𝑬(𝒕) = 𝟒. 𝟑𝟖. 𝒘𝟏.𝟓. 𝑹𝑪𝑺(𝒕)𝟎.𝟕𝟓
(MPa)
4,15 28 5143 5936
Onde:
E(t) = módulo de elasticidade em psi no tempo (t);
w = densidade da mistura em pcf;
RCS(t) = resistência à compressão em psi no tempo (t).
O valor de módulo de elasticidade encontrado está compatível com os valores esperados
para a BGTC com 3% de cimento, segundo SAPEM (2013).
4.2.1.5 Módulo dinâmico
A Tabela 22 apresenta os valores dos módulos dinâmicos, longitudinal, transversal e
torsional obtidos pela determinação da frequência natural de vibração do material, obtida no
ensaio de ressonância por impacto. Os resultados do módulo dinâmico longitudinal e transversal
estão dentro de uma faixa de valor esperado para este tipo de material, o que neste caso significa
ser bem maiores que os valores encontrados no módulo de elasticidade à compressão com
carregamento estático.
Tabela 22 – Resultados do ensaio de módulo dinâmico da BGTC.
Cura
(Dias)
Módulo Dinâmico
(GPa)
Corpo de Prova Média
(GPa)
Desvio Padrão
(GPa)
Coeficiente de variação
(%) 01 02
28
Longitudinal 8,62 8,66 8,64 0,03 0,33%
Transversal 8,87 8,99 8,93 0,08 0,95%
Torsional 3,41 3,42 3,415 0,01 0,21%
A diferença entre o valor do módulo de elasticidade obtido de forma estática e de forma
dinâmica, depende em parte, do nível de carregamento que é muito menor que no estático, das
condições de moldagem do corpo de prova, do teor de umidade e outras características que
podem influenciar no modo de vibração. Por esta razão, o módulo dinâmico costuma apresentar
valores maiores que o estático.
123
Para utilização em pavimentos os valores dos módulos dinâmico longitudinal e
transversal são os que apresentam similaridade com o campo, pelo fato de representarem a
rigidez do material no plano de atuação das tensões e deformações de tração na BGTC.
4.2.1.6 Módulo flexural
Os resultados encontrados para o módulo flexural, estão apresentados na Tabela 23. Eles
apresentam valores um pouco abaixo dos números de referência da bibliografia consultada, que
indica valores acima de 2000 MPa. O processo de moldagem pode ter influenciado nos valores,
uma vez que por restrições de equipamento, os corpos de prova foram moldados em suas
dimensões finais, enquanto que na referência consultada, o corpo de prova é moldado em um
tamanho maior e na sequência cortado, utilizando a parte central, que em geral está melhor
compactada. Nesta pesquisa os corpos de prova foram moldados nas medidas finais, o que pode
fazer com que a área do corpo de prova que está em contato com a parede do molde não tenha
o mesmo nível de compactação da parte central, diminuindo a rigidez do corpo de prova. Porém,
os valores foram considerados adequados para o teor de cimento utilizado na mistura.
Tabela 23 - Resultados do ensaio de módulo flexural.
Cura
(Dias)
Corpo de
Prova
Módulo Flexural
(MPa) Média
(MPa)
Desvio Padrão
(MPa)
Coeficiente de
Variação
(%) Ensaio 1 Ensaio 2 Ensaio 3
28 1 1565 1600 1630 1598 32,62 2,04%
2 1832 1768 1886 1829 59,16 3,24%
4.2.1.7 Ensaio de fadiga
As curvas de fadiga da BGTC estão representadas pela Figura 76, para o percentual da
resistência à tração do material, pela Figura 77, para a tensão de tração nominal aplicada e pela
Figura 78, para a deformação específica de tração inicial correspondente. Em todos os casos o
critério de determinação do número N, que representa a quantidade de ciclos necessários para
a fadiga do material em cada nível de tensão, foi o número de ciclos que o corpo de prova
chegou à ruptura clássica, ou seja, quando o corpo de prova foi rompido. Os ensaios de fadiga
do tipo tensão controlada utilizaram níveis de tensão de 75,11%, 85,88%, e 90% do valor da
resistência à tração na flexão.
O formato escolhido para representação do modelo de vida de fadiga da BGTC obtido
em laboratório, foi o semi logarítmico por representar de maneira mais simples, ou seja, na
forma de uma reta, a relação entre a variável dependente, o “N” de fadiga e as variáveis
124
independentes, que neste caso foram o percentual da resistência à tração na flexão, a tensão de
tração e a deformação específica de tração no corpo de prova. Em todos os casos a medida que
o valor da variável independente cresce, o valor do número de ciclos que leva o material a
fadiga diminui.
Usando como referência, um dos critérios de vida de fadiga adotado pela AUSTROADS
(2008), que indica que um milhão de ciclos é o número que uma mistura tipo BGTC deve atingir
como valor de vida de fadiga efetiva. Podemos observar na figura 76, que este patamar é
alcançado para um percentual de resistência a tração na flexão próximo de 70%. Assim, se a
BGTC estiver submetida a um percentual da resistência à tração na flexão menor que este,
alcançará a vida de fadiga efetiva esperada.
Figura 76 - Vida de fadiga da BGTC em relação ao percentual da resistência a tração.
Nas figuras 77 e 78, podemos observar, que o patamar de um milhão de ciclos é
alcançado para um valor de tensão de 200 kPa e uma deformação próxima de 120x10-2
microstrains respectivamente. Assim, segundo o modelo obtido em laboratório, se a BGTC
estiver submetida a valores tensão e deformação de tração inferiores aos citados, a camada irá
superar o número de um milhão de ciclos colocados como referência para a vida de fadiga
efetiva da BGTC.
1,00E+00
1,00E+01
1,00E+02
1,00E+03
1,00E+04
1,00E+05
1,00E+06
1,00E+07
1,00E+08
1,00E+09
1,00E+10
1,00E+11
1,00E+12
1,00E+13
0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00 70,00 80,00 90,00 100,00
NÚ
MER
O D
E C
ICLO
S (N
)
PERCENTUAL DA RESISTÊNCIA A TRAÇÃO
𝑵 = 𝟏𝟎𝟏𝟗,𝟎𝟑𝟓𝟐(𝟏−𝟎,𝟎𝟏𝟎𝟎𝟑∗𝑹𝑻𝑭%)
R² = 0,96
125
Figura 77 - Vida de fadiga da BGTC em função a tensão de tração.
Figura 78 - Vida de fadiga da BGTC em função da deformação específica de tração.
Os modelos de vida de fadiga determinados a partir dos gráficos serviram para comparar
com a soma do número de passagens de cada eixo que contribui para a ruptura por fadiga em
campo. As estimativas do modelo de laboratório confrontadas com as observações realizadas
ao longo dos monitoramentos tornou possível o estabelecimento do fator laboratório campo que
está detalhado no item 4.4.
4.3 PROPRIEDADE MECÂNICA MAIS ADEQUADA À ANÁLISE
MECANICISTA DA BGTC
A Tabela 24 apresenta os valores do módulo de resiliência, do módulo de elasticidade,
do módulo dinâmico e do módulo flexural, determinados nos respectivos ensaios de laboratório.
1,00E+00
1,00E+02
1,00E+04
1,00E+06
1,00E+08
1,00E+10
1,00E+12
1,00E+14
1,00E+16
0 100 200 300 400 500 600
NÚ
MER
O D
E C
ICLO
S (N
)
TENSÃO DE TRAÇÃO(KPA)
𝑵 = 𝟏𝟎𝟏𝟗,𝟎𝟑𝟔𝟑(𝟏−𝟎,𝟎𝟎𝟑𝟑𝟒∗𝝈𝒕)
R² = 0,96
1,00E+00
1,00E+02
1,00E+04
1,00E+06
1,00E+08
1,00E+10
1,00E+12
1,00E+14
1,00E+16
1,00E+18
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
NÚ
MER
O D
E C
ICLO
S (N
)
DEFORMAÇÃO ESPECÍFICA DE TRAÇÃO (10-6 MM/MM)
𝑵 = 𝟏𝟎𝟏𝟗,𝟎𝟑𝟓𝟖(𝟏−𝟎,𝟎𝟎𝟓𝟕𝟑∗𝜺𝒕)
R² = 0,96
126
Tabela 24 – Resultado dos módulos de resiliência, elasticidade, dinâmico e flexural da BGTC.
Módulo de Resiliência
(MPa) Módulo de
Elasticidade
(MPa)
Módulo Dinâmico
(MPa) Módulo flexural
(MPa) Axial
Tração
Indireta Longitudinal Transversal
MR28= 27282σd 0,8938
R²= 0,9953 2212 5145 8640 8930 1714
Estes parâmetros foram usados como valor conhecido de módulo elástico da camada de
BGTC, fornecendo uma bacia deflectométrica teórica que foi comparada com a bacia
deflectométrica experimental, obtida logo após a conclusão do trecho monitorado. Considerou-
se o melhor parâmetro, aquele que apresentou a menor raiz do erro médio quadrático
normalizado (RMSE) entre a bacia deflectométrica teórica e a bacia deflectométrica
experimental.
A análise foi feita no AEMC, fixando-se cada valor encontrado em laboratório por
Mendonça (2014) e ajustando os módulos da camada de BGTC (Tabela 25), ou seja, os mesmos
foram fixados nas análises como dados de entrada para o cálculo da bacia de deflexão teórica,
variando apenas o valor de módulo elástico da camada de BGTC, obtendo-se as deflexões
apresentadas na Tabela 27 e as bacias deflectométricas ilustradas na Figura 79.
Tabela 25 – Módulos de resiliência obtidos em laboratório para as demais camadas (MENDOÇA, 2014).
Camada Módulo de Resiliência
(MPa)
Coeficiente de Poisson
(ν)
Capa – 5 cm 4273 0,3
Binder – 7,5 cm 9309 0,3
Base de BGTC – 15 cm 𝑀𝑅 = 𝑓𝑢𝑛çã𝑜 𝑑𝑜 𝑒𝑛𝑠𝑎𝑖𝑜 0,25
Sub-base granular – 15 cm 𝑀𝑅 = 309,3 𝜃− 0,181 0,35
Subleito 𝑀𝑅 = 207,68 𝜃− 0,267 0,45
As bacias de deflexões de campo foram obtidas no segundo mês após a abertura ao
tráfego, com equipamento FWD e são apresentadas na Tabela 26. Cada módulo foi avaliado de
forma independente para verificar qual apresentou melhor ajuste quando comparada as bacias
de deflexões de campo.
127
Tabela 26 – Bacia deflectométrica média obtida no ensaio de FWD para o TMA (MENDONÇA, 2014)
Deflexão Corrigidas (10-2 mm) - Park and Kim (1997)
D0 D20 D30 D45 D65 D90 D120
7,4 4,8 4,3 3,5 2,7 1,9 1,4
8,9 6,0 5,2 4,4 3,5 2,7 2,1
8,7 5,5 4,8 4,1 3,4 2,7 2,2
6,6 5,1 4,6 4,0 3,3 2,6 2,2
9,9 6,7 6,3 5,1 4,5 3,7 2,8
8,6 5,7 4,8 3,9 3,1 2,6 2,2
8,5 5,9 5,5 4,5 3,4 2,8 2,3
Média 8,4 5,7 5,1 4,2 3,4 2,7 2,2
DP 1,08 0,63 0,68 0,52 0,56 0,51 0,39
CV (%) 12,9 11,2 13,3 12,3 16,4 18,6 17,8
Tabela 27 – Bacia deflectométrica teórica obtida na retroanálise.
Descrição Módulo
(MPa)
Deflexão Teórica
(10-2 mm)
D0 D20 D30 D45 D65 D90 D120
Resiliência axial MR28= 27282σd 0,8938 14,1 10,3 8,4 6,4 4,6 3,2 2,3
Resiliência Tração Indireta 2212 12,4 9,2 7,7 6,1 4,5 3,3 2,4
Dinâmico Longitudinal 8640 9,6 7,4 6,6 5,6 4,5 3,4 2,5
Dinâmico Transversal 8930 9,6 7,4 6,6 5,6 4,5 3,4 2,5
Elasticidade 5145 10,6 8,0 7,0 5,8 4,5 3,4 2,5
Flexural 1714 13,0 9,6 7,9 6,2 4,5 3,3 2,4
Figura 79 - Comparação de bacias de deflexões teóricas e de campo para cada módulo elástico da BGTC.
O resultado da análise está apresentado na Tabela 28, que apurou qual módulo resultaria
uma bacia deflectométrica teórica mais próxima daquela obtida em campo. A bacia teórica que
0,0
2,0
4,0
6,0
8,0
10,0
12,0
14,0
16,0
0 20 40 60 80 100 120 140
Def
lexã
o (
10
-2m
m)
Distância da carga (cm)
Bacia de deflexão obtida FWD
Resiliência axial
Módulo de elasticidade
Dinâmico Longitudinal
Módulo Flexural
Resiliência Tração Indireta
Dinâmico Transversal
128
mais se aproximou, foi aquela que utilizou o valor do módulo dinâmico tanto transversal como
longitudinal, com 26,5 e 26,8% de raiz do erro médio quadrado, seguido do módulo de
elasticidade com 31,7%.
Tabela 28 – Avaliação de erros entre bacia teórica e de campo com variação do módulo elástico da BGTC
Tipo de Módulo RMSE
(%)
Dinâmico Transversal 26,5%
Dinâmico Longitudinal 26,8%
Elasticidade 31,7%
Resiliência Tração Indireta 42,1%
Flexural 45,9%
Resiliência Axial 53,3%
O fato do módulo dinâmico tanto longitudinal, como transversal, terem obtido um baixo
erro entre a bacia teórica e a de campo, pode ser explicada em parte pela forma de aplicação da
carga. No FWD e no módulo dinâmico, o carregamento é feito por impacto o que traz
semelhança entre os processos de campo e laboratório. Este resultado pode abrir a possibilidade
de ampliação do uso do módulo dinâmico como instrumento de comparação entre dados de
campo e de laboratório, principalmente pela simplicidade e boa repetitividade do ensaio.
O bom ajuste também obtido pelo módulo de elasticidade ficou coerente com os valores
do módulo elástico encontrados na retroanálise feita por Mendonça (2014) que apontaram
valores de 5050 MPa, ou seja, muito próximos dos 5145 MPa obtido em laboratório nesta
pesquisa. Além disto, o módulo de elasticidade é usado como parâmetros para bases cimentadas
em guias de dimensionamento de pavimentos como o da AASHTO (2004).
Quanto ao módulo de resiliência na tração indireta (42,1% de erro), usado pela SAPEM
(2013) e o módulo flexural (45,9% de erro) usado pela AUSTROADS (2004), demonstram ser
parâmetros coerentes com o comportamento em campo. Mesmo para o módulo de resiliência
axial, que apresentou um erro de 53,3%, as relações também podem ser consideradas boas, uma
vez que o estudo realizado apresenta especificidades que podem influenciar na análise. Além
disto, a abordagem está longe de definir qual é a forma mais adequada de obtenção do módulo
elástico em laboratório, principalmente devido à pequena amostra analisada, mas o intuito foi
contribuir para o avanço da discussão sobre as análises mecanicistas para dimensionamento de
pavimentos com camadas cimentadas.
129
4.4 PROPOSTA DE MODELO DE FADIGA
O modelo obtido a partir do ensaio de tração na flexão com carregamento cíclico utiliza
a deformação específica de tração (εt) como variável independente. O número de ciclos de
carregamento (Nf) que causa a ruptura do corpo de prova é dado por:
𝑵𝒇 = 𝟏𝟎𝟏𝟗,𝟎𝟑𝟓𝟖(𝟏−𝟎,𝟎𝟎𝟓𝟕𝟑∗𝜺𝒕) (Eq. 35)
Onde:
Nf = Número de ciclos de carregamento em tensão controlada;
t = Deformação específica de tração do ensaio de fadiga (x10-6 mm/mm).
A forma semi-log de apresentação do modelo foi adotada para simplificar o uso da
equação e ser possível uma melhor observação do comportamento do modelo, que apresentou
com diminuição dos valores de Nf à medida que crescem os valores iniciais medidos de εi, para
ensaios de tensão controlada.
O modelo também pode ser elaborado a partir da relação entre a tensão de tração no
corpo de prova (σt) e o número de ciclos de carregamento (Nf):
𝑵𝒇 = 𝟏𝟎𝟏𝟗,𝟎𝟑𝟔𝟑(𝟏−𝟎,𝟎𝟎𝟑𝟑𝟒∗𝝈𝒕) (Eq. 36)
Onde:
Nf = Número de ciclos de carregamento em tensão controlada;
σt = Tensão de tração do ensaio de fadiga (kPa).
O modelo apresentado na Equação 36, utilizando a deformação específica como variável
independente, parece ser preferível, principalmente quando se realiza uma análise de danos
acumulados, quando ao longo do tempo há uma redução da rigidez da camada cimentada
(SAPEM, 2013; AUSTROADS, 2004).
A complementação da proposta de um modelo de fadiga da BGTC passou por um
estudo, aplicando a um trecho experimental que determinou uma relação entre o laboratório e
o campo, chamado de fator campo-laboratório ou shift factor (SF).
O ambiente controlado de laboratório e limitações de fator de escala faz com que sejam
obtidos em laboratório, de maneira geral, valores distintos de vida de fadiga daqueles
encontrados no pavimento em operação. Este mesmo processo ocorre, especialmente, nas
130
estimativas de número de ciclos de carregamento que causam fadiga a partir de testes de
laboratório.
Nesta pesquisa, em conjunto com os dados determinados em laboratório que
compuseram o modelo de previsão de desempenho à fadiga da BGTC, foi feita uma calibração
do modelo com os dados do levantamento estrutural do trecho monitorado.
Foram determinadas, através da teoria do sistema de camadas elásticas, as tensões e
deformações iniciais provenientes do perfil de tráfego no TMA. Tais tensões e deformações,
em conjunto, foram responsáveis pelo acúmulo de danos à camada de BGTC até que aconteceu
o fim da sua "vida de fadiga", ou seja, o dano acumulado foi igual ou maior que 100%. O
modelo de fadiga em função da deformação específica de tração da camada de BGTC, obtido
em laboratório, foi usado para determinar em que momento ocorreu a ruptura por fadiga dessa
camada. O modelo de laboratório indicou como tendência, que o fim da vida de fadiga efetiva
da camada ocorreria pouco depois do décimo sexto mês de atuação das cargas (Figura 80).
Figura 80 - Dano acumulado na camada de BGTC do TMA.
O momento em que a camada de BGTC atinge o final da sua vida de fadiga efetiva em
campo, foi definido quando o seu módulo de elasticidade atingiu o intervalo de 700 MPa a 800
MPa (SAPEM, 2013; AASHTO, 2004), o que ocorreu, segundo os dados do levantamento
estrutural, no vigésimo primeiro mês de atuação do tráfego sobre o pavimento, conforme
retroanálise mostrada no item 4.1.2.1.
Dano (%) = 4E-10e1,6263xT
R² = 0,955
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30
Dan
o a
cam
ada
de
BG
TC (
%)
Mês
131
Os modelos de laboratório tendem a subestimar o número de ciclos necessários para o
rompimento do material por fadiga, o que também ocorreu neste caso, quando o modelo indicou
a fadiga antes da concretização em campo. Nesta pesquisa foi possível relacionar, o número de
repetições de cada tensão e/ou deformação no pavimento em operação ao correspondente valor
no modelo de fadiga obtido em laboratório, tornando possível obter o fator de correção, neste
estudo chamado de fator campo-laboratório é apresentado a seguir:
𝑆𝐹 = 𝑁𝑐𝑎𝑚𝑝𝑜
𝑁𝑙𝑎𝑏= 4,34𝑥105
(Eq. 37)
Este fator foi incorporado ao modelo gerando uma nova equação que prevê o
desempenho da BGTC sob as condições de carregamento específicas do trecho monitorado. As
curvas que representam este comportamento estão apresentadas na Figura 81. Optou-se pela
utilização do valor médio das relações entre o número de ciclos em campo e o número de ciclos
do modelo de laboratório, esta opção, levou a um valor único de fator laboratório campo. Na
prática existe uma relação entre campo e laboratório diferente para cada período incremental
de 3 meses, que aumenta à medida que o dano a camada cresce, ou seja, nos primeiros períodos
têm-se camadas mais rígidas e menos ciclos de carregamento, o que gera um fator campo
laboratório baixo, com o avanço do tempo as camadas perdem rigidez e o número de
carregamento aumenta, o que leva a um fator maior.
Figura 81 - Comparação entre modelos de fadiga de laboratório e de campo.
A partir da calibração do modelo de laboratório com dados de campo, foi possível obter
um modelo de previsão de desempenho à fadiga da BGTC que contemple as especificidades do
trecho monitorado em função da deformação específica de tração, como segue:
1,00E-02
1,00E+00
1,00E+02
1,00E+04
1,00E+06
1,00E+08
1,00E+10
1,00E+12
1,00E+14
1,00E+16
1,00E+18
1,00E+20
1,00E+22
1,00E+24
0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0 120,0 140,0 160,0 180,0 200,0
Nú
mer
o d
e ci
clo
s (N
)
Deformação específica de tração (10-6m/m)
Modelo laboratório Modelo de campo
132
𝑵𝒇 = 𝟒, 𝟑𝟒𝒙𝟏𝟎𝟓 ∗ (𝟏𝟎𝟏𝟗,𝟎𝟑𝟓𝟖(𝟏−𝟎,𝟎𝟎𝟓𝟕𝟑∗𝜺𝒕)) (Eq. 38)
Onde:
Nf = Número de ciclos de carregamento;
t = Deformação específica de tração na camada de BGTC (10-6mm/mm).
O modelo calibrado apresentou o mesmo expoente que o modelo de laboratório sendo
majorado em seu multiplicador o que indica a mesma forma de tendência. A calibração com
dados reais de campo qualifica o modelo com condições de prever com melhor precisão o
comportamento da camada de BGTC em campo por meio de ensaios de laboratório. Isto torna
possível seu uso para dimensionar um pavimento submetido a condições de tráfego, clima e
propriedades mecânicas semelhantes prevendo seu tempo de vida útil com relação à sua
integridade estrutural.
4.5 PROPOSTA DE MODELO DE MÓDULO EM FUNÇÃO DO DANO
ACUMULADO
A partir da calibração com dados de campo foi possível expressar em termos de modelo
matemático uma relação entre o dano acumulado e a rigidez da camada. São apresentados na
Tabela 29 o comportamento do módulo de resiliência em relação ao dano acumulado, para
períodos consecutivos (t) de 3 meses até a ruptura por fadiga, ou seja, o dano atinja 100%. O
dano ultrapassa a barreira dos cem por cento no sexto período, entre o décimo sexto e décimo
oitavo mês. Contudo a análise continua até o vigésimo primeiro mês, cujo valor corresponde ao
fator laboratório expresso em percentual. Foram somados os danos acarretados por cada eixo
de carga no período, que foram relacionados ao módulo de elasticidade inicial do mesmo.
Tabela 29 - Dano Acumulado
Período Meses
MR
BGTC
(MPa)
Dano Acumulado
(%)
1º 0-3 8800 0,0
2º 4-6 4150 0,0
3º 7-9 3100 0,0
4º 10-12 2100 0,0
5º 13-15 1350 17,8
6º 16-18 970 43.637,4
7º 19-21 850 43.419.480,0
133
A melhor linha de tendência retirada do gráfico da relação entre dano e módulo de
elasticidade foi avaliada pelo maior valor de coeficiente de determinação e permitiu calibrar
um modelo para o dano acumulado a partir dos dados desta pesquisa, com nível de confiança
estatística de 95% e com coeficiente de determinação R² = 0,93.
O modelo representado pela equação 39 utilizou uma representação sigmoidal da
relação entre dano acumulado e o módulo elástico da camada baseada no modelo do guia de
dimensionamento da AASHTO (2004).
𝐸(𝑡) = 𝐸(min) + (𝐸(max) − 𝐸(min))
(1 + 𝑒(5,81065 + 0,480309∗𝑙𝑜𝑔𝐷)) (Eq. 39)
Onde:
E(t) = novo módulo de elasticidade no período t e nível de dano D (MPa)
E(max) = módulo de elasticidade para a camada intacta (MPa);
E(min) = módulo de elasticidade final da vida de fadiga efetiva (MPa);
D = nível de dano em decimal (por exemplo, D=0,6).
A avaliação estrutural do pavimento do trecho monitorado na BR-101/SE permitiu a
construção deste modelo de módulo de elasticidade da camada de BGTC, a partir do dano
acumulado, com dados reais de tráfego e carga. Além disto, o modelo de fadiga obtido em
laboratório ofereceu uma boa aproximação entre o dano acumulado real no trecho, uma vez que
indicou a ruptura por fadiga em momento bem próximo ao ocorrido em campo.
Fazer uma previsão da rigidez de uma camada de pavimento ao longo do tempo é uma
importante ferramenta para gerenciar a manutenção e recuperação de uma rodovia. A aplicação
deste modelo, neste caso, é possível a partir de dados de tráfego, ou seja, estabelece-se a relação
entre o Nreal e o N do modelo de fadiga apresentado neste trabalho, determinando em qual
nível está o dano à camada, prevendo assim, em qual período ocorrerá a perda total de rigidez
ou neste caso, que a camada alcance o valor equivalente a um material granular.
134
5 CONCLUSÕES
O objetivo desta pesquisa foi conhecer o comportamento à fadiga da camada de base do
tipo brita graduada tratada com cimento (BGTC) do trecho monitorado na BR-101/SE. Para
isto, foram relacionadas avaliações de desempenho realizadas em laboratório e em campo.
Em campo, foram feitas avaliações estruturais e funcionais representando uma visão
geral do estado de degradação do segmento. Já em laboratório, o foco foi determinar as
principais propriedades mecânicas da BGTC e submeter o material ao ensaio de fadiga, com a
obtenção do respectivo modelo de vida de fadiga.
As conclusões desta pesquisa são apresentadas levando-se em consideração as análises
dos dados do processo de monitoramento das condições de campo e o estudo das propriedades
mecânicas da BGTC em laboratório.
5.1 DESEMPENHO EM CAMPO
Durante o processo de monitoramento das condições de campo e o estudo das
propriedades mecânicas da BGTC em laboratório, foi possível estabelecer algumas relações
importantes sobre o comportamento deste material quanto ao seu processo de fadiga. Um destes
aspectos está relacionado à forma de ruptura, que ocorre de maneira quase frágil, ou seja, quase
abrupta. Contudo, o fim da vida de fadiga efetiva da camada de base em BGTC não significou
o comprometimento total do pavimento, porém, trouxe evidente influência em diversas
características da avaliação funcional.
5.1.1 Avaliação funcional
A concepção de um pavimento semirrígido com base em BGTC e revestimento
com CAUQ com polímero sugerem a intenção, no projeto, de evitar um dos
maiores problemas dos pavimentos na região Nordeste do Brasil, que é a
deformação permanente. Contudo, foi justamente a trilha de roda o maior defeito
encontrado durante o período de monitoramento. O processo de degradação
precoce da BGTC nos primeiros 2 anos de uso do trecho fez com que as
deformações permanentes surgissem por perda de rigidez da base, que ficou
evidente na avaliação estrutural realizada;
Além das trilhas de roda, ficou retratada a degradação funcional do pavimento
pelo número elevado de trincas com bombeamento de finos e o surgimento de
panelas no revestimento. Já quanto às características funcionais como a
135
macrotextura, microtextura e IRI, não foi possível atribuir a queda de qualidade
nestes itens de forma direta à perda de rigidez da base de BGTC, contudo, ficou
caracterizado nos levantamentos, uma perda de eficiência na segurança e no
conforto propiciado aos usuários da rodovia;
Um aspecto que chamou bastante a atenção durante a pesquisa foi o incomum
crescimento do tráfego na rodovia nos primeiros dois anos de funcionamento do
trecho. Neste mesmo período, a BGTC apresentou a fase mais aguda de sua
degradação. A frequência elevada de passagens das cargas fez com que
acelerasse o tempo de vida de fadiga efetiva da base. Isto ficou evidenciado nos
níveis de deformação a que estava sujeita a camada. Foram obtidos valores de
deformação acima de 120x10-2 microstrains já no quinto período de avaliação,
ou seja, entre o décimo terceiro e décimo quinto mês de funcionamento. Este
patamar de deformação indica, segundo a literatura consultada, o estado limite
de ruptura da camada, o que veio a ocorrer pouco tempo depois.
5.1.2 Avaliação estrutural
A avaliação estrutural feita pelo levantamento da deflexão e retroanálise das
bacias deflectométricas foi o instrumento usado para determinar a ruptura da
camada da BGTC em campo, utilizando o critério de perda de rigidez até níveis
abaixo de 800 MPa de módulo elástico. Por este aspecto a camada teve sua
ruptura por fadiga ao final do vigésimo primeiro mês de funcionamento, o que
foi muito antes do fim da vida útil de projeto, que era de dez anos;
O estudo também indicou uma queda acentuada do valor do módulo elástico
para a camada de Binder. Atribuiu-se este comportamento ao seu contato direto
com a base de BGTC, isto explica a semelhança no comportamento, uma vez
que a perda da rigidez de uma delas afeta diretamente a camada em contato.
Neste caso, o Binder, por estar sujeito a níveis de tensão ainda maiores que a
base, continuou com a perda de rigidez mesmo depois da estabilização da
degradação da BGTC. Isto ocorreu, possivelmente pela reflexão das trincas da
base na camada de Binder.
5.2 DESEMPENHO EM LABORATÓRIO
Quanto às propriedades mecânicas obtidas nos ensaios de laboratório, destacam-
se os baixos valores encontrados para a resistência à tração, seja de forma
136
indireta, seja por flexão, quando comparados à bibliografia consultada. Não foi
possível indicar o motivo, porém, pode ser consequência de os corpos de prova
terem sido confeccionadas com umidade entre 8,5 e 8,7% o que está na faixa de
variação pretendida em relação à ótima, contudo afastado dos 8,0% de umidade
obtida em campo, o que colocaria os corpos de prova no ramo úmido,
prejudicando seu desempenho. Além disto, o teor de cimento de 3%,
considerado baixo, por ser o valor mínimo previsto para a BGTC, faz com que
o material apresente valores baixos de resistência, principalmente à tração, onde
a cimentação tem grande influência;
O módulo de resiliência axial da BGTC apresentou dependência do estado de
tensões no ensaio triaxial. Este fato já havia sido observado por Mendonça
(2014) e por Motta e Ubaldo (2014). O crescimento do módulo a partir do
crescimento da tensão desvio indica uma característica de material não
totalmente estabilizado, o que não é esperado para materiais cimentados e
estabilizados. Atribui-se este comportamento a baixa quantidade de cimento,
que não seria suficiente para estabilizar totalmente o material.
Os valores obtidos para o módulo de elasticidade e para o módulo dinâmico
apresentaram coerência com os valores encontrados em outras pesquisas. Já o
módulo flexural e o de resiliência por tração indireta apresentaram valores
relativamente abaixo do esperado;
Na comparação entre os dados de levantamento estrutural feito com FWD e os
módulos elásticos obtidos em laboratório, o módulo dinâmico apresentou o
menor erro entre os dados de campo e o de laboratório. Este resultado pode abrir
a possibilidade de ampliação do uso do módulo dinâmico como instrumento de
comparação entre dados de campo e de laboratório, principalmente pela
simplicidade e boa repetitividade do ensaio;
O modelo de previsão de desempenho à fadiga, feito com dados de laboratório,
apresentou um bom desempenho para explicar o fenômeno de fadiga da mistura
de BGTC estudada. Esta conclusão está baseada no fato de quando aplicado aos
dados de tensão e deformação, obtidos nos levantamentos de campo, este indicou
um processo de degradação por fadiga próximo daquele observado em campo.
Enquanto o modelo indicou a ruptura entre o décimo sexto e décimo oitavo mês
de ação do tráfego, o mesmo nível de degradação foi observado em campo no
137
vigésimo primeiro mês de ação do tráfego. Este comportamento foi observado
no modelo de fadiga que usa deformação específica de tração como variável
independente;
A relação entre o número real de passagens da carga, e o número de ciclos de
carregamento do modelo de laboratório permitiu estabelecer um fator laboratório
campo. Este fator indicou que, para alcançar os mesmos níveis de deformação
de tração na camada de BGTC, são necessários valores acima de 105 vezes mais
passagens de cargas em campo que aqueles determinados em laboratório.
A calibração de um modelo que relaciona o comportamento do módulo elástico
da camada de BGTC com a evolução do nível de dano à camada, foi feito a partir
dos dados do levantamento estrutural do trecho, e da aplicação do princípio da
Lei de Miner para a determinação do percentual de dano acumulado com o
tempo. Constitui uma ferramenta para acompanhamento da degradação
estrutural da camada ao longo do tempo, para condições semelhantes àquelas
encontradas nesta pesquisa;
A calibração do modelo de laboratório com dados reais de campo o qualifica a prever
com melhor precisão o comportamento da camada de BGTC em campo por meio de ensaios de
laboratório. Com este modelo calibrado, este estudo atingiu um de seus principais objetivos, no
sentido de que contribuiu para o entendimento do comportamento da base cimentada em uma
situação real de tráfego aplicado a um modelo de laboratório. Tornando possível seu uso para
dimensionar um pavimento submetido a condições de tráfego, clima e propriedades mecânicas
semelhantes, prevendo seu tempo de vida útil com relação a sua integridade estrutural.
A partir deste estudo do comportamento à fadiga, é possível concluir que o uso da base
em BGTC no trecho monitorado não foi bem-sucedido. O seu processo de degradação
acelerado, que ocorreu nos primeiros dois anos de uso, em parte pode ser atribuído ao
crescimento atípico do tráfego nos primeiros anos e do excesso de carga relacionado a este
tráfego. Contudo, os níveis de tensão e deformação registrados na camada de BGTC neste
período foram determinantes na ruptura precoce da base. Neste sentido, o posicionamento de
uma camada cimentada rígida como base, ou seja, em contato direto com um revestimento
flexível, foi o que fez com que os esforços na BGTC alcançassem tal magnitude. Aliado a este
posicionamento desfavorável no pavimento, as propriedades mecânicas da BGTC tinham
valores próximos dos níveis mínimos determinados em norma.
Ao final deste estudo é possível afirmar que a utilização de pavimentos com camadas
rígidas como a BGTC deve ter seu uso vinculado a um método de dimensionamento
138
mecanicista. Desta forma, poderão ser aproveitadas suas potencialidades e dado tratamento
adequado à suas fragilidades, principalmente na interação com camadas mais deformáveis.
5.3 SUGESTÃO DE NOVOS ESTUDOS
Melhoria do processo de dosagem da BGTC, com adoção de relação água
cimento, uma vez que o método atual privilegia a compactação não levando em
conta especificamente a água para hidratação do cimento;
Avaliar os benefícios à vida de fadiga de bases cimentadas do tipo BGTC após
misturas realizadas com adição de reforçadores naturais ou poliméricos;
Estudar outras misturas com maiores teores de cimento, para verificar se a
dependência do modulo de resiliência ao estado de tensões se confirma;
Modelagem numérica por análise de elementos finitos para verificação da
deformação resultante das cargas durante o ensaio de tração na flexão por quatro
pontos.
139
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![DEFEITOS DE MOLDAGEM [1]](https://img.document.onl/doc/110x75/5571fe5a49795991699b32a8/defeitos-de-moldagem-1.jpg)
