UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
PROGRAMA DE PÓS GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
ESTUDO SOBRE A AÇÃO DE MODIFICADORES NO
ENVELHECIMENTO DOS LIGANTES ASFÁLTICOS E
NAS PROPRIEDADES MECÂNICAS E DE FADIGA DAS
MISTURAS ASFÁLTICAS
Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia
Civil da Universidade Federal de Santa Catarina, como parte dos requisitos para a
obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil
ARMANDO MORILHA JUNIOR
Florianópolis, maio de 2004
ii
MORILHA JUNIOR, Armando.
ESTUDO SOBRE A AÇÃO DE MODIFICADORES NO
ENVELHECIMENTO DOS LIGANTES ASFÁLTICOS E NAS
PROPRIEDADES MECÂNICAS E DE FADIGA DAS MISTURAS
ASFÁLTICAS. Florianópolis, SC, 2004, 165 p.
Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) – Programa de Pós
Graduação em Engenharia Civil, Universidade Federal de Santa
Catarina.
Orientador: Glicério Trichês
Defesa: maio/2004
1. Ligantes Asfálticos Modificados 2. Envelhecimento do
ligante 3. Misturas Asfálticas.
iii
ESTUDO SOBRE A AÇÃO DE MODIFICADORES NO
ENVELHECIMENTO DOS LIGANTES ASFÁLTICOS E NAS
PROPRIEDADES MECÂNICAS E DE FADIGA DAS MISTURAS
ASFÁLTICAS
Esta dissertação foi julgada para obtenção do título de MESTRE EM ENGENHARIA,
especialidade ENGENHARIA CIVIL, e aprovada em sua forma final pelo Programa de PósGraduação em Engenharia Civil da Universidade Federal de Santa Catarina
Prof. Dr. Glicério Trichês (Orientador)
Profª Henriette Lebre La Rovere (Coordenadora do Curso)
Comissão Examinadora:
Prof. Dr. Antônio Fortunato Marcon (UFSC)
Profª. Drª. Leni Figueiredo Mathias Leite (CENPES)
Prof. Dr. Jorge Augusto Pereira Ceratti (UFRGS)
Em 28 de Maio de 2004
iv
Ao meu pai (in memoriam) e minha mãe, pela oportunidade
da vida e pelos ensinamentos.
À minha esposa Gyovana e aos meus filhos João Gustavo, Estevão Augusto
e Joanna Paula por terem tido paciência comigo durante os estudos
e por serem o estímulo de minha vida.
v
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Glicério Trichês, pela orientação firme e dedicada e pelo auxílio na viabilização deste
trabalho.
À Universidade Federal de Santa Catarina pela oportunidade de voltar a estudar.
Ao sr. Amadeu Greca e à diretoria do Grupo Greca Asfaltos, pelo apoio e financiamento
recebido para a execução deste trabalho.
Ao Prof. Antônio F. Marcon, por me lembrar que eu poderia retornar a UFSC e por ter
viabilizado esta oportunidade.
Ao pessoal do Laboratório da Greca: Gilberto, José Antonio, Edson, Juraci e Wander, pela
dedicação e apoio constante na execução dos ensaios.
Ao LAPAV – Laboratório de Pavimentação da UFRGS, na pessoa do Prof. Jorge A. P. Ceratti e
do técnico Ivan, pela execução dos ensaios de caracterização mecânica e de fadiga.
Ao IPR/DNIT, na pessoa do Dr. Salomão Pinto, pelos ensaios de envelhecimento realizados.
A todas as pessoas (e foram muitas) que me auxiliaram com idéias, comentários e manifestações
de estímulo que, embora não as nomine, tem a minha gratidão.
vi
SUMÁRIO
Página
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO............................................................................
1
1.1 OBJETIVO DO TRABALHO............................................................... ............
3
1.2 PROCEDIMENTOS PARA ALCANÇAR O OBJETIVO.............................
3
1.3 IMPORTÂNCIA DO TEMA.............................................................................
4
1.4 DELIMITAÇÃO DA PESQUISA.....................................................................
4
1.5 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO.................................................................
5
CAPÍTULO 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA................................................
7
2.1
O
FENÔMENO
DO
ENVELHECIMENTO
DO
LIGANTE
ASFÁLTICO.............................................................................................................
7
2.1.1 Fatores Químicos e Reológicos sobre o Envelhecimento do Ligante
Asfáltico................................................................................................................
11
2.1.2 Fatores que Influenciam no Processo de Envelhecimento do Ligante
Asfáltico em uma Mistura Asfáltica.....................................................................
17
2.1.2.1 Envelhecimento de curto prazo........................................................
17
2.1.2.2 Envelhecimento de longo prazo........................................................
20
2.1.3 Caracterização do Envelhecimento do Ligante Asfáltico............................
24
2.1.3.1 Efeito do calor e do ar – ECA.............................................................
25
2.1.3.2 Aquecimento em película delgada rolada – RTFOT...........................
26
2.1.3.3 Pressure aging vessel – PAV..............................................................
27
2.1.3.4 Análise comparativa quanto a severidade dos ensaios de
envelhecimento...............................................................................................
28
2.1.3.5 Casos práticos de envelhecimento do ligante asfáltico.......................
30
2.1.4 Medida da Viscosidade dos Ligantes Asfálticos..........................................
31
2.1.5 Ligantes Asfálticos Modificados por Polímeros..........................................
33
vii
2.1.6 O
Envelhecimento
dos
Ligantes
Asfálticos
Modificados
por
Polímeros..............................................................................................................
39
2.2 CARACTERIZAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS E DE
FADIGA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS...........................................................
42
2.2.1 Ensaio de Tração Indireta por Compressão Diametral com Cargas
Repetidas...............................................................................................................
44
2.2.2 Ensaio de Fadiga de Misturas Asfálticas.....................................................
48
2.2.3 Fatores que Afetam a Resistência à Fadiga.................................................
52
2.2.4 Comportamento Mecânico de Misturas Asfálticas......................................
53
2.2.5 Caracterização do Envelhecimento da Mistura Asfáltica.............................
55
CAPÍTULO
3
-
METODOLOGIA
E
MATERIAIS
EMPREGADOS.............................................................................................................
57
3.1 METODOLOGIA EMPREGADA NA PESQUISA........................................
57
3.2CARACTERIZAÇÃO
DOS
MATERIAIS
UTILIZADOS
NA
PESQUISA.................................................................................................................
61
3.2.1 Processo de Fabricação dos Ligantes Asfálticos..........................................
61
3.2.2 Descrição dos Modificadores Utilizados......................................................
62
3.2.3 Ligantes Asfálticos Utilizados na pesquisa..................................................
65
3.2.4 Caracterização dos Agregados e da Cal Hidratada......................................
67
3.2.5 Ensaio de Abson...........................................................................................
68
3.2.6 Influência da Cal Hidratada nas Propriedades Reológicas do Ligante
Asfáltico Recuperado............................................................................................
70
3.2.7 Avaliação da Repetibilidade dos Ensaios Realizados..................................
72
CAPÍTULO
4
-
APRESENTAÇÃO
E
DISCUSSÃO
DOS
RESULTADOS SOBRE ENVELHECIMENTO...............................................
4.1
DOSAGEM
DAS MISTURAS
ASFÁLTICAS
PELO
75
MÉTODO
MARSHALL..............................................................................................................
75
viii
4.2 CONCENTRAÇÃO CRÍTICA DO SISTEMA “FINOS-BETUME”.............
4.3ENVELHECIMENTO
DOS
LIGANTES
ASFÁLTICOS
79
EM
LABORATÓRIO.......................................................................................................
81
4.3.1 Resultados dos Ensaios de Perda de Massa..................................................
81
4.3.2 Resultados dos Ensaios de Penetração.........................................................
84
4.3.3 Resultados dos Ensaios de Ponto de Amolecimento....................................
87
4.3.4 Resultados dos Ensaios de Recuperação Elástica........................................
89
4.3.5 Resultados dos Ensaios de Viscosidade Dinâmica.......................................
92
4.3.6 Discussão dos Resultados.............................................................................
98
4.4ENVELHECIMENTO
DOS
LIGANTES
ASFÁLTICOS
NO
CAMPO......................................................................................................................
100
4.4.1 Resultados dos Ensaios de Penetração de Campo........................................
102
4.4.2 Resultados dos Ensaios de Ponto de Amolecimento de Campo..................
103
4.4.3 Resultados dos Ensaios de Recuperação Elástica de Campo.......................
104
4.4.4 Resultados dos Ensaios de Viscosidade Dinâmica de Campo.....................
105
4.4.5 Discussão dos Resultados.............................................................................
107
4.5COMPARAÇÃO ENTRE O ENVELHECIMENTO NO LABORATÓRIO
E NO CAMPO...........................................................................................................
108
4.5.1 Análise Laboratório/Campo da Penetração..................................................
108
4.5.2 Análise Laboratório/Campo do Ponto de Amolecimento............................
109
4.5.3 Análise Laboratório/Campo da Recuperação Elástica.................................
110
4.5.4 Análise Laboratório/Campo da Viscosidade Dinâmica...............................
110
4.5.5 Discussão dos Resultados.............................................................................
112
CAPÍTULO
5
-
APRESENTAÇÃO
E
DISCUSSÃO
DOS
RESULTADOS SOBRE CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA E À
FADIGA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS................................................
113
5.1 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL.............
114
5.2 MÓDULO DE RESILIÊNCIA..........................................................................
118
ix
5.3 ANÁLISE DO MÓDULO DE RESILIÊNCIA E DA RESISTÊNCIA À
TRAÇÃO....................................................................................................................
122
5.4 VIDA DE FADIGA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS....................................
124
5.4.1 Vida de Fadiga das Misturas em Função da Diferença de Tensões
Aplicadas...............................................................................................................
124
5.4.2 Vida de Fadiga das Misturas em Função da Deformação de Tração
Inicial.....................................................................................................................
131
5.4.3 Análise das Vidas de Fadiga........................................................................
136
CAPÍTULO 6 - ANÁLISE PARAMÉTRICA....................................................
140
6.1 CONDIÇÃO DE CARREGAMENTO SIMULADO.......................................
141
6.2 ESTRUTURAS DE PAVIMENTO SIMULADAS...........................................
141
6.3 SIMULAÇÃO COM O PROGRAMA FLAPS................................................
143
6.3.1 Análise das Estruturas em Função da Diferença de Tensões ......................
143
6.3.2 Análise das Estruturas em Função da Deformação de Tração
Inicial.....................................................................................................................
145
6.3.3 Considerações Quanto aos Resultados da Análise Paramétrica com o
Programa Flaps......................................................................................................
147
6.4 SIMULAÇÃO COM O PROGRAMA ELSYM 5............................................
148
6.4.1 Análise das Estruturas em Função da Diferença de Tensões ......................
148
6.4.2 Análise das Estruturas em Função da Deformação de Tração
Inicial.....................................................................................................................
150
6.4.3 Considerações Quanto aos Resultados da Análise Paramétrica com o
Programa Elsym 5.................................................................................................
6.5 COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS
151
OBTIDOS PELA
SIMULAÇÃO COM O ELSYM 5 E FLAPS..........................................................
152
6.5.1 Simulação por Diferença de Tensões...........................................................
152
6.5.2 Simulação por Deformação Específica de Tração Inicial............................
153
6.6
CONSIDERAÇÕES
FINAIS
SOBRE
OS
RESULTADOS
DAS
SIMULAÇÕES..........................................................................................................
153
x
CAPÍTULO 7 - CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES............................
155
7.1 CONCLUSÕES...................................................................................................
155
7.2 RECOMENDAÇÕES.........................................................................................
157
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.........................................................
160
xi
LISTA DE FIGURAS
Páginas
FIGURA 2.1
Envelhecimento do ligante asfáltico nas etapas de construção e
de utilização do pavimento............................................................
FIGURA 2.2
9
Representação esquemática da análise da composição química
de um ligante asfáltico...................................................................
13
FIGURA 2.3
Representação da estrutura coloidal de cimento asfáltico.............
13
FIGURA 2.4
Alterações na composição química do ligante asfáltico após
usinagem, aplicação e durante a vida de serviço...........................
FIGURA 2.5
Relação entre a temperatura de usinagem da mistura asfáltica e o
aumento no ponto de amolecimento do ligante asfáltico...........
FIGURA 2.6
24
Equipamento para o ensaio de efeito do calor e do ar em película
delgada (TFOT)...............................................................
FIGURA 2.10
21
Endurecimento do ligante asfáltico na superfície e no interior da
camada asfáltica de revestimento..................................................
FIGURA 2.9
20
Relação entre o teor de vazios da mistura e a penetração do
ligante asfáltico em função do envelhecimento em serviço..........
FIGURA 2.8
18
Efeito da espessura de película de ligante asfáltico no
envelhecimento..............................................................................
FIGURA 2.7
15
26
Equipamento utilizado para o ensaio de efeito do calor e do ar
em película delgada rolada (RTFOT)............................................
27
FIGURA 2.11
Vaso de envelhecimento pressurizado..........................................
28
FIGURA 2.12
Viscosímetro Brookfield................................................................
32
FIGURA 2.13
Ensaio de recuperação elástica......................................................
35
FIGURA 2.14
Diferentes tipos de ensaios de fadiga de misturas asfálticas.........
43
FIGURA 2.15
Tensões no ensaio de compressão diametral.................................
45
FIGURA 2.16
Equipamento de ensaio de compressão diametral dinâmico.........
47
FIGURA 3.1
Vista geral do equipamento para o método de Abson...................
69
xii
FIGURA 4.1
Granulometria individual dos agregados componentes das
misturas asfálticas.........................................................................
76
FIGURA 4.2
Granulometria da mistura de agregados.......................................
77
FIGURA 4.3
Análise de perda de massa em ensaios de laboratório..................
82
FIGURA 4.4
Análise da penetração dos ligantes asfálticos em diferentes
situação de laboratório..................................................................
FIGURA 4.5
Análise do ponto de amolecimento dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de laboratório................................................
FIGURA 4.6
105
Análise da viscosidade à 155° C dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de campo........................................................
FIGURA 4.16
104
Análise da viscosidade à 135° C dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de campo........................................................
FIGURA 4.15
103
Análise da recuperação elástica dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de campo........................................................
FIGURA 4.14
102
Análise do ponto de amolecimento dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de campo........................................................
FIGURA 4.13
101
Análise da penetração dos ligantes asfálticos em diferentes
situações de campo........................................................................
FIGURA 4.12
95
Visão da usina gravimétrica utilizada na usinagem das misturas
asfálticas.........................................................................................
FIGURA 4.11
94
Análise de viscosidade à 175° C dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de laboratório................................................
FIGURA 4.10
93
Análise de viscosidade à 155° C dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de laboratório................................................
FIGURA 4.9
90
Análise de viscosidade à 135° C dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de laboratório................................................
FIGURA 4.8
88
Análise da recuperação elástica dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de laboratório................................................
FIGURA 4.7
85
105
Análise da viscosidade à 175° C dos ligantes asfálticos em
diferentes situações de campo........................................................
106
xiii
FIGURA 5.1
Valores de resistência à tração por compressão diametral das 8
misturas asfálticas estudadas à 25° e 40° C...................................
FIGURA 5.2
Efeito da temperatura na resistência à tração para as 8 misturas
asfálticas.........................................................................................
FIGURA 5.3
121
Vida de fadiga das misturas asfálticas em função da diferença de
tensões............................................................................................
FIGURA 5.6
118
Efeito da temperatura no módulo de resiliência para as 8
misturas asfálticas..........................................................................
FIGURA 5.5
117
Valores de módulo de resiliência das 8 misturas asfálticas
estudadas à 25° e 40° C.................................................................
FIGURA 5.4
114
125
Vida de fadiga por deformação específica de tração inicial das
misturas asfálticas..........................................................................
132
xiv
LISTA DE QUADROS
Páginas
QUADRO 2.1
Mudanças na composição química dos ligantes asfálticos após
emsaios de envelhecimento.............................................................
QUADRO 2.2
14
Mudanças nos ensaios convencionais dos ligantes asfálticos após
ensaios de envelhecimento..............................................................
16
QUADRO 2.3
Envelhecimento do ligante asfáltico CAP – 20 após usinagem......
30
QUADRO 2.4
Mudanças
nos
testes
convencionais
após
ensaios
de
envelhecimento para ligantes asfálticos modificados por EVA......
QUADRO 2.5
Mudanças
nos
testes
convencionais
após
ensaios
40
de
envelhecimento para ligantes asfálticos modificados por SBS.......
41
QUADRO 3.1
Composição em peso dos ligantes asfálticos da pesquisa...............
62
QUADRO 3.2
Resultados dos ensaios de caracterização do óleo extensor
utilizado...........................................................................................
63
QUADRO 3.3
Características do polímero SBS utilizado na pesquisa...................
64
QUADRO 3.4
Distribuição granulométrica da borracha moída de pneu................
64
QUADRO 3.5
Composição química da BMP.........................................................
64
QUADRO 3.6
Características do polímero EVA utilizado na pesquisa..................
65
QUADRO 3.7
Características físicas e reológicas dos ligantes asfálticos da
pesquisa...........................................................................................
66
QUADRO 3.8
Ensaios químicos da cal utilizada na pesquisa................................
68
QUADRO 3.9
Granulometria da cal hidratada utilizada na pesquisa.....................
68
QUADRO 3.10
Influência do CO2 injetado no ensaio de Abson na consistência do
ligante asfáltico................................................................................
QUADRO 3.11
Influência da cal hidratada na consistência do ligante asfáltico
recuperado........................................................................................
QUADRO 3.12
70
71
Resultados dos ensaios para estatística do ligante asfáltico CAP –
20....................................................................................................
73
xv
QUADRO 3.13
Resultados dos ensaios para estatística do ligante asfáltico AM
BMP 15%........................................................................................
QUADRO 3.14
73
Coeficiente de variação dos resultados dos ensaios para os dois
ligantes asfálticos.............................................................................
74
QUADRO 4.1
Granulometria dos agregados..........................................................
76
QUADRO 4.2
Temperaturas utilizadas na moldagem dos corpos-de-prova...........
77
QUADRO 4.3
Características Marshall das misturas asfálticas..............................
78
QUADRO 4.4
Concentração crítica do “sistema finos-betume”.............................
80
QUADRO 4.5
Perdas de massa de ligantes não modificados por polímeros após
envelhecimento................................................................................
QUADRO 4.6
Perdas de massa de ligantes modificados por polímeros após
envelhecimento................................................................................
QUADRO 4.7
Porcentagem
da
penetração
original
após
ensaios
Aumento
do
ponto
de
amolecimento,
em
°
C,
Aumento
do
ponto
de
amolecimento,
em
°
C,
102
após
envelhecimento de campo................................................................
QUADRO 4.12
96
Porcentagem da penetração original após envelhecimento de
campo...............................................................................................
QUADRO 4.11
89
Relação de viscosidades entre o ligante asfáltico original e após
RTFOT.............................................................................................
QUADRO 4.10
86
após
envelhecimento................................................................................
QUADRO 4.9
83
de
envelhecimento................................................................................
QUADRO 4.8
83
104
Relação de viscosidades entre o ligante asfáltico original e após
usinagem..........................................................................................
106
QUADRO 4.13
Análise laboratório/campo da penetração........................................
108
QUADRO 4.14
Análise laboratório/campo do ponto de amolecimento...................
109
QUADRO 4.15
Análise laboratório/campo da recuperação elástica.........................
110
QUADRO 4.16
Análise laboratório/campo da viscosidade dinâmica à 135° C........
111
QUADRO 4.17
Análise laboratório/campo da viscosidade dinâmica à 155° C........
111
QUADRO 4.18
Análise laboratório/campo da viscosidade dinâmica à 175° C........
111
xvi
QUADRO 5.1
Relação de resistência à tração avaliados nas temperaturas de 40°
e 25° C.............................................................................................
QUADRO 5.2
115
Relação dos módulos de resiliência avaliados nas temperaturas de
40° e 25° C.......................................................................................
119
QUADRO 5.3
Relação MR/RT das misturas asfálticas da pesquisa.......................
122
QUADRO 5.4
Valores dos coeficientes k e n do modelo Nx∆σ.............................
126
QUADRO 5.5
Variação da vida de fadiga segundo o nível de diferença de
tensões aplicado...............................................................................
QUADRO 5.6
Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e
a vida de fadiga da mistura asfáltica com CAP – 20.......................
QUADRO 5.7
127
Análise de sensibilidade em relação a variação das tensões
aplicadas (quanto a vida de fadiga).................................................
QUADRO 5.8
126
128
Comparação entre o módulo de resiliência e a resistência à tração
a 25º C e a relação entre a vida de fadiga de cada mistura e a vida
de fadiga da mistura com CAP – 20................................................
130
QUADRO 5.9
Valores dos coeficientes k e n do modelo Nxεti.................................
131
QUADRO 5.10
Vidas de fadiga em função do grau de deformação previamente
definido............................................................................................
QUADRO 5.11
Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e
a vida de fadiga da mistura asfáltica com CAP – 20.......................
QUADRO 5.12
Caracterização
das estruturas adotadas na simulação
142
Valores de módulo de resiliência das misturas asfálticas
empregadas na simulação................................................................
QUADRO 6.4
141
Modelos de comportamento utilizados na simulação com o
programa FLAPS.............................................................................
QUADRO 6.3
135
de
dimensionamento.............................................................................
QUADRO 6.2
134
Análise de sensibilidade em relação a variação das deformações
sofridas (quanto a vida de fadiga)....................................................
QUADRO 6.1
133
142
Valores de diferença de tensões e vida de fadiga obtidos na
simulação com o programa Flaps, para cada mistura asfáltica
estudada...........................................................................................
143
xvii
QUADRO 6.5
Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e
a vida de fadiga da mistura asfáltica confeccionada com CAP –
20, por diferença de tensões, para as duas estruturas (Flaps)..........
QUADRO 6.6
144
Valores de deformações específicas de tração iniciais e vida de
fadiga obtidos na simulação com o programa Flaps, para cada
mistura asfáltica estudada................................................................
QUADRO 6.7
146
Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e
a vida de fadiga da mistura asfáltica confeccionada com CAP –
20, por deformação específica de tração inicial, para as duas
estruturas (Flaps).............................................................................
QUADRO 6.8
Caracterização das estruturas e dos módulos de resiliência
adotados na simulação de dimensionamento...................................
QUADRO 6.9
146
148
Valores de diferença de tensões e vida de fadiga com os dados
obtidos na simulação com o programa Elsym-5 e a relação entre a
vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga
da mistura asfáltica confeccionada com o ligante CAP – 20, para
as duas estruturas.............................................................................
QUADRO 6.10
149
Valores de deformações específicas de tração iniciais e vida de
fadiga com os dados obtidos na simulação com o programa
Elsym-5 e a relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas
estudadas e a vida de fadiga da mistura asfáltica confeccionada
com o ligante CAP – 20, para as duas estruturas.............................
150
xviii
LISTA DE ABREVIATURAS
ηa, ηo, ηr
Nf
N
∆σ
εt i
εt
AASHTO
ABNT
AMRL
ASTM
CAP
DER/PR
DERSA
DNER
MR
RT
SHRP
SUPERPAVE
SBS
EVA
SBR
BMP
Viscosidade em diferentes situações
Vida de fadiga
Número de ciclos
Diferença de tensões
Deformação específica de tração inicial
Deformação específica de tração
American Association of State Highway and Transportation Officials
Associação Brasileira de Normas Técnicas
AASHTO Materials Reference Laboratory
American Society for Testing and Materials
Cimento asfáltico de petróleo
Departamento de Estradas de Rodagem do Estado do Paraná
Desenvolvimento Rodoviário S/A
Departamento Nacional de Estradas de Rodagem
Módulo de Resiliência
Resistência à tração por compressão diametral
Strategic Highway Research Program
Superior Performance Asphalt Pavements
Estireno Butadieno Estireno
Etileno-acetato de Vinila
Estireno Butadieno Rubber
Borracha Moída de Pneus
xix
RESUMO
O objetivo deste trabalho foi caracterizar a influência da adição de modificadores no
envelhecimento dos ligantes asfálticos, através da caracterização de suas propriedades físicas e
reológicas, e nas características mecânicas e de fadiga das misturas asfálticas dosadas com estes
materiais. Um ligante asfáltico tradicional foi modificado por polímeros tipo SBS, EVA e
borracha moída de pneus e submetido a ensaios de envelhecimento em laboratório e alguns
tiveram seu comportamento observado no campo. Os ligantes asfálticos modificados
apresentaram melhor resistência ao envelhecimento do que os ligantes tradicionais, sendo que
dois destes, o modificado por EVA e por borracha moída de pneus, apresentaram melhoria na
recuperação elástica após o ensaio RTFOT. Constatou-se que o ensaio RTFOT representa com
muito mais efetividade o envelhecimento real de campo do que o ensaio TFOT, que é
preconizado nas normas brasileiras. Em termos de comportamento mecânico, as misturas
elaboradas com ligantes modificados por polímero apresentaram, com base nos ensaios de
resistência à tração e módulo de resiliência, menor suscetibilidade térmica. Foi realizada uma
análise paramétrica de duas estruturas de pavimento típicas do Sul do Brasil e constatou-se o
melhor comportamento das misturas elaboradas com os ligantes modificados em relação aos
ligantes asfálticos tradicionais.
xx
ABSTRACT
The objective of this study aimed characterize the influence of the modifiers addition to the
aging process of asphalt binders, through the characterization of their physical and rheological
properties, and in the mechanical and fatigue characteristics of the asphalt mixes prepared with
these materials. A traditional asphalt binder was modified by SBS and EVA polymers and
ground tire rubber and submitted to laboratory aging tests and some had their behavior observed
in the field. The modified binders showed better resistance to the aging process than the
traditional asphalt binders. Two of them, the EVA modified and asphalt rubber enhanced the
elastic recovery after the RTFOT test. It was verified that the RTFOT test shows with much
more effectiveness the real aging than the TFOT test, that is preconized in Brazilian norms.
Concerning the mechanical behavior, the mixes made with polymer modified binders showed
better thermal susceptibility based on tests of indirect tension strenght and resiliency modulus. A
parametric analysis of two paving structures that are typical of southern Brazil was conducted
and a better behavior of the elaborated mixes with the modified binders in relation to the
traditional asphalt binders was verified.
1
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO
O Brasil é um país por excelência rodoviário. Sua malha rodoviária é a principal via de
circulação de pessoas e bens e este é um patrimônio que deve ser preservado. A preservação e a
ampliação de nossa malha rodoviária pavimentada é uma das principais condições para o grande
salto de desenvolvimento que o País precisa.
É importante lembrar que veículos trafegando em rodovias em mau estado de conservação
consomem mais combustível, aumentam seus custos de operação, perdem mais tempo ao
percorrer suas rotas e estão expostos com mais frequência a acidentes.
A manutenção da rede nacional pavimentada depende de recursos financeiros e planejamento
estratégico adequados para manter o patrimônio existente. A falta de manutenção adequada,
motivada por dificuldades financeiras pelas quais passam os órgãos rodoviários em nosso País,
acrescida do excesso de carga dos caminhões e as deficiências construtivas nos mostram um
quadro realmente preocupante com relação à preservação e eficiência do imenso patrimônio
rodoviário nacional.
O crescimento da frota circulante com veículos de maior capacidade de carga, maior tração e
maior pressão de inflação dos pneus, aliado ao excesso de carga e ao maior espaçamento entre as
intervenções de conservação e restauração contribuem para a deterioração das estradas do País.
Todos estes fatos vêm preocupando os técnicos rodoviários, tendo em vista os efeitos das tensões
transmitidas aos pavimentos e o número acumulado dos esforços causados pelo número
crescente de solicitações, o que tem levado alguns pavimentos a um fracasso precoce (DNER 1998).
Dentre as camadas componentes de um pavimento flexível, o revestimento asfáltico é que sofre
o maior impacto das cargas solicitantes. O ligante asfáltico é o principal material aglutinante
utilizado nos revestimentos do Brasil e o comportamento das misturas confeccionadas quanto ao
envelhecimento e quanto a sua resistência principalmente à fadiga e à formação de trilhas de
roda é muito importante para garantir a durabilidade dos revestimentos asfálticos.
2
Até meados dos anos 70, as refinarias processavam petróleos de origem definida, freqüentemente
a partir de petróleo venezuelano, de reconhecida qualidade para a fabricação de ligantes
asfálticos. Tal fato garantia a qualidade e a homogeneidade do ligante asfáltico. A partir dessa
época, praticamente universalizou-se o processo de misturas de petróleos de variadas origens e
diferentes processos de refino, além da extração de quantidades maiores de frações nobres
gerando asfaltos consistentes, posteriormente corrigidos pela adição de gasóleo para obter o
enquadramento da consistência. Todos estes fatos podem gerar o que se tem denominado de
“heterogeneidade” dos ligantes asfálticos (PINTO, 1991).
O ligante asfáltico sofre o processo de envelhecimento durante a sua usinagem, aplicação na
pista e, também, durante a sua vida de serviço. Este fenômeno possui várias causas, sendo a
principal delas a oxidação, cujo efeito, entre outros, é o aumento de consistência do ligante
asfáltico. Um aumento desta consistência até determinados níveis é uma ocorrência inerente ao
comportamento do ligante asfáltico. No entanto, um aumento exagerado desta consistência,
principalmente em condições de tráfego pesado, pode diminuir significativamente a vida útil do
revestimento. A previsibilidade do aumento desta consistência é um desafio aos técnicos
rodoviários.
As componentes de aumento das cargas aplicadas em nossas rodovias e a heterogeneidade dos
ligantes asfálticos nos levou a refletir sobre como melhorar o comportamento mecânico das
misturas asfálticas produzidas no Brasil. Esta melhoria deve levar em conta os danos causados
pelas cargas solicitantes, o envelhecimento do ligante e a ação do meio ambiente. Nos últimos
trinta anos, a Europa e os Estados Unidos e mais recentemente nosso País tem buscado materiais
com melhores características para possibilitar esta melhoria.
A adição de modificadores nos ligantes asfálticos, sendo polímeros, proporciona melhorias
físicas, químicas e reológicas ao ligante asfáltico tradicional capazes de aumentar a sua
durabilidade, por meio do aumento da recuperação elástica, aumento da resistência à deformação
permanente e mitigação do envelhecimento. Esta melhora de comportamento do ligante asfáltico
deve ser evidentemente balanceada com um custo razoável para sua utilização, tendo em vista
que a tecnologia desprovida de viabilidade econômica não pode ser aproveitada pela comunidade
rodoviária.
3
Objetivamente, a adição dos modificadores nos ligantes asfálticos tradicionais já é uma realidade,
tímida, mas em expansão no Brasil. A caracterização da melhoria das propriedades do ligante
asfáltico modificado e das características resistentes das misturas asfálticas confeccionadas com
estes ligantes pode auxiliar a compreensão da sua mecânica de funcionamento e justificar a sua
utilização, apesar do seu custo inicial mais elevado.
1.1 Objetivo do Trabalho
- Geral
O objetivo do trabalho é estudar a influência da adição de modificadores no envelhecimento dos
ligantes asfálticos, através da caracterização de suas propriedades físicas e reológicas, e nas
características mecânicas e de fadiga das misturas asfálticas dosadas com estes materiais.
- Específicos
a – Avaliar o envelhecimento dos ligantes asfálticos em laboratório e comparar com o
envelhecimento que ocorre no campo, com o objetivo de verificar qual dos ensaios de
envelhecimento em laboratório é mais representativo;
b – Comparar o comportamento das propriedades mecânicas e de fadiga das misturas
asfálticas confeccionadas com ligantes asfálticos convencionais e modificados por diferentes
modificadores;
c – Verificar para diferentes estruturas de pavimento, típicas da região Sul do País, qual
dessas misturas apresenta melhor comportamento.
1.2 Procedimentos para Alcançar o Objetivo
Os procedimentos para alcançar os objetivos deste trabalho são os seguintes:
− Caracterização dos ligantes asfálticos, agregados e cal hidratada utilizados;
− Avaliação do envelhecimento dos ligantes em laboratório;
− Avaliação do envelhecimento dos ligantes no campo;
4
− Avaliação do comportamento mecânico e à fadiga das misturas de concreto asfáltico
usinado a quente através dos ensaios de resistência à tração por compressão diametral,
módulo de resiliência e vida de fadiga;
− Análise paramétrica;
− Discussão dos resultados;
− Conclusão.
1.3 Importância do Tema
A adição de polímeros aos ligantes asfálticos tradicionais é uma tentativa de melhorar suas
características físicas e reológicas, que se traduzem na melhoria de desempenho da mistura
asfáltica em serviço.
O envelhecimento do ligante que ocorre durante a sua usinagem e aplicação na pista, bem como
durante toda a sua vida de serviço, é um dos fatores responsáveis pela diminuição da
durabilidade das misturas asfálticas. Portanto, a compreensão deste fenômeno é muito importante
para que se possa reduzir este envelhecimento, seja modificando a operação das usinas de asfalto
e equipamentos de espalhamento e compactação, seja modificando o ligante asfáltico.
O desempenho em termos de comportamento mecânico e à fadiga das misturas asfálticas
confeccionadas com ligantes asfálticos modificadas por polímeros em comparação com as
misturas preparadas com ligantes tradicionais também será avaliado e permitirá que se verifique
a eficiência de um tipo e de outro.
A avaliação da performance dos ligantes asfálticos com base no envelhecimento e com base nas
propriedades mecânicas das misturas possibilitará o aprimoramento dos conhecimentos sobre os
ligantes asfálticos modificados e tradicionais, contribuindo para a produção de misturas
asfálticas mais duráveis e de maior benefício/custo para o nosso País.
1.4 Delimitação da Pesquisa
A pesquisa ora apresentada foi desenvolvida com os cimentos asfálticos de petróleo – CAPs
oriundos da Refinaria Presidente Vargas – REPAR, de Araucária no Estado do Paraná, coletados
5
em janeiro de 2002. Esta informação é importante na medida da alta variabilidade que pode
ocorrer na produção dos asfaltos em uma refinaria.
Os ligantes utilizados na pesquisa foram caracterizados sob o ponto de vista físico e reológico.
Esta pesquisa não envolve caracterização química de ligantes. Todos os ensaios realizados, do
ligante ou da mistura asfáltica, foram passíveis de realização em nosso País com relativa
facilidade, retratando a nossa realidade tecnológica.
O agregado utilizado na confecção das misturas é granítico da região de Castro no Paraná.
A pesquisa desenvolveu-se na Universidade Federal de Santa Catarina. A caracterização dos
ligantes em suas várias fases, bem como a dosagem das misturas asfálticas foi realizada nos
Laboratórios de Pesquisa da Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda na cidade de Araucária/PR.
Parte dos ensaios especiais de envelhecimento dos ligantes foi realizada no Instituto de Pesquisas
Rodoviárias do Departamento Nacional de Infra-Estrutura de Transportes no Rio de Janeiro. Os
ensaios de caracterização mecânica (resistência a tração por compressão diametral e módulo de
resiliência) e à fadiga das misturas asfálticas foi realizada no LAPAV – Laboratório de
Pavimentação da Universidade Federal do Rio Grande do Sul em Porto Alegre/RS.
1.5 Organização do Trabalho
Esta dissertação foi organizada nos seguintes capítulos:
Capítulo 1: Introdução, expõe a importância do tema, a justificativa da necessidade de se
produzirem revestimentos asfálticos mais duráveis, os objetivos da pesquisa e a organização da
estrutura da pesquisa.
Capítulo 2: Revisão Bibliográfica, contém aspectos relacionados aos temas do envelhecimento
do ligante asfáltico e da avaliação das características mecânicas e à fadiga de misturas asfálticas.
Capítulo 3: Metodologia e Materiais Empregados, define a metodologia utilizada na pesquisa
e caracteriza todos os materiais empregados na confecção dos ligantes e das misturas asfálticas.
6
Capítulo 4: Apresentação e Discussão dos Resultados de Envelhecimento, apresenta e analisa
os resultados obtidos sob os aspectos: análise de dosagem Marshall das misturas asfálticas,
envelhecimento de ligantes em laboratório, envelhecimento de ligantes no campo e análise
comparativa de envelhecimento campo versus laboratório.
Capítulo 5: Apresentação e Discussão dos Resultados de Caracterização Mecânica e de
Fadiga, apresenta e analisa os resultados de comportamento mecânico e à fadiga das misturas
asfálticas analisadas.
Capítulo 6: Análise Paramétrica, através de uma análise paramétrica de duas estruturas típicas
do Sul do Brasil, indica qual ligante asfáltico utilizado na mistura asfáltica proporciona o melhor
comportamento.
Capítulo 7: Conclusões e Recomendações, apresenta as conclusões e recomendações advindas
deste trabalho de pesquisa.
7
CAPÍTULO 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 O Fenômeno do Envelhecimento do Ligante Asfáltico
O ligante asfáltico é basicamente um hidrocarboneto composto por moléculas de hidrogênio e
carbono. A fórmula exata do ligante asfáltico é muito variável pois ele é um resíduo da produção
do refino do petróleo cru e também depende do tipo de petróleo disponível no momento do
refino. O betume como outras substâncias orgânicas é afetado pela presença de oxigênio, pela
radiação ultravioleta e por variações de temperatura (WHITEOAK, 1990).
É um material termoplástico, semi-sólido à temperatura ambiente, viscoelástico, que se comporta
como um sólido vítreo a baixas temperaturas e/ou durante carregamento rápido (pequeno tempo
de aplicação de carga – alta freqüência de aplicação) e como um fluído viscoso a altas
temperaturas e/ou durante carregamento lento (longo tempo de aplicação de carga – baixa
freqüência de aplicação). A resposta do ligante asfáltico ao esforço é, por conseqüência,
dependente de ambos, temperatura e tempo de aplicação de carga. Conseqüentemente, a reologia
do ligante asfáltico é definida pela sua resposta à tensão/deformação/tempo/temperatura (AIREY
& BROWN, 1998).
Envelhecimento de um ligante asfáltico pode ser definido como sendo o processo de
endurecimento que este sofre durante a estocagem, usinagem, aplicação e em serviço,
responsável pela alteração de suas características físicas, químicas e reológicas que causam um
aumento na sua consistência (TONIAL, 2001).
O ligante asfáltico é utilizado como material de pavimentação na Europa desde a metade do
século XIX e nos Estados Unidos, desde o fim do mesmo século. O primeiro estudo sobre
envelhecimento de ligante asfáltico foi realizado por A.W. Dow denominado Asphalt
Experiments at Washington, no ano de 1903, este relatou que o aquecimento do ligante asfáltico
reduzia o peso e a penetração do ligante asfáltico recuperado de misturas. Pesquisas mais amplas
sobre o assunto começaram por volta de 1930 (BELL, WIEDER & FELLIN, 1994).
Atualmente um dos grandes desafios da pavimentação a quente é reduzir o envelhecimento do
ligante asfáltico durante todo o seu ciclo de aplicação.
8
Como outras substâncias orgânicas, o ligante asfáltico oxida lentamente quando em contato com
o ar. Os grupos polares oxigenados tendem a associar-se, formando micelas de alto peso
molecular e graças a isso ocorre um aumento da viscosidade do ligante asfáltico. Estas
transformações geradas resultam em moléculas maiores e mais complexas que fazem o ligante
asfáltico endurecer e ficar menos flexível (TONIAL, 2001).
O grau de oxidação é altamente dependente da temperatura, superfície e tempo de exposição e da
espessura da película de ligante asfáltico. A taxa de oxidação dobra a cada 10º C de aumento na
temperatura do ligante acima dos 100º C (WHITEOAK, 1990).
O endurecimento devido à oxidação há algum tempo vem sendo considerado a principal causa de
envelhecimento do ligante asfáltico (WHITEOAK, 1990 & LEITE, 1999). A oxidação,
juntamente com os fatores que governam a velocidade da reação e seus eventuais efeitos, é de
importância crítica para a qualidade do ligante asfáltico e para o sucesso do produtor da mistura
asfáltica (BROCK, 1996).
A Figura 2.1, extraída do Shell Bitumen Handbook (WHITEOAK, 1990), evidencia de maneira
clara a gravidade do fenômeno. Na Figura, o Índice de Envelhecimento é representado pela razão
ηa/ηo,
onde
ηa
representa a viscosidade em uma dada condição de envelhecimento e
ηo,
representa a viscosidade inicial do ligante asfáltico.
Segundo a Figura 2.1, o envelhecimento do ligante asfáltico do revestimento ocorre em três
etapas: a primeira, de maior impacto, se dá quando da usinagem da mistura asfáltica e representa
cerca de 60% do envelhecimento total sofrido pelo ligante; a segunda, se dá durante a estocagem
(comum em usinas americanas de grande porte, mas não no Brasil), transporte, espalhamento e
compactação, representando cerca de 20% do envelhecimento total sofrido pelo ligante; na
terceira etapa, o envelhecimento ocorre durante a vida útil do revestimento e se dá devido à ação
do meio ambiente e representa cerca de 20% do envelhecimento total sofrido pelo ligante.
Embora não ilustrado na Figura 2.1, há que se ressaltar que a primeira alteração propriamente
dita da estrutura química do ligante asfáltico após a sua produção pode ocorrer já durante a sua
estocagem, mas em menor grau, pois a superfície exposta ao ar no tanque é pequena em relação a
massa total do produto (TONIAL, 2001).
9
Figura 2.1 – Envelhecimento do ligante asfáltico nas etapas de construção e de utilização do
pavimento (WHITEOAK, 1990).
De acordo com a Figura 2.1, verifica-se que cerca de 80% do envelhecimento total sofrido pelo
ligante asfáltico durante toda a vida útil de um revestimento ocorre durante a usinagem e
aplicação da mistura asfáltica, o que vem a enfatizar o apurado controle e cuidados técnicos que
se deve ter com as temperaturas de industrialização das misturas.
Fisicamente, o envelhecimento de um ligante asfáltico é representado pelo aumento de sua
consistência e se apresenta, de uma forma geral, como um aumento de viscosidade associado à
uma diminuição da penetração e aumento do ponto de amolecimento, com perda de suas
características aglutinantes (WHITEOAK, 1990 & PINTO, 1991). Esse aumento de consistência
influencia o comportamento físico e reológico do ligante asfáltico, deixando-o mais duro e, por
conseguinte, mais quebradiço, menos dúctil e menos elástico.
10
Segundo TRAXLER, 1961 (citado por BELL, WIEDER & FELLIN, 1994), as causas do
envelhecimento do ligante asfáltico são:
1) Oxidação;
2) Volatilização;
3) tempo (conduz a estruturação ou endurecimento);
4) polimerização induzida pela radiação solar; e,
5) polimerização (por aquecimento).
TRAXLER expandiu esta lista para 15 itens em 1963. Os efeitos da luz foram divididos entre
envelhecimento pela luz direta e pela luz refletida. Deterioração microbiológica também foi
considerada como responsável pelo endurecimento do ligante asfáltico.
Já para PETERSEN, 1984 (citado por BELL, WIEDER & FELLIN, 1994), três são as principais
causas do envelhecimento do ligante asfáltico:
1) perda de componentes oleosos por volatilização ou adsorção;
2) mudanças na composição por reação com o oxigênio atmosférico; e,
3) efeitos tixotrópicos que produzem a estruturação molecular.
De acordo com WHITEOAK (1990), quatro são os mecanismos principais responsáveis pelo
envelhecimento do ligante asfáltico:
- Oxidação: como outras substâncias orgânicas, o ligante asfáltico oxida lentamente quando
em contato com o ar. Durante o processo de usinagem, a presença de oxigênio, a grande
superfície específica dos agregados e as altas temperaturas dentro do pug-mill ou dentro do
tambor-secador-misturador propiciam a oxidação;
- Perda de voláteis, a evaporação de componentes voláteis depende também da temperatura
e da condição de exposição. Esta perda pode ser considerada baixa em ligantes asfálticos
puros tendo em vista que estes têm baixos teores de voláteis;
- Endurecimento físico ocorre à temperatura ambiente e é atribuído à reordenação de
moléculas e a cristalização de parafinas. Este é um fenômeno reversível; e,
11
- Endurecimento exsudativo resulta do movimento dos componentes oleosos que exsudam
do ligante asfáltico para dentro do agregado mineral. Esta é uma função tanto da tendência
de exsudação do ligante como da porosidade do agregado.
Enquanto o mecanismo de envelhecimento do ligante e da mistura é complexo, seu impacto
sobre o desempenho do pavimento é geralmente compreendido. Como o ligante asfáltico
envelhece, isto resulta em um aumento da rigidez deste ligante e, conseqüentemente, da mistura
asfáltica. Este efeito tende a aumentar a resistência à formação das trilhas de roda da mistura e
pode ser considerado como um efeito benéfico do envelhecimento. Por outro lado, o
envelhecimento pode resultar no desenvolvimento e/ou aceleração de vários tipos de problemas,
tais como trincamento e fratura por fadiga, trinca térmica e deterioração devido ao desgaste e à
umidade, esforços que podem levar à falência da estrutura do pavimento (BELL, WIEDER &
FELLIN, 1994; MIRZA & WITCZAK, 1995).
2.1.1 Fatores Químicos e Reológicos sobre o Envelhecimento do Ligante Asfáltico
Nos últimos 50 anos, significativas pesquisas foram realizadas em todo o mundo sobre aplicação
e comportamento das misturas asfálticas. Enquanto enormes avanços foram alcançados neste
estado da arte, o problema do endurecimento/envelhecimento do ligante asfáltico no processo de
usinagem e na sua vida de serviço ainda carece de estudos adicionais para seu completo
entendimento.
A configuração interna da estrutura de um ligante asfáltico é predominantemente determinada
pela constituição química das espécies de moléculas presentes. Análises elementares de ligantes
asfálticos oriundos de vários óleos crus mostram que a maior parte dos ligantes contém
(WHITEOAK, 1990):
- Carbono:
82 – 88 %;
- Hidrogênio
8 – 11 %;
- Enxofre
0 – 6 %;
- Oxigênio
0 – 1,5 %; e,
- Nitrogênio
0 – 1 %.
12
Segundo MIRZA & WITCZAK (1995), um dos fatores que afetam o envelhecimento do ligante
asfáltico é a sua composição química original. Historicamente, os cimentos asfálticos são
classificados por especificações baseadas em faixas de valores de consistência a uma ou mais
temperaturas. Isto se deve à facilidade de medir estas propriedades físicas em comparação às
propriedades químicas. A classificação dos ligantes asfálticos por propriedades físicas não é
totalmente precisa pois, embora dois ou mais cimentos asfálticos tenham valores de consistência
similares, podem ter composições químicas totalmente diferentes devido às diferentes fontes de
óleo cru, processos de refino e nível de aditivos presentes (óleos voláteis, por exemplo).
A correta composição varia de acordo com a fonte do óleo cru da qual o ligante asfáltico é obtido.
A correta composição química do ligante asfáltico é extremamente complexa e sua completa
análise (se possível) seria extremamente laboriosa e produziria uma quantidade de dados tão
grande que a correlação com as propriedades reológicas seria praticamente impossível. No
entanto, é possível separar o ligante asfáltico em dois grandes grupos químicos denominados de
asfaltenos e maltenos. Os maltenos podem ainda ser subdivididos em saturados, aromáticos e
resinas
(WHITEOAK, 1990). A Figura 2.2 apresenta esquematicamente a análise de
composição química de um ligante através da técnica de cromatografia.
O ligante asfáltico é tradicionalmente considerado como um sistema coloidal consistindo de
micelas de asfalteno de alto peso molecular dispersas ou dissolvidas em um meio oleoso de
baixo peso molecular (maltenos). A Figura 2.3 ilustra o enunciado acima.
13
Figura 2.2 – Representação esquemática da análise da composição química de um ligante
asfáltico (WHITEOAK, 1990).
Figura 2.3 – Representação da estrutura coloidal de cimento asfáltico (YEN, 1991).
14
Segundo TONIAL (2001), durante o processo de envelhecimento ocorre normalmente uma
diminuição do teor de aromáticos, que se transforma em resina, que por sua vez, parte se
transforma em asfaltenos. Ao final do processo, o balanço é o seguinte: ocorre pequena ou
nenhuma variação do teor de saturados e resinas, diminuição do teor de aromáticos e aumento no
teor de asfaltenos.
Visando ilustrar a mudança da composição química do ligante asfáltico com o tempo, AIREY &
BROWN (1998), no Quadro 2.1, apresentam as mudanças de porcentagem dos componentes
químicos do ligante asfáltico denominados Saturados, Aromáticos, Resinas e Asfaltenos, obtidos
através do cromatógrafo de película fina Iatroscan, de três ligantes asfálticos originais após a
realização dos ensaios de envelhecimento RTFOT e PAV. Os ligantes asfálticos originais são
oriundos de diferentes fontes, com composições químicas diferentes, mas com valores de
consistência similares e são os seguintes: Oriente Médio, com penetração 80/100; Rússia, com
penetração de 80; e Venezuela, com penetração entre 70/100.
Quadro 2.1 – Mudanças na composição química dos ligantes asfálticos após ensaios de
envelhecimento (AIREY & BROWN, 1998).
Ligante
Asfáltico
Oriente
Médio
Rússia
Venezuela
Saturados
Aromáticos
Resinas
Asfaltenos
(%)
(%)
(%)
(%)
Original
5
69
15
11
Após RTFOT
6
61
20
13
Após PAV
6
52
24
18
Original
4
68
19
9
Após RTFOT
4
64
21
11
Após PAV
5
52
28
15
Original
11
58
17
14
Após RTFOT
13
54
17
16
Após PAV
12
47
21
20
Condição
Os três ligante asfálticos, após os ensaios de envelhecimento, experimentaram um decréscimo na
porcentagem dos aromáticos e um aumento na porcentagem dos asfaltenos e resinas (resultando
em um aumento do peso molecular). A porcentagem em massa dos saturados manteve-se
constante.
15
Estudos de longo prazo têm sido empregados para determinar se a composição química do
ligante asfáltico muda com o tempo. Para tanto, devem ser apreciados diferentes tipos de
misturas, de agregados e de teores de ligante, visando obter dados consistentes e de diferentes
situações das misturas asfálticas no campo. CHIPPERFIELD, DUTHIE & GIRDLER, 1970
(citados por WHITEOAK, 1990) e também o próprio WHITEOAK, 1990, apresentam, na Figura
2.4, os resultados de seus estudos em termos de Índice de Envelhecimento (relação entre a
viscosidade do ligante asfáltico recuperado, ηr, e a viscosidade inicial do ligante, ηo, a 25° C) e
em termos de componentes químicos.
Ligante original
Depois da usinagem
Depois da compactação
Índice de
envelhecim ento
Peso em porcentagem
Saturados
Aromáticos
Resinas
Asfaltenos
Vida de ser viço, anos
Figura 2.4 – Alterações na composição química do ligante asfáltico após usinagem, aplicação e
durante a vida de serviço (WHITEOAK, 1990).
De acordo com a Figura 2.4, as maiores mudanças na viscosidade são associadas à usinagem e à
aplicação da mistura asfáltica na pista, como já foi demonstrado na Figura 2.1. Adicionalmente,
a Figura 2.4 também apresenta a variação da composição química do ligante asfáltico com o
tempo.
16
Pode-se observar que o teor de asfaltenos aumenta significativamente durante a usinagem e
depois, gradualmente ao longo do tempo. Já o teor de resinas e aromáticos decresce com o tempo.
Era esperada uma pequena mudança no teor de saturados. Algum aumento foi notado,
provavelmente devido ao óleo derramado pelos veículos na pista que pode ter interferido nos
resultados obtidos.
Outra maneira de caracterizar o efeito do envelhecimento é através dos testes reológicos
empíricos tradicionais, que são rápidos e de fácil execução, como a penetração, o ponto de
amolecimento e medidas de viscosidades.
Estes ensaios parecem capazes de descrever adequadamente as mudanças no comportamento
reológico nos ligantes tradicionais depois do envelhecimento. O Quadro 2.2 apresenta os
resultados dos estudos de AIREY & BROWN (1998) sobre as mudanças na reologia do ligante
asfáltico decorrentes dos ensaios de envelhecimento com os mesmos ligantes caracterizados
quimicamente no Quadro 2.1.
Quadro 2.2 - Mudanças nos ensaios convencionais dos ligantes asfálticos após ensaios de
envelhecimento (AIREY & BROWN, 1998).
Ligante
Asfáltico
Característica
Original
Após
RTFOT
Índice de Envelhecimento
Após PAV
RTFOT/
PAV/
Original
Original
Pen (0,1 mm)
60
45
24
0,75
0,4
PAmol (ºC)
48,8
52,6
59,3
1,08
1,22
Visc60ºC (P)
262
505
2038
1,93
7,78
Visc135ºC (cP)
510
660
1030
1,29
2,02
Pen (0,1 mm)
73
51
24
0,7
0,33
Rússia
PAmol (ºC)
47
50,8
57,3
1,08
1,22
80
Visc60ºC (P)
165
343
1028
2,08
6,23
Visc135ºC (cP)
370
470
760
1,27
2,05
Pen (0,1 mm)
81
53
28
0,75
0,4
Venezuela
PAmol (ºC)
46,8
51,2
59,2
1,09
1,26
70/100
Visc60ºC (P)
213
455
1950
2,14
9,15
Visc135ºC (cP)
380
520
870
1,37
2,29
Oriente
Médio
80/100
17
O comportamento reológico dos ligantes, como esperado, se traduziu, após os ensaios de
envelhecimento, em diminuição da penetração e aumento do ponto de amolecimento e das
viscosidades.
2.1.2 Fatores que Influenciam no Processo de Envelhecimento do Ligante Asfáltico em uma
Mistura Asfáltica
O envelhecimento de um ligante asfáltico pode ser dividido em duas fases: envelhecimento de
curto prazo, devido à usinagem da mistura asfáltica, seu espalhamento e até o término da sua
compactação; e, envelhecimento de longo prazo, que ocorre durante a vida útil do revestimento
(MIRZA & WITCZAK, 1995).
As circunstâncias em que ocorre o envelhecimento do ligante asfáltico
variam
consideravelmente. Durante sua estocagem, grandes volumes de ligante asfáltico são mantidos a
altas temperaturas por vários dias. Durante a usinagem, transporte e aplicação, finíssimas
películas de ligante asfáltico são expostas a altas temperaturas por um curto período de tempo e
durante a sua vida de serviço, esta mesma finíssima película de ligante é exposta a moderadas
variações de temperatura durante um longo período de tempo, coincidente com a vida de serviço
do revestimento.
O envelhecimento do ligante asfáltico durante a sua estocagem em tanques a altas temperaturas é
muito pequeno. Isto se deve a pequena superfície de exposição ao oxigênio em relação ao
volume total do ligante (WHITEOAK, 1990).
2.1.2.1 Envelhecimento de curto prazo
O envelhecimento de curto prazo é decorrente da usinagem, transporte, distribuição e
compactação da mistura asfáltica na pista. Durante estas etapas, o ligante asfáltico é exposto a
altas temperaturas e grande superfície de exposição (pequenas espessuras de ligante sobre o
agregado aquecido) em um período relativamente curto de tempo (25 a 50 segundos, dependendo
do tipo de usina de asfalto empregada).
18
A temperatura de usinagem, envolvendo a associação da temperatura do ligante e dos agregados,
é uma das principais causas do envelhecimento de curto prazo do ligante asfáltico (TONIAL,
2001). Durante a mistura destes insumos, com duração variável dependendo do tipo de usina
utilizada, uma fina camada de ligante asfáltico recobrirá os agregados. As altas temperaturas,
tanto do ligante como do agregado ou de ambos, a presença de oxigênio e a grande superfície de
exposição, levam a um incremento da taxa de envelhecimento do ligante asfáltico.
Para ilustrar a importância da temperatura no envelhecimento do ligante asfáltico, apresenta-se a
Figura 2.5, em que se pode visualizar o aumento de consistência do ligante (traduzido em ° C de
Aumento no Ponto de Amolecimento , º C
aumento do ponto de amolecimento) em função do aumento da temperatura de usinagem.
Temperatura de Usinagem, ° C
Figura 2.5 – Relação entre a temperatura de usinagem da mistura asfáltica e o aumento no ponto
de amolecimento do ligante asfáltico (WHITEOAK, 1990).
O aumento do ponto de amolecimento observado na Figura 2.5, demonstra que a exposição do
ligante durante a usinagem a temperaturas mais altas apresenta, proporcionalmente, um aumento
de consistência ou endurecimento que inevitavelmente enrijecerá também a mistura asfáltica.
19
A taxa de envelhecimento depende do tipo de mistura, da sua temperatura, do período de duração
da usinagem, do seu teor de betume e por, conseqüência, da espessura da película de ligante
asfáltico e até mesmo do tipo de usina utilizado, se gravimétrica ou contínua (WHITEOAK,
1990; MIRZA & WITCZAK, 1995). A prevenção do endurecimento prejudicial durante a
usinagem depende do conhecimento e controle de todos estes fatores intervenientes.
Durante a usinagem, a superfície de todos os agregados é recoberta com uma fina película de
ligante (variável entre 5 e 15 micras de espessura). BROCK (1996) apresenta o seguinte
raciocínio: “se fosse possível distribuir em uma superfície plana contínua, toda a superfície dos
agregados a ser recoberta com uma espessura de 10 micras de ligante asfáltico, com ligante
suficiente para fabricar uma tonelada de massa asfáltica com teor de 6%, ter-se-ia uma superfície
plana de 5.330 m2 ”. Isto demonstra o quanto a superfície de exposição é grande em relação a
espessura da película e, portanto, demonstra como é maximizado o contato do ligante com o
oxigênio do ar.
Segundo CAMPEN ET AL (citados por KANDHAL & CHAKRABORTY, 1996), películas de
ligante asfáltico mais espessas produzem misturas flexíveis e duráveis enquanto que películas
excessivamente finas, produzem misturas frágeis/quebradiças, tendendo a trincarem.
A Figura 2.6, extraída do Shell Bitumen Handbook (WHITEOAK, 1990), demonstra o efeito da
espessura de película de ligante asfáltico no seu envelhecimento. Na Figura,
ηa representa a
viscosidade em uma dada condição de envelhecimento e ηo, representa a viscosidade inicial do
ligante.
Segundo a Figura 2.6, na medida em que se aumenta a espessura de película de ligante asfáltico
sobre o agregado, menor será o Índice de Envelhecimento, traduzido em função de uma relação
de viscosidades entre o ligante original antes e após o envelhecimento. Isto demonstra um menor
aumento de consistência do ligante asfáltico quanto maior for a espessura de película sobre o
agregado. Durante a aplicação da mistura asfáltica no campo, em que se pode considerar as
atividades de transporte, distribuição e compactação da mistura asfáltica, o envelhecimento do
ligante asfáltico persiste até o total resfriamento do revestimento.
Índicede Envelhecimento
20
Espessura de película, micra
Figura 2.6 – Efeito da espessura de película de ligante asfáltico no envelhecimento
(WHITEOAK, 1990).
2.1.2.2 Envelhecimento de longo prazo
A maior taxa de envelhecimento do ligante asfáltico ocorre durante a usinagem, como já foi
apresentado. No entanto, existe uma porção importante de envelhecimento que ocorre durante a
vida de serviço da mistura asfáltica. O envelhecimento de longo prazo é influenciado por uma
série de fatores. WHITEOAK (1990) considera que o principal fator responsável pelo
endurecimento do ligante asfáltico em serviço é o teor de vazios da mistura asfáltica. Outro fator
importante é a condição ambiental da região do pavimento. Altas temperaturas são geralmente
associadas ao aumento das taxas de oxidação.
TONIAL (2001) relaciona como fatores importantes no envelhecimento de longo prazo, os
seguintes: teor de vazios, espessura de película, a absorção do agregado e a profundidade da
camada asfáltica.
21
MIRZA & WITCZAK (1995) relatam que o teor de ligante e o teor de vazios da mistura, tanto
quanto a mudança no teor de vazios da mistura devido à densificação pelo tráfego, são também
fatores que influenciam as taxas de envelhecimento dos ligantes asfálticos. Além do mais, no
envelhecimento de longo prazo, o processo de oxidação pode ser observado em função da
profundidade da camada do revestimento.
No tocante ao teor de vazios, sua importância decorre de que quanto maior o teor de vazios da
mistura no campo, mais rápida será a velocidade de envelhecimento do ligante asfáltico que,
conseqüentemente, enrijecerá também a mistura. Visando ilustrar tal fato, WHITEOAK (1990)
apresenta a Figura 2.7, em que a penetração de ligantes asfálticos extraídos de corpos-de-prova
de trechos com 5 anos de idade é plotada em relação ao teor de vazios das misturas asfálticas
destes trechos (com porcentagens de vazios variáveis entre 3 e 12%).
Penetração a 25º C, dmm
Penetração inicial: 100 dmm
Penetração após mistura: 70 dmm
Teor de vazios, %
Figura 2.7 – Relação entre o teor de vazios da mistura e a penetração do ligante asfáltico em
função do envelhecimento em serviço (WHITEOAK, 1990).
22
Pode-se observar na Figura 2.7 que uma mistura asfáltica com 10% de vazios apresenta uma
penetração de ligante asfáltico recuperado em torno de 25 (0,1 mm) e que uma mistura com a
metade da porcentagem de vazios, ou seja 5%, apresenta uma penetração de ligante asfáltico
recuperado em torno de 58 (0,1 mm). Portanto, uma mistura asfáltica no campo com 5 anos de
vida útil, com metade da porcentagem de vazios da outra apresenta uma perda de penetração do
ligante asfáltico recuperado de 33 (0,1 mm), ou seja, a penetração do ligante asfáltico da mistura
com menor teor de vazios é 2,3 vezes maior que a penetração do ligante asfáltico recuperado da
mistura com maior teor de vazios.
Portanto, para este caso, quanto maior o teor de vazios da mistura asfáltica, menor a penetração
do ligante asfáltico recuperado, o que configura um maior enrijecimento do ligante pelo maior
contato com o oxigênio, ou seja um maior envelhecimento deste ligante asfáltico.
Como recomendação de ordem prática, com base no exposto, pode-se assumir que a
compactação adequada de uma mistura asfáltica no campo não se limita apenas à diminuir a
permeabilidade do revestimento, mas também reduz fortemente o envelhecimento da mistura ao
longo do tempo. WHITEOAK (1990) prossegue afirmando que, para misturas asfálticas no
campo de diferentes idades contendo porcentagem de vazios menores do que 5%, o
envelhecimento do ligante asfáltico que ocorre pode ser considerado aceitável.
Embora misturas contínuas e descontínuas (tipo gap-graded) possam ser consideradas como
misturas densas, as misturas descontínuas são consideradas mais duráveis por serem
normalmente menos permeáveis ao ar do que as misturas contínuas para uma mesma
porcentagem de vazios, segundo MARAIS, 1974 (citado por WHITEOAK, 1990). Os vazios das
misturas densas descontínuas são mais discretos e não interconectados como os vazios das
misturas densas contínuas.
A espessura de película, como no envelhecimento de curto prazo, também assume fundamental
importância no envelhecimento da mistura asfáltica a longo prazo e é tanto maior quanto mais
exposta ao ar ela se encontra. Uma espessura de película de ligante asfáltico maior sobre o
agregado, minimiza o efeito do envelhecimento de longo prazo, mantendo a mistura asfáltica
flexível e durável por um período maior de tempo.
23
Segundo WHITEOAK (1990), agregados porosos com alta absorção podem vir a absorver
componentes oleosos de ligantes asfálticos desbalanceados (em função da quantidade de
componentes parafínicos de baixo peso molecular presentes no ligante em relação à quantidade e
tipo de asfaltenos) causando envelhecimento do filme de ligante asfáltico remanescente.
O ligante asfáltico próximo à superfície do revestimento endurece mais rápido do que aquele no
interior da camada asfáltica. A explicação para isto se deve (WHITEOAK, 1990):
− Ao constante contato entre o ligante asfáltico e o oxigênio;
− Às altas temperaturas na superfície do revestimento; e,
− À foto-oxidação do ligante asfáltico devido a radiação ultra violeta.
A velocidade da oxidação superficial é ilustrada na Figura 2.8, em que a penetração, o ponto de
amolecimento e o IP (índice de suscetibilidade térmica) do ligante asfáltico recuperado da
superfície e do interior da camada é plotado ao longo dos anos. Depois de sete anos, a penetração
do ligante asfáltico recuperado na superfície é 25 (0,1 mm), enquanto que no interior da camada,
a penetração do ligante asfáltico é 45 (0,1 mm). Pode-se observar, também, o incremento no
valor do IP do ligante asfáltico recuperado da superfície em relação ao IP do ligante localizado
dentro da camada asfáltica.
24
IP
Penetração a 25°C, dmm
Asfalto Original
Profundidade Média
Superfície
1 Ano
2 Anos
Ano
7 Anos
1 Ano
Anos
Anos
IP
Ponto de Amolecimento, °C
Figura 2.8 – Endurecimento do ligante asfáltico na superfície e no interior da camada asfáltica de
revestimento (WHITEOAK, 1990).
2.1.3 Caracterização do Envelhecimento do Ligante Asfáltico
Há algum tempo dispõem-se de ensaios que procuram simular o efeito da usinagem nas
propriedades do ligante asfáltico. Nas especificações dos ligantes asfálticos brasileiros consta o
ensaio ECA - Efeito do Calor e do Ar – perda por aquecimento normalizado no método da
ABNT MB 425 e ASTM D 1754. Têm-se também os ensaios de envelhecimento prescritos pelo
SUPERPAVE (Superior Performance Asphalt Pavements) do Programa SHRP (Strategic
Highway Research Program): o ensaio RTFOT (Rolling Thin Film Oven Test), método ASTM D
2872 e também normalizado pela AASHTO (T-240), e o ensaio PAV (Pressure Aging Vessel),
método ASTM D 6521.
25
2.1.3.1 Efeito do calor e do ar – ECA
É o ensaio que procura prever o endurecimento de um ligante asfáltico durante a usinagem da
mistura asfáltica. Este ensaio também é conhecido como aquecimento em película delgada TFOT (Thin Film Oven Test). Foi adotado pela AASHTO (American Association of State
Highway and Transportation Officials) em 1959 e pela ASTM (American Society for Testing
and Materials) em 1969. Muitos pesquisadores concluíram que a efetividade deste ensaio é
limitada para simulação do envelhecimento de curto prazo (BELL, WIEDER & FELLIN, 1994).
Durante o ensaio, ocorre a liberação dos voláteis, alterando a penetração do ligante asfáltico.
Assim, é possível avaliar a variação de penetração, medindo-a antes e depois do ensaio. No
ensaio, uma amostra de 50 ml de ligante é colocada em um recipiente cilíndrico de 14 cm de
diâmetro interno e 0,9 cm de altura, o que propiciará uma película de aproximadamente 3,2 mm
de espessura. O material assim preparado é levado para uma estufa de prateleiras giratórias com
circulação de ar a uma temperatura de 163 +/- 1° C, por um período de 5 horas. A Figura 2.9
mostra o equipamento utilizado.
A variação de massa ocorrida, expressa como porcentagem da massa inicial da amostra,
representa a perda de massa do ligante asfáltico por aquecimento em película delgada.
O ensaio de Efeito do Calor e do Ar (ECA), de acordo com a especificação DNC 01/92 – Rev 02,
reza o seguinte:
− Variação em massa: máxima de 1,0%;
− Relação de viscosidade (relação entre a viscosidade após o ensaio e a viscosidade
original do ligante asfáltico): máxima de 4;
− Ductilidade a 25°C (em cm): mínima de 50 para CAP 7; mínima de 20 para CAP 20;
e mínima de 10 para CAP 40; e,
− Penetração mínima de 50% da penetração original (quer dizer, ter no mínimo 50% da
penetração original) para ligantes classificados por penetração, caso do CAP 30/45 e
CAP 50/60, e mínima de 47% para CAP 85/100.
26
Figura 2.9 – Equipamento para o ensaio de efeito do calor e do ar em película delgada (TFOT).
2.1.3.2 Aquecimento em película delgada rolada - RTFOT
Em 1963, a Divisão de Estradas do Departamento de Obras Públicas do Estado da Califórnia
desenvolveu um teste que simula de forma ainda mais efetiva a usinagem de uma mistura
asfáltica. Este ensaio é o Rolling Thin-Film Oven Test (RTFOT) (WHITEOAK, 1990). Isto é
possível, pois o ensaio permite a formação de películas de ligante asfáltico mais delgadas que no
ensaio ECA.
Neste ensaio, oito recipientes cilindrícos de vidro (jarros) contendo 35 gramas de ligante são
fixados em uma prateleira vertical rotativa. Durante o teste, o ligante asfáltico flui continuamente
em volta da superfície interna de cada recipiente, como uma película relativamente fina (1,25
mm) com ar pré-aquecido periodicamente soprado dentro de cada jarro de vidro. A amostra
literalmente rola no recipiente de vidro durante 85 minutos à temperatura de 163°C com
ventilação. A Figura 2.10 ilustra o equipamento utilizado.
Após este procedimento, é possível submeter o ligante asfáltico residual a vários ensaios, como
penetração, ponto de amolecimento, ductilidade, viscosidade, etc, além da obtenção da perda de
massa.
27
O RTFOT foi aprovado em 1970 pela American Society for Testing and Materials como método
ASTM D 2872 e normalizado pela AASHTO (T-240). Atualmente este ensaio faz parte do
Programa SHRP e das Normas da Comunidade Européia EN 12591/1999 e CEN TC 19/2000.
Figura 2.10 – Equipamento utilizado para o ensaio de efeito do calor e do ar em película delgada
rolada (RTFOT).
2.1.3.3 Pressure aging vessel - PAV
O vaso de envelhecimento sob pressão simula o endurecimento oxidativo que ocorre no ligante
asfáltico, ao longo da vida útil do pavimento (podendo simular vidas de serviço de até 15 anos).
As amostras envelhecidas no PAV posteriormente podem ser testadas nos seguintes
equipamentos: reômetro de cisalhamento dinâmico (DSR) que é utilizado para caracterizar as
propriedades viscoelásticas do ligante asfáltico; reômetro de fluência em viga (BBR) que é
utilizado na caracterização da rigidez do ligante asfáltico a baixa temperatura; teste de tração
direta (DTT) que é utilizado para verificar a ductilidade a baixas temperaturas e viscosímetro
28
rotacional (RTV) que caracteriza a rigidez do ligante asfáltico a 135º C. Todos estes ensaios
fazem parte da Especificação SUPERPAVE. A Figura 2.11 ilustra o equipamento utilizado.
Figura 2.11 – Vaso de envelhecimento pressurizado.
2.1.3.4 Análise comparativa quanto a severidade dos ensaios de envelhecimento
Tanto o ensaio conhecido como ECA (TFOT) como o RTFOT possuem a mesma finalidade,
qual seja, simular o efeito da usinagem no ligante asfáltico. Segundo PETERSEN, 1989 (citado
por BELL, WIEDER & FELLIN, 1994) muitos outros testes foram desenvolvidos para tal fim.
No entanto, as melhores correlações com o envelhecimento de campo são obtidas pelos ensaios
TFOT e RTFOT.
No Brasil, as especificações de ligantes asfálticos mencionam o ensaio ECA para prever esse
efeito. O Relatório Final da Pesquisa de Asfaltos Modificados por Polímeros do DNER (Junho
de 1998) ressalta que o ECA não representa de forma satisfatória o que ocorre na prática.
Os relatórios do Programa Estratégico de Pesquisa Rodoviária (SHRP – Strategic Highway
Research Program) desenvolvido nos Estados Unidos, com relação ao envelhecimento do ligante
asfáltico, preconizam a utilização do ensaio RTFOT. Segundo LEITE (1999), o ensaio RTFOT
simula melhor a usinagem à quente.
29
A maior crítica ao ensaio ECA (TFOT) é a falta de homogeneidade do envelhecimento
observada. A razão disso se deve à formação de uma película envelhecida na parte superior do
recipiente cilíndrico que protege o ligante asfáltico, não permitindo que este sofra os efeitos da
circulação de ar em todo o volume da amostra.
ZUPANICK (1994) elaborou uma pesquisa comparativa de severidade quanto
ao
envelhecimento do ligante asfáltico entre o ensaio TFOT e RTFOT. Para tanto, utilizou-se dos
dados do AMRL (AASHTO Materials Reference Laboratory), que possuía 5200 repetições do
ensaio TFOT e 1800 testes do ensaio RTFOT (dados coletados entre 1976 e 1992). Os dados
utilizados na análise foram: relação de viscosidades a 60º C, relação de viscosidades a 135º C, %
de penetração retida à 25 graus e % de perda de massa. Os dados indicaram que o ensaio RTFOT
foi o mais severo e que o ensaio TFOT tende a ter uma severidade relativa mais baixa para
ligantes asfáltico que têm uma viscosidade inicial alta. Os dados também permitiram concluir
que o ensaio RTFOT é mais preciso para medição de mudanças nas propriedades reológicas,
enquanto que o ensaio TFOT é geralmente mais preciso para medição de perda de massa.
ZUPANICK (1994) conclui que, contrariamente ao que se acreditava, os testes TFOT e RTFOT
não são intercambiáveis. Além disso, devido à rapidez do ensaio e à sua precisão, o ensaio
RTFOT é o mais indicado para simular o efeito do envelhecimento que ocorre durante a
usinagem.
WHITEOAK (1990), também corrobora com as afirmações de outros pesquisadores e conclui:
“neste ensaio, TFOT, a propagação na película de ligante asfáltico é limitada e não é possível se
obter endurecimento ou envelhecimento homogêneo e, por essa razão, o teste está longe do ideal.
O método RTFOT assegura que todo o ligante asfáltico é exposto ao aquecimento e ao ar e a
contínua movimentação garante que não se desenvolva uma película de proteção do ligante
(como ocorre no TFOT). Um material envelhecido homogêneo é obtido, similar ao produzido
durante a usinagem. Claramente, as condições do ensaio não são idênticas àquelas encontradas
na prática, mas a experiência tem demonstrado que a parcela de endurecimento no RTFOT
correlaciona razoavelmente bem com aquela observada nas convencionais usinas gravimétricas”.
30
2.1.3.5 Casos práticos de envelhecimento do ligante asfáltico
A título de exemplo, o Quadro 2.3, apresenta o aumento de consistência do ligante asfáltico CAP
- 20 recuperado após usinagem de diferentes misturas aplicadas como revestimento, oriundas do
banco de dados da Greca Distribuidora de Asfaltos Ltda.
Quadro 2.3 – Envelhecimento do ligante asfáltico CAP - 20 após usinagem.
25
21,5
21,5
31
23
P. de
Amolecimento
(º C)
55
57
51
57
Visc.Din.
135° C
(cP)
693
538
725
Visc.Din.
155° C
(cP)
207
262
Visc.Din.
175° C
(cP)
87
110
1
15
70
2755
-
306
5
18
65
1239
-
146
Média
ponderada
23,4
55,3
653
225
95
Amostras
analisadas
Penetração
(0,1 mm)
1
5
4
2
1
Obs.
Super
aquecido
Super
aquecido
As primeiras treze análises referentes às cinco primeiras linhas fornecem as médias ponderadas
apresentadas no Quadro 2.3. Um ligante asfáltico CAP - 20 tradicional, após usinagem, pode
assumir uma penetração de 23,4 (0,1 mm); ponto de amolecimento de 55,3 º C; e viscosidades
dinâmicas: à 135º C, de 653 cP; à 155º C, de 225 cP; e à 175º C, de 95 cP. É evidente o aumento
de consistência do ligante após usinagem.
Note-se agora as duas análises realizadas de ligante asfáltico recuperado em que consta a
observação de ligante presumivelmente super aquecido. O ligante CAP 20 nesta situação,
apresenta uma penetração média ponderada de 17,5 (0,1 mm) e um ponto de amolecimento de
65,8º C. As viscosidades dinâmicas são exageradamente altas para qualquer tipo de análise.
WHITEOAK (1990) afirma que a penetração de um ligante asfáltico igual a 20 (0,1) mm é tida
por muitos como a “penetração crítica”. Nesta situação a mistura asfáltica fica vulnerável ao
arrancamento dos agregados e também à ruptura.
31
2.1.4 Medida da Viscosidade dos Ligantes Asfálticos
Reologia é a ciência que estuda como a matéria se deforma ou escoa quando está submetida a
esforços produzidos por forças externas. Esta matéria pode ser sólida, líquida ou gasosa. A
deformação de um sólido é caracterizada por leis que descrevem a alteração de seu volume,
forma ou tamanho. Já o escoamento de um fluido líquido ou gás, é definido por leis que
descrevem a variação contínua da taxa de deformação em função das forças ou tensões aplicadas.
Os líquidos viscosos são classificados geralmente em função do seu comportamento reológico,
que envolve a determinação e análise da relação entre a tensão de cisalhamento e o gradiente de
velocidade, também definido como grau de deformação ou taxa de cisalhamento para uma dada
temperatura e pressão. De uma forma abrangente, os fluidos viscosos podem ser classificados
como newtonianos e não newtonianos (MACHADO, 1998).
Os fluidos são newtonianos quando a viscosidade só é influenciada pela temperatura e pressão.
Neste caso, quando um fluido newtoniano escoa em um regime laminar, existe uma relação
linear entre a tensão de cisalhamento e a taxa de cisalhamento. Uma única medição experimental
é suficiente para definir a sua viscosidade dinâmica absoluta, devido a constância da razão entre
a tensão cisalhante e a taxa de cisalhamento que ocorre neste caso.
De um modo geral, os gases e todos os sistemas homogêneos e monofásicos e compostos de
baixo peso molecular, se comportam como fluidos newtonianos. Como exemplo, cita-se a água,
ar, óleos e seus derivados. Os ligantes asfálticos nem sempre obedecem essa lei.
Todo fluido em que a relação entre a tensão de cisalhamento e a taxa de cisalhamento não é
constante, é classificado como fluido não newtoniano, considerando ainda temperatura e pressão
constantes e escoamento laminar (MACHADO, 1998). A viscosidade desses fluidos não é única
e varia com a magnitude da taxa de cisalhamento.
No caso específico dos ligantes asfálticos modificados, existe uma tendência ao comportamento
não newtoniano.
32
A obtenção da viscosidade absoluta ou dinâmica nesta pesquisa foi realizada por meio do
viscosímetro rotacional RTV (rotational viscometer ou viscosímetro Brookfield). Este
viscosímetro caracteriza a rigidez/fluidez do ligante asfáltico através da medição da viscosidade
numa gama de temperaturas bastante ampla. A medida de viscosidade é possível através da
avaliação do torque necessário para rodar um “spindle” imerso na amostra à velocidade
constante, ou seja, pela observação da força de fricção devido ao movimento de um rotor
submerso na amostra em exame (PINTO, 2002). A Figura 2.12 ilustra o viscosímetro Brookfield.
A viscosidade é a razão entre a tensão de cisalhamento aplicada e a taxa de cisalhamento de um
líquido. Esta razão é também chamada de coeficiente de viscosidade dinâmica. Este coeficiente é
a medida da resistência ao escoamento do líquido, comumente chamada de viscosidade dinâmica.
A unidade no sistema internacional (SI) é o Pascal-segundo (Pa.s). No sistema CGS, a unidade é
o Poise e é equivalente a 0,1 Pa.s. O centipoise (cP) é equivalente ao milipascal-segundo (mPa.s)
e é freqüentemente usado como unidade de viscosidade.
Figura 2.12 – Viscosímetro Brookfield.
33
As viscosidades dinâmicas comparam essa grandeza entre ligantes modificados por polímeros ou
BMP que podem apresentar comportamento não newtoniano com ligantes tradicionais de
comportamento claramente newtoniano.
2.1.5 Ligantes Asfálticos Modificados por Polímeros
Durante os últimos trinta anos muitas pesquisas foram realizadas no sentido de produzir
revestimentos asfálticos mais flexíveis, menos sujeitos às variações climáticas, mais resistentes à
ação do tráfego e, por conseqüência, de maior durabilidade. Visando atender estes requisitos,
foram desenvolvidos muitos modificadores, dentre estes, citam-se, principalmente, os diversos
tipos de polímeros.
Segundo REIS (2002), estes modificadores devem melhorar as propriedades reológicas e físicas
dos ligantes asfálticos, apresentar resistência à temperatura de trabalho, facilidade de mistura
com o ligante base, disponibilidade no mercado e custo compatível para se configurar em uma
alternativa de desempenho, praticidade e economia. Por sua vez, o ligante modificado deve ser
fabricado de maneira relativamente simples e manter suas propriedades e estabilidade durante as
etapas de armazenamento, aplicação e ao longo de sua vida de serviço.
BILLMEYER (1984) relata que os polímeros são produtos de origem orgânica, inorgânica ou
sintética, de alto peso molecular, cuja estrutura molecular consiste da ligação por reação química
de pequenas unidades chamadas monômeros. Esta reação é denominada polimerização e o
tamanho final da molécula oriunda da reação com os polímeros é conhecida como
macromolécula. Caso o polímero seja composto de monômeros idênticos, este polímero é
classificado como homopolímero e caso seja composto de espécies diferentes de monômeros, é
classificado como copolímero. Exemplo de homopolímero é o polietileno (material de sacos
plásticos) que é um produto obtido da polimerização de etileno (gás petroquímico). Um exemplo
de copolímero é o SBS (eStireno-Butadieno-eStireno) que é um produto da polimerização de
estireno e butadieno (material este utilizado na modificação de ligantes asfálticos).
Existe uma infinidade de polímeros, cada qual com seu conjunto de características, porém apenas
alguns apresentam propriedades desejáveis na modificação de ligantes asfálticos. Os polímeros
utilizados nesta aplicação são os que conferem ao produto final (ligante modificado), em maior
ou menor grau dependendo do tipo de polímero, as propriedades de recuperação elástica, elevado
34
ponto de amolecimento, melhoria da suscetibilidade térmica, maior adesão e principalmente
coesão das misturas asfálticas e melhor resistência ao envelhecimento. Visando ilustrar uma das
propriedades mais importantes dos ligantes modificados por polímeros, apresenta-se na Figura
2.13, o ensaio de recuperação elástica. Pode-se observar na amostra à esquerda, que o ligante
modificado, recém seccionado na sua porção central, está retornando a sua posição original. A
medição desta capacidade de retorno elástico nos permite caracterizar o aumento da recuperação
elástica do ligante asfáltico modificado por polímeros ou por borracha moída de pneus.
Mas para que estas propriedades sejam atingidas é necessário que o polímero seja compatível
com o ligante asfáltico base e este é o ponto fundamental em que reside o segredo de uma
modificação do ligante asfáltico de qualidade. Esta compatibilidade é um fator determinante
durante o transporte, estocagem e aplicação do produto. A estabilidade a estocagem do ligante
modificado deve ser aferida por meio de um ensaio relativamente simples que consiste em
manter uma amostra de ligante asfáltico, durante 5 dias sem agitação. A diferença entre o ponto
de amolecimento e a recuperação elástica do topo e do fundo da amostra fornece o grau de
estabilidade do produto.
Dentre os polímeros mais utilizados na modificação de asfaltos citam-se o SBS (eStirenoButadieno-eStireno), EVA (poliEtileno-Vinil-Acetato), SBR (eStireno-Butadieno-Rubber) entre
outros.
Um ligante modificado difere do ligante asfáltico tradicional que lhe deu origem, em termos de
suas propriedades físicas e reológicas e em termos da sua composição química. A modificação
do ligante só ocorre efetivamente quando a alteração de propriedades é originada numa reação
química entre o ligante asfáltico e o agente modificante.
Visando elucidar e preencher uma lacuna no conhecimento sobre a modificação dos ligantes
asfálticos por meio de polímeros, a Diretoria de Desenvolvimento Tecnológico – IPR do DNER
implementou por meio da Divisão de Pesquisas e Desenvolvimento – DPqD uma pesquisa sobre
o tema.
35
Figura 2.13 – Ensaio de recuperação elástica.
Esta pesquisa estudou vários polímeros, no entanto se concentrou basicamente em polímeros do
tipo SBS. Em 1998 foram publicados os principais resultados da pesquisa e em 1999 estes
resultados se materializaram em Especificações Gerais, da qual são parte integrante uma
coletânea de normas para execução de serviços com ligantes asfálticos modificados por
polímeros, tanto a quente como a frio, métodos de ensaios e especificações de materiais.
A modificação dos ligantes asfálticos pela adição de polímeros permite que, por meio da adição
de pequenas quantidades ao ligante original, possam ser alcançadas algumas características
diferenciadas e fundamentais (adaptação do DNER (1998) e ASPHALT ACADEMY (2001)),
como por exemplo:
− Melhoria da suscetibilidade térmica: a consistência do ligante asfáltico modificado
tende a permanecer inalterada sob uma larga faixa de temperaturas. Em climas frios, o
ligante permanece mais flexível e aumenta a resistência do revestimento à fissuração
e ao trincamento. Em climas quentes, o maior ponto de amolecimento e a maior
viscosidade do ligante aumentam a resistência à deformação permanente;
36
− Resistência maior ao envelhecimento: a maior viscosidade do ligante modificado
incrementa a espessura de película sobre o agregado, esta característica protege o
revestimento do envelhecimento acelerado;
− Resistência coesiva: os ligantes modificados possuem maior capacidade de manter os
agregados da mistura unidos;
− Poder de adesão: estes ligantes também aumentam a resistência da película de ligante
ao arrancamento da superfície do agregado, principalmente pela ação da água;
− A maior recuperação elástica do ligante modificado mantém a integridade do
revestimento, mesmo quando sujeito a níveis elevados de deformação, ao contrário do
comportamento puramente dúctil dos ligantes asfálticos convencionais; e,
− Revestimentos com características de módulos elásticos dinâmicos que atendam as
condições que são submetidos.
Uma classificação interessante para os ligantes asfálticos modificados consta do Manual Técnico
da ASPHALT ACADEMY (2001), publicação patrocinada pela Southern African Bitumen
Association (Sabita) e Division of Roads and Transport Technology, CSIR, e os divide em dois
grupos principais:
− Ligantes asfálticos homogêneos, definidos como uma mistura de polímero e ligante
asfáltico que não pode ser detectada a nível microscópico, e portanto considera-se
que trata-se de um material único. Como exemplo, na maioria das vezes, pode-se
citar os ligantes modificados por polímeros tipo EVA, SBS e SBR;
− Ligantes asfálticos não homogêneos, definidos como mistura em que existem duas
fases distintas. O ligante asfáltico modificado por borracha moída de pneus se
enquadra nesta categoria em que a borracha moída é parcialmente dissolvida no
ligante asfáltico base.
A melhoria na resistência da mistura à deformação permanente em altas temperaturas é
alcançada, ou pelo endurecimento do ligante asfáltico (de tal modo que a resposta elástica do
ligante é reduzida, com a correspondente redução na deformação permanente), ou pelo aumento
da componente elástica do ligante asfáltico e, por meio disso, reduzindo a componente viscosa.
Conseqüentemente, o aumento da rigidez do ligante asfáltico também eleva a rigidez dinâmica
37
da mistura asfáltica e, por meio disso, melhora-se a capacidade de distribuição de cargas do
material e reduz-se as deformações críticas.
Normalmente, os polímeros podem ser divididos em duas categorias: elastômeros e plastômeros.
Elastômeros (SBS) têm como característica a alta resposta elástica e, portanto, resistem à
deformação permanente por alongamento e recuperação de sua forma inicial. Plastômeros (EVA)
formam uma consistente e rígida rede tridimensional para resistir à deformação.
O copolímero de etileno e acetato de vinila, EVA, possui uma composição que pode variar de
uns pouco por cento de acetato até cerca de 50%. Suas maiores vantagens são a resistência à
flexão e estabilidade térmica, aliadas a um custo razoável (LEITE, 1999).
Os copolímeros em bloco de estireno e butadieno ou estireno e isopreno, SBS/SIS, possuem as
características dos elastômeros termoplásticos que escoam livremente quando aquecidos e
apresentam boas propriedades de resistência mecânica e de resiliência quando à temperatura
ambiente (LEITE, 1999).
Outro polímero utilizado é o SBR, copolímeros aleatórios de estireno e butadieno, obtidos por
processo de polimerização em emulsão. O processo de preparação do SBR em emulsão, produz
um polímero finamente dividido na forma de um látex, que facilita sua dispersão no ligante
asfáltico. Existem também outros tipos de polímeros pouco utilizados como polietileno, etc.
Os polímeros normalmente apresentam alto custo. No sentido de baratear a modificação do
ligante asfáltico, e conjuntamente eliminar os pneus inservíveis, surgiu o asfalto borracha ou
ligante modificado por borracha moída de pneus que apresenta, segundo SPECHT & CERATTI
(2003), as seguintes vantagens técnicas e econômicas em relação aos ligantes tradicionais:
− Permite a redução da espessura da camada asfáltica projetada;
− Reduz o nível de ruído provocado pelo atrito pneu/pavimento;
− Possui uma relação custo benefício vantajosa sobre os ligantes asfálticos
convencionais, tendo em vista o baixo custo de manutenção ao longo dos anos;
− Ideal para utilização em restauração sobre pavimentos com níveis de trincamento
severos, devido a sua capacidade de retardar a reflexão destas trincas;
38
− Possui grande elasticidade, ótima aderência e excelente resistência ao envelhecimento;
e,
− Além das características técnicas superiores em relação aos ligantes tradicionais ainda
contempla o lado ecológico ao possibilitar uma destinação adequada aos pneus
inservíveis.
Outro aspecto importante, segundo HEITZMAN, 1992 (citado por LEITE, 1999), é que a
mistura de ligante asfáltico e borracha moída de pneus não consiste de reação química mas de
absorção de óleos aromáticos do cimento asfáltico nas cadeias do polímero da borracha. As
partículas de borracha são inchadas a altas temperaturas e formam um gel com aumento de
viscosidade da ordem de 10. O ligante modificado por borracha moída de pneus tende a tornar-se
mais dúctil, mais viscoso e com melhor suscetibilidade térmica. Adicionalmente, segundo
SPECHT & CERATTI (2003), são transferidas para o ligante asfáltico algumas características
químicas das borrachas vulcanizadas como inibidores de raios ultra violeta e antioxidantes que
melhoram muito a resistência ao envelhecimento. Esta, pode ser considerada uma das grandes
vantagens em relação aos ligantes asfálticos tradicionais.
Uma das principais vantagens do ligante modificado por borracha moída de pneus é que a sua
relação temperatura viscosidade não é linear. Ele é mais viscoso que o ligante tradicional,
entretanto não perde a ductilidade e quando sujeito a altas temperaturas não reduz tanto a sua
consistência quanto os ligantes convencionais, desta maneira, diminui a possibilidade de
trincamento a baixas temperaturas bem como a possibilidade de formação de trilhas de roda em
temperaturas elevadas (SPECHT & CERATTI, 2003).
De acordo com BERTOLLO ET AL (2003), o ligante modificado por borracha moída de pneus
por via úmida, dependendo do seu processo de fabricação, pode ser estocável ou não estocável.
O sistema não estocável é conhecido como “continuous blending” e é produzido com
equipamento misturador na própria obra e, nesta condição, deve ser aplicado imediatamente
devido a sua instabilidade. O sistema estocável, conhecido como “terminal blending”, é
preparado com borracha moída de pneus finíssima (partículas passantes na # 40) e devidamente
misturado em um terminal especial, produzindo um ligante estável e relativamente homogêneo,
posteriormente transportado para cada obra. Este sistema, quando comparado com o sistema
“continuous blending”, permite uma economia de tempo e de custos já que o ligante asfáltico
39
modificado é produzido e transportado para várias obras ao mesmo tempo, enquanto que no
sistema “continuous blending” cada obra deve possuir um equipamento de fabricação de asfalto
borracha.
2.1.6 O Envelhecimento dos Ligantes Asfálticos Modificados por Polímeros
Os ligantes asfálticos modificados por polímeros, apesar de possuírem características de
desempenho superiores aos ligantes tradicionais, também podem apresentar problemas de
envelhecimento durante a sua usinagem e ao longo da sua vida útil.
Os testes reológicos empíricos, como penetração e ponto de amolecimento, tanto quanto os mais
fundamentais testes de viscosidade, como por exemplo a viscosidade obtida por meio do
viscosímetro Saybolt-Furol, parecem capazes de descrever adequadamente as mudanças no
comportamento reológico dos ligantes asfálticos tradicionais depois do envelhecimento. A
deficiência dos ensaios tradicionais de caracterização dos ligantes asfálticos é que fornecem
somente informações a temperaturas específicas e/ou freqüências de carga e são, portanto,
incapazes para fornecer um quadro completo do desempenho reológico do ligante asfáltico. Isto
não é um problema quando se trata de ligantes asfálticos tradicionais, mas pode ser um fator
limitador quando se tratar de ligantes asfálticos modificados por polímeros ou borracha moída de
pneus.
O Quadro 2.4 apresenta as mudanças nos ensaios reológicos convencionais dos três ligantes
asfálticos tradicionais apresentados no Quadro 2.2, modificados por um polímero plastomérico,
EVA, após os ensaios de envelhecimento RTFOT e PAV. O índice de envelhecimento
mencionado no Quadro 2.4 é a relação entre, por exemplo, a penetração do ligante após o ensaio
de envelhecimento e a penetração do ligante asfáltico original. Este índice de envelhecimento
também é apresentado em termos de ponto de amolecimento e de viscosidade à 135º C.
40
Quadro 2.4 – Mudanças nos testes convencionais após ensaios de envelhecimento para ligantes
asfálticos modificados por EVA (AIREY & BROWN, 1998).
Índice de Envelhecimento,
Índice de Envelhecimento,
Índice de Envelhecimento,
Penetração
Ponto de Amolecimento
Viscosidade à 135º C
Ligante
Asfáltico
RTFOT/
PAV/
RTFOT/
PAV/
RTFOT/
PAV/
Original
Original
Original
Original
Original
Original
Rus – 3% EVA
0,69
-
0,96
-
1,32
-
Rus – 5% EVA
0,73
0,37
1,02
1,05
1,36
2,38
Rus – 7% EVA
0,77
0,26
1,04
1,08
1,49
2,42
Ven – 3% EVA
0,68
-
1,12
-
1,48
-
Ven – 5% EVA
0,72
0,40
1,06
1,18
1,53
2,82
Ven – 7% EVA
0,83
0,28
1,04
1,18
1,47
3,24
ME – 3% EVA
0,74
0,34
1,05
1,22
1,33
-
ME – 5% EVA
0,79
0,44
1,06
1,16
1,36
2,39
ME – 7% EVA
0,84
0,49
1,03
1,10
1,41
2,32
Os dados do Quadro 2.4
mostram
a mesma tendência observada nos ligantes asfálticos
convencionais (como apresentado no Quadro 2.2) e desse modo, indicam que o efeito do
envelhecimento na performance reológica dos ligantes asfálticos, tanto no convencional como no
ligante modificado por
EVA, é o mesmo. Esta tendência similar indica a diminuição da
penetração e o aumento do ponto de amolecimento e da viscosidade dos ligantes asfálticos
modificados por polímero EVA. A única exceção é o Índice de Envelhecimento do ponto de
amolecimento do ligante asfáltico russo modificado por 3 % de EVA, que apresentou um
decréscimo no ponto de amolecimento depois do envelhecimento. Isto sinaliza que o efeito do
envelhecimento na performance reológica dos ligantes modificados por polímero pode diferir
daquele observado para os ligantes asfálticos convencionais não modificados.
Prosseguindo na análise reológica dos ligantes modificados por polímeros, é apresentado o
Quadro 2.5, transcrita do mesmo estudo de AIREY & BROWN (1998),
que mostra os
resultados dos ensaios dos três ligantes asfálticos tradicionais apresentados no Quadro 2.2, agora
modificados por um polímero elastomérico, SBS, após os ensaios de envelhecimento RTFOT e
PAV.
41
Quadro 2.5 – Mudanças nos testes convencionais após ensaios de envelhecimento para ligantes
asfálticos modificados por SBS (AIREY & BROWN, 1998).
Índice de Envelhecimento,
Índice de Envelhecimento,
Índice de Envelhecimento,
Penetração
Ponto de Amolecimento
Viscosidade à 135º C
Ligante
Asfáltico
RTFOT/
PAV/
RTFOT/
PAV/
RTFOT/
PAV/
Original
Original
Original
Original
Original
Original
Rus – 3% SBS
0,70
0,35
1,07
1,22
1,27
2,08
Rus – 5% SBS
0,74
0,42
0,82
0,88
1,26
1,85
Rus – 7% SBS
0,80
0,50
0,95
0,85
1,18
1,79
Ven – 3% SBS
0,70
0,37
1,11
1,25
1,22
1,81
Ven – 5% SBS
0,76
0,44
0,87
0,94
1,22
1,90
Ven – 7% SBS
0,78
0,51
0,88
0,84
1,21
1,70
Os índices de envelhecimento por penetração e viscosidade mostram a mesma tendência
observada nos ligantes asfálticos tradicionais, ou seja, a diminuição da penetração e o aumento
da viscosidade. Contudo, o índice de envelhecimento obtido pelo ensaio de ponto de
amolecimento indicou um decréscimo depois do envelhecimento em 4 das 6 amostras analisadas.
Pode-se observar, portanto, uma alteração na performance reológica dos ligantes modificados
por SBS em relação ao padrão observado nos ligantes asfálticos tradicionais.
LEITE (1999) ressalta que as propriedades reológicas de alguns ligantes modificados por SBS
podem se alterar após o envelhecimento no ensaio RTFOT. A temperatura do ponto de
amolecimento é reduzida, a penetração aumenta e ocorre o aumento do ângulo de fase de
amostras antes e depois do RTFOT, o que revela perda de elasticidade. Isto se deve à redução de
peso molecular e quebra de cadeia nas insaturações presentes no butadieno do copolímero SBS.
Em amostras de ligantes modificadas por polímero EVA, ocorreu a diminuição do ângulo de fase
de amostras antes e depois do RTFOT, o que revela ganho de elasticidade. Os ligantes asfálticos
modificados por EVA, tendem a apresentar um melhor comportamento quanto ao
envelhecimento em relação aos ligante modificados por SBS. A razão disto é que no polímero
EVA não existem duplas ligações butadiênicas que se oxidam ou se quebram com ar e
aquecimento, como no caso do SBS e, portanto, os ligantes modificados por EVA se degradam
menos que os ligantes modificados por SBS (LEITE, 1999).
42
2.2 Caracterização das Propriedades Mecânicas e de Fadiga das Misturas Asfálticas
O primeiro estudo sistemático da deformabilidade dos pavimentos deve-se a Hveem em 1950
(MEDINA, 1997). Entendia Hveem que o trincamento progressivo dos revestimentos asfálticos
se devia à deformação resiliente (elástica) das camadas subjacentes, em especial a do subleito.
Hveem preferiu usar o termo resiliente ao invés de deformação elástica sob argumento de que as
deformações nos pavimentos são muito maiores do que nos sólidos elásticos, como concreto e
aço, por exemplo. O termo resiliência, do inglês resilience, significa energia armazenada num
corpo deformado elasticamente, a qual é devolvida quando cessam as tensões causadoras das
deformações.
Em um pavimento dito flexível, cabe ao revestimento asfáltico, resistir diretamente a repetição
das cargas dos diferentes tipos de veículos. O acúmulo dessas solicitações resulta na fadiga
inevitável da mistura asfáltica aplicada. Este fenômeno é considerado no dimensionamento de
um pavimento através da definição de modelos que relacionam o número de repetições de carga
com o estado de tensões aplicado (MOTTA, 1991).
O principal objetivo dos ensaios para a caracterização mecânica e à fadiga das misturas
asfálticas é a obtenção de parâmetros para aplicação no dimensionamento dito racional do
pavimento. Existem três formas de se obterem estes dados de comportamento:
− Através de pistas experimentais, em verdadeira grandeza, como por exemplo a pista
da AASHTO;
− Através de ensaios de laboratório, em que corpos-de-prova são submetidos a cargas
repetidas; e,
− Através de simuladores de tráfego tipo HVS e simulador DAER/UFRGS.
Dentre os ensaios de laboratório para a caracterização mecânica mais utilizados no Brasil podese mencionar a resistência à tração e o módulo de resiliência por compressão diametral.
Adicionalmente a curva de fadiga de uma mistura asfáltica pode ser obtida por meio de ensaios
dinâmicos que desenvolvem tensões e deformações repetidas. Os ensaios dinâmicos distinguemse quanto ao tipo de esforço empregado, seja por flexão, torção, tração direta e tração indireta, e
quanto à geometria das amostras ensaiadas (cilíndrica, retangular, vigota retangular, trapezoidal).
43
Também são distintos quanto à forma do carregamento e aos estados de tensões produzidos na
amostra (PREUSSLER, 1983). A Figura 2.14 apresenta os diversos tipos de ensaios de fadiga de
misturas asfálticas quanto à geometria das amostras e à forma do carregamento aplicado.
Cisalhamento
Tração/compressão (com ou sem confinamento)
Caracterização
Sobre Corpos
de Prova
Tração e/ou
Compressão
Compressão Diametral (tração indireta)
Tração direta
4 pontos
2 pontos
Ensaios de
Fadiga
Flexão
Alternada
Simples
3 pontos
2 pontos (trapezoidal)
Console
Flexão Rotativa
Placa
Suportada
Retangular
Circular
Viga
Simulação
Rodoviária
Escala real (pista experimental da AASHTO)
Pista de Teste em laboratório (LCPC – Nantes)
Figura 2.14 - Diferentes tipos de ensaios de fadiga de misturas asfálticas (De La ROCHE,1996).
O ensaio de tração indireta fornece um estado biaxial de tensões (horizontais de tração e verticais
de compressão) que se aproxima bastante bem das condições produzidas na base das camadas de
rolamento por uma carga de roda. Apresenta ainda a vantagem da simplicidade da preparação
dos corpos-de-prova (que são moldados de acordo com o Método Marshall), enquanto que os
corpos-de-prova em formato de viga ou trapezoidais, são obtidos por serragem, o que demanda
tempo e equipamentos especiais de corte. Os equipamentos são relativamente baratos e a
condução do ensaio é de simples operação e pode utilizar também amostras coletadas no campo
(extraídas com sonda rotativa). Todos estes fatores tornam o ensaio de tração indireta um dos
mais usuais para a obtenção de curvas de fadiga (PREUSSLER, 1983 & MEDINA, 1997).
44
O ensaio de flexão alternada a cargas repetidas utiliza corpos-de-prova em forma de vigotas, ou
paralelepípedos alongados, e seria o ensaio que melhor simularia a condição de campo.
Entretanto em comparação com o ensaio por compressão diametral, o equipamento é mais caro e
a moldagem dos corpos de prova mais morosa.
2.2.1 Ensaio de Tração Indireta por Compressão Diametral com Cargas Repetidas
O ensaio de Compressão Diametral foi desenvolvido pelo professor Fernando Luiz Lobo B.
Carneiro e é conhecido como “Ensaio Brasileiro” no Brasil e no exterior (MEDINA, 1997).
Originalmente seu objetivo era determinar a resistência à tração de corpos de prova de concreto
de cimento Portland, com carregamento estático. Atualmente vem sendo utilizado tanto para a
determinação da resistência à tração como para a determinação do módulo de resiliência de
misturas asfálticas e materiais cimentados, sendo que para esta condição, o carregamento é
aplicado de forma dinâmica.
No ensaio de resistência à tração por compressão diametral, o corpo de prova cilíndrico é
posicionado diametralmente em relação à direção da compressão, resultando numa tração,
agindo perpendicularmente ao longo do plano diametral que promove a ruptura da amostra nesta
direção. Pode ser realizado numa prensa Marshall, sendo o corpo-de-prova apoiado ao longo de
duas geratrizes por dois frisos de carga posicionados na parte superior e inferior do corpo-deprova. Este ensaio é normalizado pelo método DNER – ME 138/94. A Figura 2.15 ilustra a
distribuição de tensões no ensaio a compressão diametral.
Como pode-se observar na Figura 2.15, a aplicação de tensão de compressão verticalmente
provoca a ruptura do corpo-de-prova ao longo do diâmetro vertical por tração. Calcula-se a
tensão de tração horizontal no centro do corpo-de-prova pela equação:
σt
=
2F/ πtd
eq. 2.1
45
Figura 2.15 – Tensões no ensaio de compressão diametral (MEDINA, 1997).
onde:
σt – Tensão de tração, em kgf/cm2;
F – Carga aplicada verticalmente, em kgf;
t – Espessura do corpo-de-prova, em cm; e,
d – Diâmetro do corpo-de-prova, em cm.
Empregando-se os corpos-de-prova moldados pelo método Marshall em laboratório (com
diâmetro de aproximadamente 10 cm) ou obtidos através de extração por sonda rotativa de
revestimentos já aplicados na pista, tem-se a seguinte equação:
σt = 0,0627 F / t
eq. 2.2
sendo F e t já definidos anteriormente.
Através do ensaio de compressão diametral é possível se obter o módulo de resiliência de
misturas asfálticas. Este procedimento é normalizado pelo DNER - ME 133/94 e pela ASTM D –
4123-82/1987, com a seguinte definição:
46
“O módulo de resiliência (MR) de misturas asfálticas é a relação entre a tensão de tração (σt)
aplicada repetidamente no plano diametral vertical de uma amostra cilíndrica de mistura
asfáltica e a deformação específica horizontal recuperável (εt) correspondente à tensão aplicada,
numa temperatura (T ° C)”, para um certo número de aplicações de carga. O cálculo é feito
através da seguinte equação:
MR =
σt
εt
T (º C)
eq. 2.3
onde:
MR – Módulo de resiliência de uma mistura asfáltica;
σt – Tensão de tração;
εt – Deformação específica horizontal recuperável; e,
T (º C) – Temperatura.
A aplicação da teoria da elasticidade às misturas asfálticas só é admissível em nível de tensões
de tração baixas (50% ou menos) em relação à de ruptura e a temperaturas inferiores a 40° C. É
comum fazer-se o ensaio à freqüência de 1 Hz (60 ciclos por minuto) e duração de carga de 0,1 s.
Na Figura 2.16 é apresentado um detalhe do equipamento para a realização do ensaio de
compressão diametral dinâmico.
Para o cálculo do módulo de resiliência utiliza-se a equação a seguir, que para corpo-de-prova de
10,1 cm de diâmetro, considera o friso de carga de 1,27 cm de largura:
MR
=
(F/t
εt ) (0,9976 µ + 0,2692)
eq. 2.4
47
Figura 2.16 – Equipamento de ensaio de compressão diametral dinâmico (MEDINA, 1997).
onde:
MR – Módulo de resiliência, em kgf/cm2;
F – carga aplicada, em kgf;
t – espessura do corpo-de-prova, em cm;
εt - deformação específica horizontal; e,
µ – coeficiente de Poisson.
48
2.2.2 Ensaio de Fadiga de Misturas Asfálticas
O fenômeno da fadiga tem sido descrito como “um processo de mudança estrutural permanente,
localizada e progressiva que ocorre no material quando este é submetido a condições de
carregamento que produzam tensões e deformações repetidas em algum ponto (ou pontos),
resultando em trincas ou fratura completa do material após um número suficiente de repetições, e
também como um fenômeno de fratura sob tensões repetidas de valor máximo menor do que a
resistência à tração do material” (PREUSSLER, 1983).
A manifestação do efeito da fadiga, nos pavimentos flexíveis, se materializa por meio do
surgimento de trincas interligadas conhecidas como “couro de jacaré”, e a intensificação do
fenômeno separa os blocos do revestimento provocando a não transmissão de carga entre eles. O
trincamento por fadiga é um dos defeitos mais freqüentes nas rodovias brasileiras e muitas
podem ser as causas, segundo BERNUCCI et al (2002):
− Falta de compactação do subleito e ou das camadas constituintes do pavimento,
provocando um enfraquecimento da estrutura como um todo e fissuração precoce do
revestimento;
− Drenagem ineficiente, permitindo queda de resistência nas camadas afetadas pelo
aumento de umidade;
− Incompatibilidade no projeto quanto à natureza e à espessura das camadas,
principalmente da camada de revestimento asfáltico em relação as demais, sendo a
primeira construída com pequena espessura e alta rigidez, frente à deformabilidade
das demais camadas do pavimento decorrentes das solicitações de tráfego,
provocando por, conseguinte, elevadas deformações no revestimento asfáltico e,
conseqüentemente, levando-o à ruptura;
− Revestimentos asfálticos executados com teores de ligante abaixo do teor de projeto;
− Projeto inadequado de dosagem da mistura asfáltica, levando à porcentagem de
vazios que permite a entrada de água, mas não suficientemente permeável para
facilitar a sua saída, provocando um aumento da pressão neutra na água presa dentro
dos vazios, diminuindo a resistência do material; e,
− Temperatura de usinagem ou de execução do revestimento asfáltico impróprias, entre
outros fatores.
49
O ensaio de fadiga visa a obtenção de um número de solicitações que uma determinada carga
levaria a mistura asfáltica a uma condição de ruptura. O critério de ruptura da mistura pode ser:
− Redução da rigidez inicial da mistura asfáltica a um certo nível (por exemplo 50%).
Neste caso, a vida de fadiga da mistura é definida em termos de vida de serviço (Ns);
− Aparecimento da primeira fissura; e,
− Ruptura total do corpo-de-prova. Neste caso, a vida de fadiga da mistura é definida
em termos de vida de fratura (Nf).
Dependendo do critério adotado, tem-se a respectiva curva de fadiga. Usualmente tem-se
adotado no Brasil, o critério de ruptura total do corpo-de-prova e este é o critério que será
empregado nos ensaios deste trabalho de dissertação.
Para a obtenção de uma curva de fadiga representativa é recomendável que se realize um certo
número de ensaios (que pode variar de 18 a 30). Em um terço dos ensaios, se aplica um elevado
carregamento (elevada deformação de tração inicial); no outro terço, aplica-se baixos níveis de
deformação; e no terço restante, níveis de deformações intermediários.
Os resultados obtidos podem ser expressos pelos seguintes modelos:
•
Diferença de tensões ( N x
∆σ): Neste modelo, a vida de fadiga da mistura asfáltica em
laboratório é expressa como uma função da diferença de tensões (calculada, entre a tensão de
compressão vertical e a de tração horizontal) na parte central do corpo-de-prova. O modelo
tem a seguinte forma:
N = k (1 / ∆σ)n
eq. 2.5
onde:
N – Número de solicitações para que ocorra a ruptura do corpo-de-prova;
∆σ
– Diferença entre a tensão vertical (de compressão) e a tensão horizontal (de tração)
que se verifica na parte central do corpo-de-prova; e,
k e n – Coeficientes experimentais obtidos através de análise de regressão.
50
•
Deformação de tração inicial (N x εti) : Neste modelo, a vida de fadiga da mistura asfáltica
em laboratório é expressa como uma função da deformação específica de tração inicial
provocada pelo carregamento imposto ao corpo-de-prova. O modelo tem a seguinte forma:
N = k (1 / εti)n
eq. 2.6
onde:
N – Número de solicitações para que ocorra a ruptura do corpo-de-prova;
εti
– Deformação específica de tração inicial, medida no diâmetro do corpo-de-prova,
provocada pelo carregamento; e,
k e n – Coeficientes experimentais obtidos através de análise de regressão.
Devido à facilidade de execução, principalmente na moldagem do corpo-de-prova e no sistema
de carregamento, a realização dos ensaios de fadiga por compressão diametral são os mais usuais.
As cargas solicitantes devem induzir tensões normais horizontais de 10 a 50% da tensão de
ruptura estática.
Os corpos-de-prova em laboratório são moldados segundo o método Marshall (DNER-ME
43/64), resultando nos já conhecidos cilindros de 63 mm de altura e 101 mm de diâmetro,
aproximadamente. No campo, os corpos-de-prova das misturas asfálticas podem ser extraídos
através de sondas rotativas.
Os ensaios de fadiga podem variar quanto ao modo de solicitação do carregamento. Os
carregamentos cíclicos podem ser aplicados sob regime de tensão constante ou controlada e de
deformação constante ou controlada.
No ensaio de tensão controlada (TC) a carga aplicada é mantida de forma constante e não se
altera até a ruptura do corpo de prova, a deformação por sua vez aumenta no decorrer do ensaio.
Este tipo de ensaio nos fornece a vida de fratura ou Nf. Já no ensaio de deformação controlada
(DC), a carga aplicada é variável e é alterada visando manter uma deformação constante ao
longo do ensaio. Para manter a constância da deformação, a carga aplicada vai diminuindo ao
longo do tempo. Este tipo de ensaio, por sua vez, fornece a vida de serviço ou Ns (PINTO, 1991).
51
Segundo Monismith & Deacon (citado por PREUSSLER, 1983), a solicitação à deformação
controlada aplica-se de forma melhor a estruturas de pavimento com revestimentos asfálticos
fracos em relação ao seu suporte. Neste caso, o revestimento agrega uma pequena rigidez à
estrutura do pavimento e ao sofrer a ação da carga aplicada, a deformação desta camada asfáltica
é controlada pela deformação das camadas inferiores.
A solicitação à tensão controlada é aquela que ocorre em revestimentos asfálticos espessos e/ou
muito mais rígidos que a estrutura do pavimento subjacente e, portanto, ao resistirem as cargas
aplicadas controlam a magnitude das deformações que podem ocorrer (MEDINA, 1997).
O ensaio do tipo Tensão Controlada determina um N menor, ou seja, a solicitação por TC gera
a vida mínima de fadiga, enquanto a solicitação do tipo deformação controlada, gera a vida
máxima de fadiga. Como no campo o modo de solicitação é intermediário, além de outras
aproximações que devem ser feitas em laboratório, é necessário a introdução de um fator campolaboratório para ajustar a vida de fadiga de laboratório de uma mistura asfáltica e a vida útil real
do pavimento.
Portanto, o comportamento à tensão ou deformação controlada dependerá tanto da espessura e do
módulo de rigidez do revestimento, como dos módulos da estrutura subjacente (PINTO, 1991).
Na verdade, estes dois tipos de solicitação representam os tipos extremos de carregamento
possível no campo, sendo que o que realmente ocorre, é um tipo intermediário de solicitação.
Em termos de facilidade de obtenção, e até mesmo pela utilização e operação mais simples do
equipamento de carga repetida em nosso País, utiliza-se de forma corrente, ensaios de tração
indireta dinâmica por compressão diametral com solicitação à tensão controlada.
52
2.2.3 Fatores que Afetam a Resistência à Fadiga
De acordo com MOTTA (1993) e DNER (1998), a vida de fadiga de uma mistura asfáltica
depende de muitos e variados fatores, ligados às características do material e do corpo-de-prova,
às condições de ensaio e ambientais. Dentre eles citam-se:
Fatores de Carga:
− magnitude de carregamento;
− tipo de carregamento (tensão ou deformação controlada);
− freqüência, duração e intervalo de tempo entre aplicações sucessivas do carregamento;
− história de tensões: carregamento simples ou composto; e,
− forma do carregamento: triangular, quadrado, etc.
Fatores de Mistura:
− tipo de agregado, forma e textura;
− granulometria do agregado;
− penetração do ligante asfáltico;
− teor de ligante;
− temperatura da mistura; e,
− energia de compactação.
Fatores Ambientais:
− temperatura; e,
− umidade.
Outras variáveis:
− módulo de resiliência ou rigidez; e,
− índice de vazios.
MOTTA (1993) considera que o módulo de resiliência é importante na avaliação da vida de
fadiga de uma mistura asfáltica, mas não é só ele que comanda esta vida de fadiga. Módulos de
resiliência bem próximos resultam em equações de fadiga bem distintas, quando alguma outra
53
característica é diferente na mistura, como por exemplo a granulometria, o agregado, a origem do
ligante asfáltico, etc.
A correlação muito forte entre o aumento do valor do módulo de resiliência e o aumento da vida
de fadiga, segundo MOTTA (1993), pode ser devido ao fato de que o ensaio utilizado é do tipo
tensão controlada e como a maioria das estruturas habituais, trabalha mais próxima a este tipo de
solicitação que ao de deformação controlada, tal análise é válida.
Tendo-se a curva de fadiga de uma mistura asfáltica e prevendo-se o nível de tensão e
deformação a que uma dada estrutura estaria sujeita no campo, pode-se estimar, de maneira
aproximada, quantas passagens do eixo padrão o pavimento resistirá e, portanto, qual será sua
vida útil em termos de fadiga do revestimento.
2.2.4 Comportamento Mecânico de Misturas Asfálticas
A aplicação de ligantes asfálticos tradicionais, não modificados, mais consistentes, de menor
penetração ou de maior viscosidade, normalmente levam a um aumento do módulo de resiliência
e da resistência a tração por compressão diametral de uma mistura asfáltica.
Segundo BERNUCCI et al (2002), os ligantes asfálticos modificados por polímeros,
principalmente por SBS e SBR, e por borracha moída de pneu têm mostrado tendência de
redução do módulo de resiliência em relação às misturas com ligantes asfálticos convencionais
(para a temperatura de 25º C e no caso específico de mistura asfáltica com agregado granítico, de
granulometria densa e contínua, compreendida dentro da faixa C da DERSA). Esta redução não
indica uma piora de comportamento dessas misturas. A modificação do ligante proporcionada
por estes polímeros altera a reologia do ligante asfáltico tornando-o mais elástico e, normalmente,
mais resistente à fadiga, apesar do módulo de resiliência da mistura ser mais baixo. Na pesquisa,
a mistura elaborada com ligante asfáltico modificado por EVA apresentou módulo de resiliência
mais alto que da mistura com ligantes asfálticos tradicionais, e entre eles, como era esperado, o
módulo de resiliência da mistura com o ligante mais consistente, no caso com o CAP – 40 foi
superior ao módulo de resiliência da mistura com CAP – 20. Adicionalmente, BERNUCCI et al
(2002) relatam que a resistência à tração parece ser menos afetada pela presença do polímero que
54
o módulo de resiliência, já que independentemente do tipo de modificador, as resistências
encontradas foram similares.
Na pesquisa conduzida pelo DNER (1998), intitulada “Pesquisa de Asfaltos Modificados por
Polímeros”, é apresentado um estudo de comportamento mecânico de misturas asfálticas
modificadas por diferentes teores de polímero SBS. Os resultados observados indicaram menores
valores de módulos de resiliência para as misturas elaboradas com os ligantes modificados por
SBS em relação ao módulo de resiliência da mistura confeccionada com o ligante CAP - 20
tradicional, à 25° C.
Segundo VALLERGA et al, 1980 (citados por FAXINA, 2002), os valores de módulo de
resiliência de misturas preparadas com ligantes asfálticos modificados por borracha moída de
pneus são menores que os obtidos em misturas elaboradas com ligantes asfálticos convencionais,
mas apenas para temperaturas menores que 24º C. Para as temperaturas acima deste valor, o
módulo de resiliência das misturas com ligantes modificados por borracha é maior que os valores
obtidos com misturas fabricadas com ligantes convencionais.
LEITE et al, 2000 (citado por FAXINA, 2002), observou uma redução de aproximadamente 50%
no valor do módulo de resiliência de misturas empregando ligante asfalto-borracha, em relação à
mistura elaborada com ligante convencional (CAP - 20).
LEITE (1999) relata que a introdução de polímero no ligante asfáltico melhora a flexibilidade
das misturas asfálticas, visualizada com base na redução do módulo de resiliência e no aumento
relativo da resistência à tração em relação as misturas preparadas com os ligantes tradicionais.
Na análise de misturas asfálticas, apesar da patente importância do ligante asfáltico, outras
variáveis também são intervenientes, como por exemplo a natureza, forma e textura dos
agregados, sua granulometria, a presença de cal hidratada, a dosagem da mistura em termos de
teor de betume e teor de vazios. Até mesmo a forma do empacotamento obtida durante a mistura
e compactação pode interferir nos valores de módulo de resiliência e resistência à tração.
Portanto, a análise dessas propriedades mecânicas deve ser conduzida com muito critério.
55
2.2.5 Caracterização do Envelhecimento da Mistura Asfáltica
BELL & SOSNOVSKE (1994) acreditam que a análise do envelhecimento do ligante asfáltico
de forma isolada, sem levar em conta que tipo de agregado que está sendo utilizado para a
confecção da mistura asfáltica, não é adequada e nem suficientemente representativa.
Uma das maneiras de se caracterizar o envelhecimento da mistura é a observação do módulo de
resiliência de misturas asfálticas novas e antigas em serviço. MOTTA (1993) afirma que é
possível observar a tendência ao enrijecimento das misturas ao longo do tempo e o
envelhecimento do ligante asfáltico através da oxidação que se traduz no aumento do módulo de
resiliência.
BELL & SOSNOVSKE (1994), em interessante pesquisa, estudaram o envelhecimento de 32
diferentes combinações de quatro tipos de agregados e oito tipos de ligantes asfálticos, usando
diferentes métodos de envelhecimento. A pesquisa concluiu que o envelhecimento de misturas
asfálticas não pode ser prognosticado por testes somente no ligante asfáltico já que resultados
mostraram que os agregados tem considerável influência no envelhecimento.
Foram moldados corpos-de-prova das diferentes combinações (por exemplo, com cada agregado
foram realizadas misturas com os oito ligantes diferentes) e submetidos a dois ensaios acelerados
de envelhecimento em laboratório: LTOA (long term oven aging, onde os corpos-de-prova
foram submetidos a uma temperatura de 85º C por cinco dias ou 100ºC por dois dias) e LPO
(low pressure oxidation, onde os corpos-de-prova foram submetidos a uma temperatura de 60º C
ou 85º C por cinco dias). O efeito do envelhecimento foi avaliado pelo módulo de resiliência, à
25º C, antes e depois do envelhecimento.
Concluíram que o envelhecimento das misturas asfálticas é influenciado pelo tipo do agregado e
pelo tipo do ligante asfáltico e que testes de envelhecimento do ligante isoladamente não
parecem adequados para predizer a performance da mistura, devido ao aparente efeito mitigador
que o agregado tem sobre o envelhecimento.
O envelhecimento de certos ligantes asfálticos é fortemente diminuído por alguns agregados,
mas não por outros. Esta variabilidade parece estar relacionada à força da ligação química
56
(adesão) entre o ligante asfáltico e o agregado. BELL & SOSNOVSKE (1994) constataram que a
avaliação da interação ligante-agregado é muito mais influente do que a composição do ligante
asfáltico para a adesão e sensibilidade à água. Esta influência parece estar relacionada à interação
química do agregado e do ligante asfáltico, a qual pode ser relacionada com a adesão: quanto
maior a adesão, mais atenuado é o envelhecimento.
Segundo EDLER ET AL , 1985 (citados por BELL, WIEDER & FELLIN, 1994), a utilização da
cal hidratada na mistura asfáltica tem um considerável efeito no retardamento do envelhecimento
das misturas asfálticas. A cal hidratada é comumente utilizada para reduzir o descolamento do
ligante asfáltico da superfície do agregado em condições úmidas e como tal, aumentar a adesão
entre o agregado e o ligante. DAINES, 1986 (citado por WHITEOAK, 1990) sugere que a adição
de cal hidratada e alguns polímeros pode reduzir a taxa de oxidação do ligante asfáltico “in situ”.
Testes de laboratório realizados por PLANCHER, GREEN & PETERSON, 1976 (citados por
WHITEOAK, 1990), mostram que a oxidação do ligante asfáltico é reduzida se uma quantidade
de 0,5 % a 1,0 % de cal hidratada for adicionada. WHITEOAK (1990) sugere a hipótese de que a
cal hidratada absorveria produtos de oxidação polar que então não participariam das demais
reações de oxidação do ligante asfáltico.
FONSECA & WITCZAK (1996) apresentaram uma metodologia para predizer o módulo
dinâmico de misturas asfálticas envelhecidas durante a sua vida de serviço no campo. O estudo
foi baseado em 1429 pontos de análise de módulo dinâmico (complexo) de 149 tipos de misturas
asfálticas realizadas com ligantes asfálticos convencionais pesquisados na Universidade de
Maryland.
O procedimento foi sintetizado em um programa de computador, DYNMAS (“DYNamic
Modulus Analysis System), que é usado para verificar os efeitos da densificação da mistura com
o tempo, condições ambientais e diferentes espessuras de revestimento sobre a resposta do
módulo dinâmico envelhecido. A principal característica deste modelo está ligada ao fato de que
a previsão do módulo é uma função da viscosidade do ligante asfáltico. Portanto, o módulo
dinâmico de misturas envelhecidas no campo pode ser determinado pela utilização da
viscosidade envelhecida (do ligante asfáltico recuperado) e não da viscosidade original do
ligante, como dado de entrada dentro do novo modelo.
57
CAPÍTULO 3 - METODOLOGIA E MATERIAIS EMPREGADOS
O Capítulo a seguir descreverá a metodologia empregada na pesquisa e a caracterização de todos
os insumos utilizados.
3.1 Metodologia Empregada na Pesquisa
Para a a realização deste estudo, foi necessário uma série de atividades que serão descritas passo
a passo na seqüência.
ETAPA 1 - Caracterização dos Materiais Utilizados na Pesquisa
Na primeira etapa, foram caracterizados todos os materiais utilizados na fabricação dos ligantes
asfálticos estudados, bem como os demais materiais constituintes das dosagens. Nesta fase
também foram dosadas as misturas asfálticas.
Primeiramente foram caracterizados física e reologicamente os ligantes asfálticos utilizados na
pesquisa. Os ligantes são os seguintes:
− CAP – 20 e CAP – 40 tradicionais, oriundos da REPAR - Refinaria Presidente
Getúlio Vargas
localizada em Araucária, Paraná (produzidos em janeiro de 2002);
− CAP – 7, produzido a partir de um CAP – 40, doravante denominado de CAP 7 F;
− três ligantes modificados por polímero SBS, com teores de 3, 4 e 5,5%, doravante
denominados de AM SBS 3%, AM SBS 4% e AM SBS 5,5%;
− ligante modificado por polímero EVA, com teor de 5%, doravante denominado AM
EVA 5%; e,
− dois ligantes modificados por borracha moída de pneus (BMP), por via úmida, com
teores de 15 e 20%, doravante denominados de AM BMP 15% e AM BMP 20%.
O ligante CAP – 7 F e todos os demais ligantes modificados por polímeros foram produzidos a
partir do CAP – 40, que efetivamente, é o ligante base da pesquisa.
58
Os teores de polímero SBS utilizados são àqueles mais comumente comercializados no mercado
nacional. O teor de polímero EVA utilizado na fabricação do ligante foi o mínimo necessário
para alcançar uma recuperação elástica interessante e os teores de BMP utilizados na fabricação
do ligante modificado são àqueles considerados como mínimo e máximo para se obter uma boa
mistura asfáltica.
A descrição pormenorizada deste etapa consta do item 3.2 – Caracterização dos Materiais
Utilizados na Pesquisa.
ETAPA 2 - Envelhecimento dos Ligantes Asfálticos em Laboratório
Os ligantes asfálticos descritos na primeira etapa foram envelhecidos em laboratório. Os
procedimentos adotados para o estudo de envelhecimento foram os seguintes:
− Através do ensaio de efeito do calor e do ar em película delgada, procedimento
ASTM D 1754,
também conhecido como ensaio TFOT – Thin Film Oven Test;
− Através do ensaio de efeito de calor e do ar em película delgada rolada, procedimento
ASTM D 2872-97, também conhecido como ensaio RTFOT – Rolling Thin Film
Oven Test; e,
− Através de corpos de prova de mistura asfáltica moldados através da metodologia
Marshall, que foram objeto de extração de ligante asfáltico (método B, procedimento
ASTM D 2172) e posterior recuperação deste pelo método de Abson (procedimento
AASHTO T 170-93).
O objetivo desta última forma de simulação de envelhecimento é verificar o quanto pode
aumentar a consistência do ligante asfáltico, durante o procedimento de dosagem das misturas
asfálticas segundo o procedimento Marshall. Este envelhecimento deverá influenciar as
propriedades mecânicas da mistura, e portanto, é importante quantificar o aumento de
consistência que ocorre durante a moldagem dos corpos-de-prova, que a rigor, é a “usinagem de
laboratório”, até para compará-lo com o envelhecimento da fabricação da mistura asfáltica em
usina. A utilização do método de Abson é experimental e, apesar da variabilidade inerente ao
processo, justifica-se, pois trata-se do único ensaio passível de realização em nosso País, com
relativa facilidade, capaz de recuperar o ligante envelhecido.
59
Os ensaios realizados com os ligantes asfálticos após as três formas de envelhecimento foram os
seguintes:
− Perda de massa;
− Penetração;
− Ponto de amolecimento;
− Recuperação elástica; e,
− Viscosidades dinâmicas à 135, 155 e 175º C.
Também foram comparados os resultados obtidos com os valores especificados para ligantes
asfálticos segundo as seguintes normas nacionais e internacionais: Especificação para o Cimento
Asfáltico de Petróleo – Regul. Técnico 01/92 – Ver. 02 – DNC; Especificação de Material
DNER-EM 396/99 Cimento Asfáltico Modificado por Polímero; British Standard 3690/1989 –
Bitumens for Building and Civil Engineering/Specification for Bitumen for Road Purposes;
European Standard EN 12591/1999 – Bitumen and Bituminous Binders – Specifications for
Paving Grade Bitumens; e, Proposta Européia de Especificação de Asfaltos Modificados prEN
14.023/2002 .
ETAPA 3 - Envelhecimento dos Ligantes Asfálticos no Campo
Nesta etapa procurou-se estudar o envelhecimento que ocorre durante a industrialização da
mistura asfáltica no campo. O estudo foi conduzido com amostras obtidas em duas rodovias e
para três ligantes, CAP – 20, CAP – 40 e AM SBS 3%. A relação dos locais é a seguinte:
− Os ligantes CAP – 20 e CAP – 40 foram aplicados na rodovia PR 151, trecho
Castro - Ponta Grossa. O CAP – 20 está localizado entre as estacas 3350 e 3371
(LD e LE) e o CAP – 40 está localizado entre as estacas 3379 e 3429 (LD); e,
− O ligante AM SBS 3% foi aplicado na rodovia BR 376/PR, trecho Maringá –
Paranavaí, entre os km 117 + 286 e 117 + 481 (na terceira faixa – LE).
60
O envelhecimento dos ligantes asfálticos foi avaliado no campo em três diferentes situações:
− ligante asfáltico original coletado no tanque de armazenamento, imediatamente
antes da usinagem;
− ligante asfáltico recuperado, após extração de ligante, de
massa coletada no
caminhão basculante embaixo do misturador da usina; e,
− ligante asfáltico recuperado, após extração de ligante, a partir de corpos-de-prova
retirados da pista após, aproximadamente, 5 meses em serviço.
ETAPA 4 - Comportamento Mecânico e à Fadiga das Misturas Asfálticas
Nesta etapa, foram caracterizadas as propriedades mecânicas e de fadiga de misturas asfálticas
dosadas com os ligantes da pesquisa. Com o agregado granítico escolhido foram elaboradas oito
dosagens Marshall (DNER-ME 43/64) com os seguintes ligantes asfálticos: CAP-7 F, CAP–20,
CAP–40, AM SBS 4%, AM SBS 5,5%, AM EVA 5%, AM BMP 15% e AM BMP 20%.
Visando simplificar o processo, decidiu-se reduzir o estudo a apenas dois ligantes modificados
por SBS (4 e 5,5%), os quais acredita-se serem mais representativos da modificação por
polímero buscada e assim sendo, a mistura asfáltica com o ligante AM SBS 3% não foi estudada.
Definidos os teores ótimos de cada ligante asfáltico segundo a dosagem Marshall, em seguida
foram moldados 15 corpos-de-prova neste teor para cada mistura asfáltica objeto do estudo. Os
corpos-de-prova foram enviados ao LAPAV – Laboratório de Pavimentação da Universidade
Federal do Rio Grande do Sul, para execução dos ensaios de caracterização mecânica e à fadiga
dessas misturas. Os ensaios realizados foram a determinação da resistência à tração, módulo de
resiliência, bem como ensaios de fadiga à tensão controlada, os quais foram realizados segundo
as metodologias DNER-ME 133/94 e DNER-ME 138/94, respectivamente.
O objetivo será avaliar por meio de dosagens, com o mesmo agregado e mesma faixa
granulométrica, o comportamento mecânico e à fadiga, somente variando o tipo de ligante
asfáltico, tendo em vista que as demais condicionantes permanecem constantes.
61
Com base nestes ensaios, procurou-se verificar o melhor comportamento dentre as misturas
asfálticas analisadas com base na suscetibilidade térmica de cada ligante asfáltico a diferentes
temperaturas e também com base na análise das curvas de fadiga.
ETAPA 5 – Análise Paramétrica
A etapa anterior permitiu a obtenção da modelagem por diferença de tensões e por deformação
específica inicial para cada mistura asfáltica. Visando verificar o desempenho de cada mistura
asfáltica em uma determinada estrutura de pavimento, simulou-se duas estruturas de pavimento
típicas do Sul do Brasil com os programas Elsym-5 e Flaps e obtiveram-se os valores de tensão e
deformação de tração na fibra inferior do concreto asfáltico para as duas estruturas pelos dois
programas computacionais. De posse destes valores e aplicando-os nos modelos de fadiga podese verificar qual mistura asfáltica apresenta maior vida de fadiga para cada estrutura simulada.
3.2 Caracterização dos Materiais Utilizados na Pesquisa
Neste item é apresentada a caracterização física e reológica dos ligantes asfálticos pesquisados e
a caracterização dos demais insumos utilizados, agregados e cal hidratada. Adicionalmente é
apresentada uma abordagem sobre o ensaio de Abson, a influência da adição da cal hidratada nas
misturas asfálticas e uma análise estatística dos ensaios realizados.
3.2.1 Processo de Fabricação dos Ligantes Asfálticos
Os sete ligantes modificados foram preparados a partir de um mesmo asfalto base, CAP 40, e
devidamente compatibilizados com extrato aromático para receberem a modificação. A
composição de cada ligante asfáltico é apresentada no Quadro 3.1.
Os ligantes asfálticos foram fabricados em moinho coloidal com dentes radiais de laboratório
marca HBA, com alto cisalhamento e produção em pequena escala. A vazão do moinho é de
aproximadamente 60 litros/hora. O sistema de fabricação é fechado com caldeira de aquecimento
de óleo térmico com temperatura de operação de 50 a 250º C. Possui sistema de recirculação e
agitação tipo SIGMA e um reator encamisado com estabilização de temperatura de até 200º C.
62
Inicialmente o CAP – 40 foi colocado no reator e em seguida foi adicionada a massa de AR – 5
(que é o aditivo asfáltico usado como óleo extensor). Os dois produtos foram agitados e
circulados até a mistura estar homogênea. Em seguida foi adicionado o polímero ou a BMP a
uma vazão constante e iniciou-se a moagem da mistura em moinho coloidal de alto cisalhamento
até completa dispersão e mistura dos insumos.
Quadro 3.1 – Composição em peso dos ligantes asfálticos da pesquisa.
Ligante da Pesquisa
Composição
CAP – 7 F
90% CAP – 40 + 10% AR – 5
CAP - 20
Original da REPAR
CAP - 40
Original da REPAR
AM SBS 3%
87% CAP – 40 + 10% AR – 5 + 3% SBS
AM SBS 4%
86% CAP – 40 + 10% AR – 5 + 4% SBS
AM SBS 5,5%
84,5% CAP – 40 + 10% AR – 5 + 5,5% SBS
AM EVA 5%
85% CAP – 40 + 10% AR – 5 + 5% EVA
AM BMP 15%
75% CAP – 40 + 10% AR – 5 + 15% BMP
AM BMP 20%
70% CAP – 40 + 10% AR – 5 + 20% BMP
3.2.2 Descrição dos Modificadores Utilizados
Os ligantes asfálticos foram previamente compatibilizados para receberem a modificação por
polímeros. Compatibilidade é a preparação do ligante asfáltico base para receber a modificação.
Para tanto, é necessário que o ligante asfáltico utilizado como matéria prima tenha uma relação
asfaltenos/aromáticos dentro de uma determinada faixa, de modo a assegurar a estabilidade à
estocagem do produto final. A compatibilidade pode ser alcançada adicionando-se óleos
extensores.
A incorporação dos polímeros (inclusive a BMP) ao ligante asfáltico é dependente da
compatibilidade entre eles. A compatibilidade entre o ligante asfáltico e os diferentes tipos de
polímeros pode ser alcançada por meio da adição de óleo extensor, que é um produto rico em
óleos aromáticos. Durante a incorporação de polímeros ao ligante base, ocorre um consumo de
óleos aromáticos presentes neste ligante asfáltico e, a redução de porcentagem destes, provoca
um
aumento da viscosidade do produto final. A adição do óleo extensor pode corrigir a
63
composição química do ligante asfáltico, favorecendo a reação entre o CAP e o polímero,
resultando em um ligante asfáltico modificado de melhor qualidade e levando a viscosidade
destes ligantes aos níveis aceitáveis para o uso em serviços de pavimentação (FAXINA, 2002).
Óleos extensores são normalmente adicionados ao ligante asfáltico, previamente à adição de
polímeros ou BMP, para amolecer o ligante base e diminuir a temperatura de rigidez da mistura.
O principal propósito da adição de um óleo extensor na fabricação do asfalto borracha é
minimizar a absorção das frações mais leves do asfalto pela BMP. O óleo extensor utilizado
nesta pesquisa é o aditivo asfáltico AR – 5, que é extraído do xisto betuminoso e é produzido
pela SIX – Petrobrás. Trata-se de uma fração pesada do óleo de xisto, rica em maltenos e com
baixo teor de asfaltenos e com ocorrência de até 37% em peso de óleos aromáticos. O Quadro
3.2 apresenta resultados dos ensaios de caracterização do AR – 5.
Quadro 3.2 – Resultados dos ensaios de caracterização do óleo extensor utilizado.
Características
Teor de água, %
Método
NBR
14236
Especificação
AR – 5
AR – 5 (após
Mín - Máx
original
ECA)
1,0 Máx
0,22
-
Densidade 20/4ºC
NBR 2460
-
0,9986
1,0083
Viscosidade Brookfield a 60º C, cSt
NBR 5847
176 - 900
457,5
1630
Ponto de Fulgor, º C
NBR 1134
218 Mín
232
266
Efeito do calor e do ar, variação de
NBR N
massa, %
2412
4,0 Máx
1,79
O polímero tipo SBS utilizado é um copolímero em blocos de estireno e butadieno ou estireno e
isopreno. São materiais que escoam livremente quando aquecidos. O insumo utilizado foi o
Kraton da Shell, em grânulos, denominado KD 1151. O Quadro 3.3 apresenta as principais
características deste polímero.
64
Quadro 3.3 – Características do polímero SBS utilizado na pesquisa.
Análise
Método
Cinzas (% m/m)
ISSO 247 B 0,5 Máximo
Viscosidade Brookfield,
-
(Pa.s), 25°C, sol 25 %
Voláteis, (% m/m)
Especificação Resultado
0,33
3,0 – 5,0
4,65
SMS 2404 0,30 Máximo
0,06
Antioxidantes (% m/m) PMS 1100 0,14 Mínimo
0,14
Extraíveis (% m/m)
0,30
SMS 2401 1,00 Máximo
A borracha moída de pneu utilizada foi fornecida pela empresa Ecija de Jacinto Alcazar Padilla.
A granulometria do material utilizado é apresentada no Quadro 3.4.
Quadro 3.4 – Distribuição granulométrica da borracha moída de pneu.
Peneira Tamanho da partícula, micron % retida
% passante
acumulada
30
590
0,10
99,9
35
500
2,60
97,3
50
300
37,50
59,8
60
250
17,60
42,2
80
180
19,30
22,9
100
150
7,90
15,0
FUNDO
15,00
A composição aproximada da BMP utilizada é apresentada no Quadro 3.5.
Quadro 3.5 – Composição química da BMP.
Composto
Participação em % Variação possível em %
Acetona
10
+/- 4
Teor de cinzas
18
+/- 4
Negro de fumo
26
+/- 4
Teor de borracha
46
+/- 4
65
O polímero EVA utilizado foi um copolímero de etileno-acetato de vinila, denominado Evateno
HM 728, produzido pela Politeno. Trata-se de uma resina semi-amorfa com alto teor de acetato
de vinila e médio peso molecular. As principais propriedades físicas são apresentadas no Quadro
3.6.
Quadro 3.6 – Características do polímero EVA utilizado na pesquisa.
Propriedade Física
Método ASTM
Valor Típico Unidade
Teor de acetato de vinila
Método Politeno
28,0
%
Densidade
ASTM D 792
0,95
g/cm3
Ponto de amolecimento
ASTM D 3236
135
ºC
Ponto de fusão
Calorímetro de varredura diferencial
77
ºC
3.2.3 Ligantes Asfálticos Utilizados na Pesquisa
As principais características físicas e reológicas dos ligantes asfálticos fabricados e utilizados na
pesquisa são apresentados no Quadro 3.7.
Algumas características, tais como penetração, ponto de amolecimento e viscosidade dos ligantes
modificados por SBS apresentadas no Quadro 3.7, não se enquadram na Especificação DNITEM 396/99 Cimento Asfáltico Modificado por Polímero. A Especificação mencionada
caracteriza basicamente um ligante modificado por SBS com pelo menos 5% de teor deste
polímero. Nesta pesquisa, trabalhou-se com 3 teores de polímero, sendo dois destes inferiores ao
5% de SBS citado, o que por si só já não permitiria o enquadramento dos ligantes com 3 e 4% de
SBS na dita Especificação. Adicionalmente, todos os ligantes asfálticos foram fabricados a partir
de um mesmo asfalto e de um mesmo óleo aromático base, alterando-se apenas a quantidade do
agente modificador. Para que se pudesse enquadrar todas as características físicas e reológicas
com base na Especificação DNER-EM 396/99, ter-se-ia que, forçosamente, alterar as
quantidades de ligante e óleo aromático, que são a base da pesquisa.
66
Quadro 3.7 – Características físicas e reológicas dos ligantes asfálticos da pesquisa.
Norma
Ensaio
CAP
CAP
CAP
SBS
SBS
SBS
EVA
BMP
BMP
7F
20
40
3%
4%
5,5%
5%
15%
20%
98
57
35
45
38
38
55
40
40
44
50
54
53
59
61
53
53
62
>100
>100
>100
>100
>100
>100
>100
86
30
1,0011
1,0030
1,0040
1,015
1,0195
1,025
1,015
1,028
1,0375
288
>300
>300
290
285
290
288
280
280
- 1,2
- 0,9
- 1,0
-
-
-
-
-
-
MB 517
141
228
294
-
-
-
-
-
-
MB 517
30
45
54
-
-
-
-
-
-
221
316
411
650
1000
1130
1000
960
-
97
127
158
251
409
450
422
392
2300
50
57
69
117
216
231
195
191
850
9
6
4
61
81
88
40
35
55
Penetração (100g, 5s,
ASTM
25°C), 0,1 mm
D5
Ponto de Amolecimento,
°C
MB 164
Ductilidade (25°C, 5
ASTM D
cm/min), cm
113
Densidade Relativa
ASTM D
20/4° C
1298
Ponto de Fulgor, ° C
ASTM D
92
Índice de Suscetib.
Pfeiffer-
Térmica
Doormaal
Viscosidade Saybolt
Furol, 135ºC, SSF
Viscosidade Saybolt
Furol, 177ºC, SSF
Viscosidade
ASTM D
Brookfield,135ºC, cP
4402
Viscosidade
ASTM D
Brookfield,155ºC, cP
4402
Viscosidade
ASTM D
Brookfield,175ºC, cP
4402
Recup.Elástica
DNER
(20cm,25ºC,5cm/min),%
382/99
Estabilidade ao armazenamento (500 ml em estufa a 163° C durante 5 dias)
Ponto de Amolecimento,
≠ topo e fundo, º C
MB 164
Recup.Elástica
DNER
(20cm,25ºC,5cm/min),%
382/99
-
-
-
1
1
1
4
4
5
-
-
-
60
81
88
39
31
55
Ao fim do Quadro 3.7, são apresentados os resultados dos ensaios realizados de estabilidade ao
armazenamento de ligante asfáltico modificado por polímero (DNER-ME 384/99). Este ensaio
consiste em verificar a estabilidade ao armazenamento destes ligantes asfálticos. O método de
ensaio preconiza a observação da diferença entre os pontos de amolecimento de amostras
67
coletadas no topo e fundo de um recipiente. Adicionalmente, com intuito de pesquisa, obteve-se
também a recuperação elástica do ligante asfáltico coletado no topo e fundo, após 5 dias.
3.2.4 Caracterização dos Agregados e da Cal Hidratada
O agregado utilizado é granítico de cor rosa da Pedreira Cartepas localizada em Carambeí,
Estado do Paraná.
O agregado apresenta um desgaste no ensaio de abrasão Los Angeles (conforme método de
ensaio DNER – ME – 035/94) de 32,14%. O ensaio de Adesividade a Ligantes Betuminosos
(conforme método de ensaio DNER – ME 078/94) apresentou adesividade satisfatória, baseada
no não deslocamento da película betuminosa, com aplicação de aditivo melhorador de
adesividade no teor de 0,3% em relação ao peso do ligante asfáltico. Os ensaios acima foram
realizados no Laboratório de Mecânica dos Solos e Pavimentação da Universidade Estadual de
Ponta Grossa.
O ensaio de Índice de Forma, determinado pelo método do paquímetro, consoante a NBR 7809
da ABNT, baseado nos valores da relação c/e (onde “c” é maior dimensão e “e” é a menor
dimensão possível de um grão de agregado) é igual a 0,6 e caracterizou a forma do agregado
como cúbica. O equivalente de areia médio foi de 76%.
A massa específica real média do agregado graúdo (fração passante na # 1” e retida na # 4) é de
2,654 g/cm3, a massa específica aparente média do agregado graúdo é de 2,594 g/cm3, e a
massa específica real média do agregado miúdo (fração passante na # 4 e retida na # 200) é de
2,614 g/cm3. A absorção do agregado é de 0,87%.
A cal utilizada foi do tipo hidratada CH-1, dolomítica, fornecida pela empresa SJB Indústria de
Cal Ltda, marca Cal Forte, produzida no município de Rio Branco/PR. O Quadro 3.8 apresenta o
resultado dos ensaios químicos da cal hidratada e o Quadro 3.9 apresenta a granulometria da cal
hidratada utilizada.
68
Quadro 3.8 – Ensaios químicos da cal utilizada na pesquisa.
Ensaios Químicos
Valor
Óxidos Totais (Cao + MgO)
96,9 %
Óxido de cálcio
43,8 %
Óxido de magnésio
28 %
Perda ao Fogo
25,9 %
Resíduo Insolúvel em HCL
1,2 %
Óxidos totais não hidratados
7,3%
Quadro 3.9 – Granulometria da cal hidratada utilizada na pesquisa.
Artigo I.
Peneira
# 50
# 80
# 200
Retido
0,0 %
0,4 %
8,0 %
Passante
100,0 %
99,6 %
92,0 %
No item 3.2.7, serão apresentados resultados de ensaios sobre a influência da cal hidratada na
consistência dos ligantes asfálticos recuperados através do Método de Abson. Este item foi
incluído na pesquisa porque, tanto no envelhecimento de corpos-de-prova Marshall de
laboratório como no envelhecimento de mistura asfáltica usinada no campo, foi utilizada a cal
hidratada como elemento melhorador de adesividade.
3.2.5 Ensaio de ABSON
A recuperação do ligante asfáltico extraído dos corpos-de-prova Marshall é possível através do
Método de Abson, procedimento AASHTO T 170-93 e ASTM D 1856-95. O ligante asfáltico é
recuperado com propriedades similares àquelas encontradas nas misturas asfálticas e em
quantidade suficiente para ensaios posteriores. Sua utilização se justifica, pois é um ensaio de
relativa facilidade de execução em nosso País para a recuperação de ligante envelhecido.
O ligante asfáltico extraído com tricloroetileno, por exemplo, é recuperado por este método que,
combina aquecimento controlado e adição de CO2 que facilita o arraste do solvente até o fim do
processo em que todo o solvente seja retirado da amostra, restando apenas o ligante asfáltico que
se deseja amostrar.
69
Após a moldagem dos corpos-de-prova de laboratório, ou após a retirada dos corpos de prova da
pista, estes são deixados a temperatura ambiente para eventual resfriamento. Posteriormente, os
corpos-de-prova são colocados em uma bandeja e seguem para estufa de aquecimento por um
período de 3 horas, à temperatura de 135°C, até que toda a massa possa ser homogeneizada e
transferida para os filtros do extrator de ligante asfáltico. Realizada a extração do ligante, a
massa de asfalto mais tricloroetileno é submetida ao método de Abson.
Neste ensaio, a amostra recuperada com o solvente é aquecida e simultaneamente é injetado CO2
a uma vazão controlada para auxiliar o arraste do solvente. Este procedimento deve ter uma
observância das temperaturas, vazões de CO2 e períodos de tempo estipulados no método de
ensaio. Ao final do procedimento, restará apenas o ligante asfáltico recuperado que então poderá
ser analisado. A Figura 3.1 mostra o equipamento utilizado para o ensaio pelo método de Abson.
Figura 3.1 – Vista geral do equipamento para o método de Abson.
Apenas para efeito desta pesquisa, analisou-se o efeito do processo de aquecimento e adição de
CO2 proporcionado pelo método de Abson, em uma amostra de CAP – 20, sem solvente. O
objetivo foi de verificar a influência do processo na consistência do ligante asfáltico sem
70
solvente, ou seja, uma simulação de envelhecimento eventualmente provocado pelo CO2. O
Quadro 3.10 apresenta os resultados desta análise.
Quadro 3.10 – Influência do CO2 injetado no ensaio de Abson na consistência do ligante
asfáltico.
Análise efetuada
CAP – 20 original CAP – 20 após Abson
Penetração (25º C, 5 s, 100 g) 0,1 mm
50
48
Ponto de Amolecimento, º C
46
46
Viscosidade Brookfield a 135º C, cP
360
365
Viscosidade Brookfield a 155º C, cP
146
148
Viscosidade Brookfield a 175º C, cP
67
69
Observa-se, com base no Quadro 3.10, que o efeito de um provável aumento de consistência
proporcionado pela adição de CO2 durante a simulação realizada foi praticamente desprezível.
Apesar de alguma polêmica quanto a sua efetividade o ensaio de Abson, criteriosamente
realizado, é um instrumento auxiliar importante para a compreensão do processo de
envelhecimento. O ligante recuperado pode ter suas propriedades físicas e reológicas aferidas
com razoável aproximação, apesar da variabilidade inerente ao processo de extração, fornecendo
um indicativo das características de comportamento do ligante envelhecido em termos relativos
para comparação com as características do ligante original virgem.
3.2.6 Influência da Cal Hidratada nas Propriedades Reológicas do Ligante Asfáltico
Recuperado
A influência da cal hidratada quando adicionada a uma mistura asfáltica é conhecida como um
poderoso agente melhorador de adesividade, em se falando de um filler ativo como a cal. Por
outro lado, ocorre a formação de um mástique extremamente viscoso entre a cal e o ligante que
pode alterar a reologia do ligante asfáltico. Preocupado com estas afirmações, e também com o
possível efeito que a adição de cal possa causar em termos de alteração do comportamento
mecânico e à fadiga da mistura asfáltica, procedeu-se a uma análise do efeito da adição da cal na
mistura asfáltica.
71
Para tanto, escolheu-se uma amostra de CAP – 20 específica, no caso um CAP - 20 da REPAR
coletado em janeiro de 2003. A seguir, com o agregado granítico base da pesquisa e com este
ligante asfáltico, moldaram-se 3 grupos de corpos-de-prova: sem cal, com 2% de cal e com 4%
de cal. Estes corpos-de-prova, posteriormente, tiveram seu ligante extraído e recuperado pelo
método de Abson. O objetivo deste procedimento foi verificar a influência da cal hidratada no
aumento de consistência do ligante asfáltico recuperado de corpos-de-prova Marshall de
laboratório. O Quadro 3.11 apresenta os resultados do procedimento realizado.
Quadruo 3.11 – Influência da cal hidratada na consistência do ligante asfáltico recuperado.
CAP 20
Análise
Penetração (25oC,
5s,100g), 0,1 mm
Ponto de
Amolecimento, oC
Corpo de prova Corpo de prova Corpo de prova
moldado sem
moldado com moldado com 4%
cal
2% de cal
de cal
53
33
32
25
50
55
55
59
640
234
104
667
247
112
882
316
137
Após ECA
Viscosidade Brookfield
(ASTM D 4402)
A 135OC, cP
A 155oC, cP
A 175oC, cP
364
144
70
Perda de
massa:
0,40%
623
229
103
Segundo os resultados do Quadro 3.11, o aumento de consistência, demonstrado pela diminuição
da penetração e aumento do ponto de amolecimento e da viscosidade, é muito claro quando se
compara os resultados entre os corpos-de-prova com 2 e 4% de cal hidratada. Com 4% de cal
hidratada, o efeito do aumento da consistência é grande. Na comparação do efeito da cal
hidratada na consistência entre os corpos-de-prova sem cal e com 2% de cal hidratada, o efeito
do aumento de consistência é pouco significativo e estaria dentro da faixa de acurácia dos
próprios ensaios, podendo ser considerado desprezível.
Pode-se concluir, portanto que, para teores de cal hidratada de até 2% em uma mistura asfáltica e
para o tipo de agregado granítico empregado na pesquisa, a presença de cal não têm efeito
significativo em termos de aumento de consistência do ligante asfáltico recuperado. A partir
72
desta porcentagem, o efeito da cal hidratada torna-se importante, aumentando de forma
significativa a consistência do ligante asfáltico recuperado.
3.2.7 Avaliação da Repetibilidade dos Ensaios Realizados
Dado ao grande número de amostras e tipos de ensaios e variáveis analisados nesta pesquisa,
houve a necessidade de limitação do número de ensaios a serem realizados para a caracterização
destas variáveis.
Apresenta-se a seguir, a análise estatística de duas séries de ensaios completos realizados com
dois ligantes: um ligante asfáltico tradicional CAP – 20 e um ligante modificado de alta
viscosidade, no caso um ligante modificado por 15% de borracha moída de pneus (AM BMP
15%). Os ligantes asfálticos foram coletados em agosto de 2003 e são diferentes dos ligantes da
pesquisa, servindo, portanto, apenas como referência estatística (*).
Os dois ligantes asfálticos foram ensaiados 6 vezes cada um, nos seguintes testes: penetração,
ponto de amolecimento, recuperação elástica e viscosidade dinâmica à 135, 155 e 175º C. Os
tipos de ensaios realizados são os mais importantes e mais utilizados no escopo da pesquisa.
O Quadro 3.12 apresenta os resultados obtidos para o ligante CAP – 20 e o Quadro 3.13, para o
ligante AM BMP 15%, enquanto que o Quadro 3.14, apresenta a média aritmética, desvio padrão
e o coeficiente de variação da análise estatística realizada.
(*) Houve problemas com o CAP original armazenado, não sendo possível a sua utilização
posterior.
73
Quadro 3.12 - Resultados dos ensaios para estatística do ligante asfáltico CAP – 20.
Ensaio
Viscosidade Brookfield à 135°C, (cP)
Norma
1
2
3
4
5
6
ASTM D 4402
354 340 349 348 355 344
ASTM D 4402
140 137 140 140 140 138
ASTM D 4402
67
66
67
67
67
67
Penetração, (0,1 mm)
ASTM D 5
55
57
57
58
59
58
Ponto de Amolecimento, (°C)
ASTM D 36
48
47
47
47
47
47
Recuperação Elástica, (%)
DNER ME 382 / 99
3
5
3,5
4,0
3,5
3,5
Viscosidade Brookfield à 155°C, (cP)
Viscosidade Brookfield à 175°C, (cP)
Quadro 3.13 - Resultados dos ensaios para estatística do ligante asfáltico AM BMP 15%.
Ensaio
Viscosidade Brookfield à 135° C, (cP)
Norma
1
2
3
4
5
6
ASTM D 4402
3480 3770 3930 4190 3870 4020
ASTM D 4402
1272 1395 1660 1820 1530 1490
ASTM D 4402
752
577
739
752
682
723
Penetração, (0,1 mm)
ASTM D 5
39
41
41
40
40
40
Ponto de Amolecimento, (°C)
ASTM D 36
60
62
60
58
61
60
70
72
65
66
64
66
Viscosidade Brookfield à 155°C, (cP)
Viscosidade Brookfield à 175°C, (cP)
Recuperação Elástica, (%)
DNER ME 382 /
99
74
Quadro 3.14 – Coeficiente de variação dos resultados dos ensaios para os dois ligantes asfálticos.
CAP – 20
Ensaio
Viscosidade à 135º C,
(cP)
Viscosidade à 155º C,
(cP)
Viscosidade à 175º C,
(cP)
Penetração, (0,1 mm)
Ponto do
Amolecimento, (º C)
Recuperação Elástica,
(%)
Média
Desvio
Padrão
AM BMP 15%
Coefic. de
Variação,
Média
(%)
Desvio
Padrão
Coefic. de
Variação,
(%)
348,3
5,8
1,7
3876,7
241
6,2
139,2
1,3
0,9
1527,8
193,6
12,7
66,8
0,4
0,6
704,2
67,5
9,6
57,3
1,4
2,4
40,2
0,7
1,7
47,2
0,4
0,8
60,2
1,3
2,2
3,7
0,7
18,9
67,2
3,1
4,6
Pela observação do Quadro 3.14, pode-se concluir que o coeficiente de variação encontrado nos
ensaios realizados com o ligante asfáltico mais viscoso é superior ao do ligante asfáltico
tradicional ensaiado. Isto sugere que quanto maior a viscosidade do ligante asfáltico, maior é a
variação dos resultados. Quanto aos ensaios de penetração e ponto de amolecimento, os
coeficientes de variação se situaram em uma faixa muito próxima. Já quanto à recuperação
elástica, onde foi encontrado o maior valor de coeficiente de variação, no caso do ligante CAP –
20, conclui-se que, dada a dificuldade de executar este ensaio (no caso de ligantes asfálticos
tradicionais que normalmente apresentam valores baixos de recuperação elástica) e diante da
determinação de valores tão baixos desta grandeza, pode ser considerado normal uma variação
desta ordem.
Portanto, excetuando-se os resultados de recuperação elástica do ligante CAP – 20, pode-se
afirmar que o coeficiente de variação de cada ensaio executado é baixo, compatível com o que se
observa em outras determinações de laboratório.
75
CAPÍTULO
4
-
APRESENTAÇÃO
E
DISCUSSÃO
DOS
RESULTADOS SOBRE ENVELHECIMENTO
Este capítulo apresenta os resultados dos ensaios realizados com os ligantes asfálticos relativos
ao envelhecimento no laboratório e no campo e também os resultados da dosagem Marshall das
misturas asfálticas.
4.1 Dosagem das Misturas Asfálticas pelo Método Marshall
Com os materiais descritos no Capítulo 3 foram dosadas oito misturas asfálticas. Para isso, foi
escolhido um agregado granítico da região de Castro no Paraná e assim foram realizadas
dosagens Marshall com este agregado e os oito ligantes asfálticos escolhidos.
A faixa granulométrica utilizada foi a faixa III da Especificação de Serviço do DER/PR ES-P
21/91. Esta faixa é muito utilizada no Estado do Paraná e têm origem na faixa IV-b do Instituto
de Asfalto. A composição básica dos agregados é a seguinte:
− 30% de agregados entre as # ¾” e 3/8”;
− 13% de agregados entre as # 3/8” e 4;
− 55% de agregados entre a # 4 ao fundo; e,
− 2% de Cal hidratada CH – 1.
No Quadro 4.1 é apresentada a granulometria individual dos materiais, a mistura resultante e os
limites da especificação utilizada. A Figura 4.1 apresenta, de forma gráfica, a granulometria
individual dos componentes das misturas asfálticas. Na Figura 4.2, por sua vez, observa-se a
granulometria da mistura de agregados, dentro da faixa granulométrica especificada.
76
Quadro 4.1 – Granulometria dos agregados.
Brita
Peneiras
¾”
Pedrisco
Pó de
Cal
pedra
hidratada
Mistura
Especificação
Pol
Mm
30%
13%
55%
2%
100%
L.Inf.
L.Sup.
¾”
19,10
100,0
100,0
100,0
100,0
100,0
100,0
100,0
½”
12,70
83,2
100,0
100,0
100,0
95,0
80,0
100,0
3/8”
9,52
56,0
100,0
100,0
100,0
86,8
70,0
90,0
4
4,76
3,3
19,0
95,3
100,0
57,9
50,0
70,0
10
2,00
1,5
3,8
73,0
100,0
43,1
33,0
48,0
40
0,42
0,9
1,1
35,2
100,0
21,8
15,0
25,0
80
0,18
0,5
0,6
17,5
96,0
11,8
8,0
17,0
200
0,075
0,4
0,2
9,2
92,0
7,0
4,0
10,0
100,0
80,0
60,0
40,0
20,0
0,0
0,01
0,10
1,00
10,00
100,00
Peneiras ( mm )
Brita 3/4
Pedrisco
Pó de Pedra
Cal Hidratada
Figura 4.1 – Granulometria individual dos agregados componentes das misturas asfálticas.
77
100,00
80,00
60,00
40,00
20,00
0,00
0,01
0,10
1,00
10,00
100,00
Peneiras ( mm )
Mistura
Limite Inferior
Limite Superior
Figura 4.2 – Granulometria da mistura de agregados.
Com a faixa granulométrica apresentada, dosaram-se 8 misturas através da Dosagem Marshall. O
Quadro 4.2 apresenta as temperaturas dos agregados e dos ligantes asfálticos utilizadas para a
moldagem dos corpos-de-prova e a temperatura controlada para a compactação das misturas
asfálticas.
Quadro 4.2 – Temperaturas utilizadas na moldagem dos corpos-de-prova.
Temperatura, º C CAP 7 F CAP 20 e CAP 40 AM SBS e AM EVA AM BMP
Agregados
163
168
175
175
Ligante
153
158
165
170
Compactação
142
147
155
160
O critério utilizado para a determinação do teor ótimo de ligante, foi a média aritmética, entre o
teor de ligante encontrado para um volume de vazios de 4% e o teor de ligante correspondente a
um valor da relação betume-vazios de 78,5%. O teor ótimo de ligante asfáltico, baseado no
critério descrito acima, foi determinado por interpolação para todos os ligantes. Apenas o ligante
asfáltico AM BMP 20% teve seu teor ótimo de ligante obtido por extrapolação. O Quadro 4.3
indica as características da dosagem Marshall obtidas para as misturas asfálticas.
78
Quadro 4.3 – Características Marshall das misturas asfálticas.
Características
Teor de Ligante, (%)
M.E.A. - Massa
Específica Aparente,
(g/cm3)
M.E.A.T. - Massa
Específica Aparente
Teórica, (g/cm3)
Teor de
vazios, (%)
Relação betume
vazios, (%)
Vazio agregado
mineral, (%)
Fluência, (mm)
Estabilidade, (kgf)
5,4
AM
SBS
4%
5,5
AM
SBS
5,5%
5,9
AM
EVA
5%
5,6
AM
BMP
15%
5,6
AM
BMP
20%
7,6
2,324
2,317
2,317
2,305
2,316
2,318
2,269
2,413
2,416
2,409
2,409
2,398
2,405
2,408
2,346
3,68
3,73
3,75
3,77
3,86
3,70
3,77
3,44
76,40
76,06
76,48
76,58
76,89
76,95
76,55
81,58
15,59
15,48
15,93
16,00
16,75
16,06
15,98
21,90
1,77
1.631
2,15
1.714
1,96
1.794
1,90
1.510
2,72
1.514
3,15
1.547
2,70
1.655
3,88
1.450
CAP
7F
CAP
20
CAP
40
5,3
5,2
2,323
Salienta-se, como pode-se observar do Quadro 4.3, que os teores de ligante aumentam quanto
mais viscoso ou consistente é o ligante asfáltico utilizado. Exceção é feita ao CAP - 7 F que
apresentou um teor de ligante maior até que o do ligante CAP – 20. A explicação para isto talvez
se prenda ao fato que este ligante asfáltico, CAP – 7 F, não é um ligante de constituição pura de
petróleo e sim um ligante asfáltico preparado a partir de um CAP – 40 com adição de AR – 5.
SANTANA & GONTIJO (1984) relatam que o teor ótimo de ligante asfáltico de uma mistura
asfáltica cresce com o aumento de consistência deste ligante, isto é, consegue-se colocar mais
ligante em uma mistura se este for mais consistente.
79
4.2 Concentração Crítica do “Sistema Finos-Betume”
De acordo com RUIZ (1947) e PEREIRA (1997), o aumento gradativo da concentração de finos
em uma mistura asfáltica resultará em uma condição-limite, na qual estas partículas ou sua
envoltória, tangenciar-se-ão, dando lugar a uma verdadeira estrutura, impedindo o
comportamento elasto-visco-plástico do ligante asfáltico. Nesta condição, o sistema finosbetume não mais fluirá viscosamente, uma vez que o excesso de partículas finas misturadas ao
ligante asfáltico, estarão impedidas de deslizar livremente no sentido do movimento, passando a
transmitir diretamente de partícula a partícula a deformação aplicada. Este excesso de finos
resultará em uma mistura asfáltica mais rígida e, conseqüentemente, frágil, com a diminuição de
sua resistência à fadiga sob a ação das cargas de tráfego repetidas e, também, a redução da sua
capacidade de assimilação das tensões de tração geradas pela queda da temperatura ambiente.
Diante do exposto, é prudente, na dosagem de um concreto asfáltico, controlar a concentração
dos finos ativos no sistema finos-betume, mantendo-a abaixo daquela considerada como crítica.
Existe uma certa dificuldade em se quantificar esta concentração crítica. No entanto, RUIZ (1947)
determinou uma estimativa denominada de “concentração crítica” do “sistema finos-betume”.
Este procedimento determina a concentração crítica, cs, em função da massa específica real dos
finos (material passando na peneira de malha 200, em g/cm3) utilizado na mistura asfáltica
analisada.
Simultaneamente, é calculada a concentração de finos no “sistema de finos-betume” do concreto
asfáltico considerado, denominada c.
Calculadas as duas concentrações; a crítica, cs, em função das características do material fino e a
considerada,
c,
em função das características do mástique formado na mistura asfáltica
analisada, teremos a seguinte desigualdade a ser satisfeita:
c < 0,9 cs
80
A mistura de agregados graníticos empregada na pesquisa apresenta 7% de material passante na
peneira 200 e sua densidade real é igual a 2,604. O Quadro 4.4 apresenta um panorama da
concentração do sistema finos-betume de cada mistura asfáltica e a condição de satisfação da
desigualdade proposta.
Quadro 4.4 – Concentração crítica do “sistema finos-betume”.
cs
% de ligante
c
0,9 cs
Condição
CAP 7 F
0,46
5,3
0,32
0,41
Satisfatória
CAP 20
0,46
5,2
0,33
0,41
Satisfatória
CAP 40
0,46
5,4
0,32
0,41
Satisfatória
AM SBS 4%
0,46
5,5
0,32
0,41
Satisfatória
AM SBS 5,5% 0,46
5,9
0,30
0,41
Satisfatória
AM EVA 5%
0,46
5,6
0,31
0,41
Satisfatória
AM BMP 15% 0,46
5,6
0,32
0,41
Satisfatória
AM BMP 20% 0,46
7,6
0,25
0,41
Satisfatória
Ligante
Conclui-se, portanto, com base na observação do Quadro 4.4 que a concentração do “sistema
finos-betume” das oito misturas asfálticas consideradas está abaixo do valor limite estabelecido e
considerado seguro, ou seja, abaixo de 90% da concentração crítica. Diante da análise
apresentada, pode-se presumir que a concentração de finos encontrada nas misturas asfálticas
consideradas não deverá induzir a um enrijecimento excessivo que possa comprometer as suas
vidas de fadiga.
81
4.3 Envelhecimento dos Ligantes Asfálticos em Laboratório
Todos os ligantes da pesquisa, listados na Tabela 3.7, foram avaliados quanto ao envelhecimento
por meio dos ensaios ECA (TFOT) e RTFOT e também por meio da recuperação de amostras de
ligante asfáltico extraído de corpos-de-prova Marshall moldados em laboratório. O objetivo
desta última forma de simulação de envelhecimento foi verificar o quanto pode aumentar a
consistência do ligante asfáltico durante o procedimento normal de dosagem das misturas
asfálticas segundo o procedimento Marshall, que representa a “usinagem em laboratório”.
Após o envelhecimento dos ligantes asfálticos em laboratório, passou-se à realização dos ensaios
com o resíduo asfáltico obtido. Os ensaios realizados foram: perda de massa, penetração, ponto
de amolecimento, recuperação elástica e viscosidades dinâmicas a 135, 155 e 175° C.
4.3.1 Resultados do Ensaio de Perda de Massa
Os resultados obtidos nas análises de perda de massa, após o ensaio ECA e RTFOT, são
apresentados na Figura 4.3. Pode-se observar, na Figura, que as perdas de massa nos ligantes
asfálticos originais, CAP - 20 e CAP - 40, são as menores em porcentagem. Os demais ligantes
modificados por polímeros tiveram elevadas perdas de massa muito provavelmente devido à
existência em sua formulação de aromáticos, no caso agente rejuvenescedor, utilizado para
permitir a compatibilidade entre o asfalto cru e cada tipo de polímero. Esta perda de massa
superior dos ligantes fluxados indica uma maior volatilização deste componente durante os
ensaios, em comparação com os ligantes asfálticos originais não fluxados. Esta perda de massa
dos ligantes modificados é compensada, em termos de seu comportamento, pela presença de
polímeros que melhorarão outras características do ligante asfáltico.
O CAP 7 - F que também recebeu aromáticos na sua fabricação para ser ajustado fisicamente
como um ligante asfáltico mais leve, por não possuir polímeros na sua constituição e muito
provavelmente também devido a menor manipulação na sua fabricação, já que o tempo e a
temperatura de produção podem alterar algumas características do ligante final, apresentou as
maiores perdas de massa.
82
1,4
PERDA DE MASSA (%) .
1,2
1
1,168
1,15
0,98
0,95
0,795
0,786
0,8
0,6
0,6
0,93
0,63
0,68
0,51
0,4
0,305
0,2
0,11 0,11
0,52
0,45
0,27
0,15
0
CAP 7 F
CAP 20
CAP 40
AM SBS
3%
AM SBS
4%
AM SBS AM EVA AM BMP AM BMP
5,5%
5%
15%
20%
Após ECA (película delgada) Após RTFOT (película delgada rolada)
Figura 4.3 – Análise de perda de massa em ensaios de laboratório.
Outra conclusão importante foi quanto à severidade superior, em termos de envelhecimento, que
o ensaio RTFOT impõe aos ligantes asfálticos. Os Quadros 4.5 e 4.6, apresentam as perdas de
massa dos ligantes asfálticos após envelhecimento comparativas.
Tanto o ligante asfáltico CAP 20 como o CAP 40, como mostrado no Quadro 4.5, apresentaram
perdas de massa tanto no ensaio ECA como no RTFOT, inferiores às especificadas nas Normas
Brasileira, Britânica e Européia. O ligante CAP 7 – F só atendeu as exigências da Norma
Brasileira.
Os ligantes modificados por SBS (3, 4 e 5,5%) apresentaram perdas de massa no ensaio ECA
inferiores às especificadas na Norma Brasileira e superiores às especificadas na proposta de
Norma Européia. O ligante asfáltico AM EVA 5% apresentou perda de massa superior à
especificada na proposta de Norma Européia.
No caso dos dois ligantes modificados por BMP, as perdas de massa após ECA foram mais
baixas que as dos demais ligantes modificados. Já na análise da perda de massa após RTFOT, o
ligante com 20% de BMP apresentou uma perda bem baixa (inferior inclusive a de todos os
83
ligantes modificados por polímeros). Entretanto, o ligante com 15% de BMP apresentou uma
perda elevada provavelmente por alguma alteração ocorrida durante o ensaio.
Quadro 4.5 – Perdas de massa de ligantes não modificados por polímeros após envelhecimento.
Ligante
Perda no
ECA, (%)
Perda no
Norma
Norma
RTFOT,
Brasileira
Britânica
(%)
ECA, (%) *
ECA, (%) **
Norma
Européia
RTFOT,
(%) ***
CAP 20
0,11
0,11
≤1
≤ 0,2
≤ 0,5
CAP 40
0,15
0,305
≤1
≤ 0,2
≤ 0,5
CAP 7 F
0,95
1,15
≤1
≤ 0,2
≤ 0,8
* Especificação para o Cimento Asfáltico de Petróleo – Regul. Técnico 01/92 – Ver. 02 – DNC;
** British Standard 3690/1989 – Bitumens for Building and Civil Engineering/Specification for
Bitumen for Road Purposes; e,
*** European Standard EN 12591, Bitumen and Bituminous Binders – Specifications for Paving
Grade Bitumens, Novembro/1999.
Quadro 4.6 – Perdas de massa de ligantes modificados por polímeros após envelhecimento.
Ligante
Perda no ECA,
Perda no
(%)
RTFOT, (%)
Norma
Brasileira
ECA, (%) *
Proposta
Européia
RTFOT, (%)
**
AM SBS 3%
0,51
0,786
≤1
≤ 0,5
AM SBS 4%
0,6
0,795
≤1
≤ 0,5
AM SBS 5,5%
0,63
0,98
≤1
≤ 0,5
AM EVA 5%
0,68
0,93
-
≤ 0,5
AM BMP 15%
0,45
1,168
-
-
AM BMP 20%
0,27
0,52
-
-
* Especificação de Material DNER-EM 396/99 Cimento Asfáltico Modificado por Polímero;
** Proposta Européia de Especificação de Ligantes Modificados prEN 14023/2002.
84
4.3.2 Resultados dos Ensaios de Penetração
Os resultados das análises de penetração, após os ensaios ECA e RTFOT e do ligante asfáltico
recuperado da extração de corpos-de-prova Marshall moldados em laboratório obtidos, são
apresentados na Figura 4.4.
Observou-se claramente o seguinte padrão nesta análise: a redução da penetração de todos os
ligantes asfálticos, sendo que esta redução da penetração foi sempre maior no ensaio RTFOT do
que aquela obtida no ensaio ECA.
Na análise da penetração realizada com ligante asfáltico recuperado de corpo-de-prova moldado
pelo método Marshall, a redução de penetração observada está muito próxima dos valores
obtidos por meio do ensaio RTFOT com o ligante asfáltico original.
Como pode ser visto na Figura 4.4, não é apresentada redução de penetração dos ligantes
modificados por borracha de pneus (AM BMP 15% e AM BMP 20%) oriundos de ligante
asfáltico recuperado por extração de corpos-de-prova Marshall. Isto se deve ao fato de que estes
ligantes modificados, devido ao elevado teor de borracha, ao sofrerem o processo de extração de
ligante com tricloroetileno pelo método Refluxo (ASTM D 2172), não têm todas as suas
partículas extraídas, já que pequena porcentagem destes sólidos constituintes do pneu fica retida
no filtro (por não serem completamente solúveis no solvente), normalmente constituída de negro
de fumo e polímeros. Portanto, qualquer análise do ligante asfáltico recuperado pelo método de
Abson nesta condição é prejudicada.
85
120
110
100
98
PENETRAÇÃO (0,1 mm) .
90
80
70
57
60
50
40
55
54
48
45
40
32
30
35 33
24 26
38
30
18
18 17
10
40
36
29
24
18
20
38
35
29
25
14
40
28
18
23
27
10
10
0
CAP 7 F
Ligante Original
CAP 20
CAP 40
Após ECA
AM SBS 3%
AM SBS 4%
Após RTFOT
AM SBS 5,5%
AM EVA 5%
AM BMP 15%
AM BMP 20%
Envelhecimento Laboratório
Figura 4.4 – Análise da penetração dos ligantes asfálticos em diferentes situações de laboratório.
O Quadro 4.7 apresenta os valores de porcentagem da penetração original após ECA, RTFOT e
Marshall e faz a comparação com as exigências das Normas Brasileira, Britânica e Européia.
Com exceção do CAP 7 - F, os ligantes asfálticos pesquisados não apresentaram problemas para
atenderem às especificações nacional e internacional quando o envelhecimento do ligante é
realizado por meio do ensaio ECA – Efeito do Calor e do Ar.
Tal constatação comunga com o Relatório Final da Pesquisa de Asfaltos Modificados por
Polímeros do DNER (1998), que relata que a relação de penetrações antes e após o ensaio ECA
foi superior a 65% para o CAP 20 e superior a 70% para os ligantes asfálticos modificados.
86
Quadro 4.7 - Porcentagem da penetração original após ensaios de envelhecimento.
%
%
Norma
Pen.
Pen.
Brasil
após
após
ECA,
Norma
Pen.
%
Original
Pen.
(0,1
após
mm)
ECA
CAP 7 F
98
49,0
32,7
40,8
≥ 47
≥ 80
≥ 46
CAP 20
57
94,7
42,1
45,6
≥ 50
≥ 80
≥ 50
CAP 40
35
94,3
28,6
51,4
≥ 50
≥ 80
≥ 53
45
77,8
53,3
40,0
≥ 50
-
≥ 60
38
78,9
47,3
44,7
≥ 50
-
≥ 60
38
76,3
36,8
65,8
≥ 50
-
≥ 60
55
65,4
32,7
52,7
-
-
≥ 60
40
70,0
57,5
-
-
-
-
40
67,5
25,0
-
-
-
-
Ligante
AM SBS
3%
AM SBS
4%
AM SBS
5,5%
AM
EVA 5%
RTFOT Marshall
(%)
*, **
Norma
Britânica
ECA, (%)
***
Européia
RTFOT,
(%) ****,
*****
AM
BMP
15%
AM
BMP
20%
* Especificação para o Cimento Asfáltico de Petróleo – Regul. Técnico 01/92 – Ver. 02 – DNC;
** Especificação de Material DNER-EM 396/99 Cimento Asfáltico Modificado por Polímero;
*** British Standard 3690/1989 – Bitumens for Building and Civil Engineering/Specification for
Bitumen for Road Purposes;
**** European Standard EN 12591, Bitumen and Bituminous Binders – Specifications for
Paving Grade Bitumens, Novembro/1999; e
***** Proposta Européia de Especificação de Ligantes Modificados prEN 14023/2002.
87
Os valores obtidos de porcentagem de penetração retida após o ensaio RTFOT, quando
comparados com as normas européias, indicam que nenhum dos ligantes pesquisados atenderia o
limite especificado.
O ligante asfáltico que percentualmente apresentou a menor redução de penetração, entre todos
os ligantes após RTFOT, foi o AM BMP 15% com 57,5% de % da penetração original.
Constatou-se uma variação muito grande, entre os valores de penetração retida após RTFOT e
após Marshall, dos ligantes CAP – 40, AM SBS 5,5% e AM EVA 5%.
No caso da penetração após o ensaio Marshall, pode-se constatar, com base na Figura 4.4, a
ocorrência de duas situações. Na primeira, os valores de penetração encontrados foram inferiores
aos valores obtidos após o RTFOT, no caso dos ligantes modificados por SBS com teores de 3 e
4%. Na segunda situação, os valores de penetração encontrados se situaram entre aqueles obtidos
após ECA e aqueles obtidos após RTFOT, que é o caso de todos os demais ligantes asfálticos.
Pode-se concluir, com base no observado, que nenhum dos ligantes asfálticos envelhecidos após
dosagem Marshall apresentou valores de penetração maiores que aqueles encontrados após o
ensaio ECA, o que evidencia a baixa severidade deste ensaio, não simulando a condição do
envelhecimento dos ligantes asfálticos que ocorre após moldagem Marshall.
4.3.3 Resultados dos Ensaios de Ponto de Amolecimento
A Figura 4.5 apresenta os resultados da análise do ponto de amolecimento após os ensaios ECA
e RTFOT e de ligante asfáltico recuperado de extração de corpos-de-prova Marshall moldados
em laboratório.
O aumento de consistência dos ligantes asfálticos pesquisados por meio do aumento do ponto de
amolecimento, foi constatado também de forma inequívoca. Neste ensaio constatou-se um
aumento do ponto de amolecimento mais severo no ensaio RTFOT. O Quadro 4.8 apresenta o
aumento do ponto de amolecimento após envelhecimento, em º C, em comparação com as
normas brasileiras e européias.
No caso dos ligantes asfálticos modificados por polímero SBS, constatou-se o aumento do ponto
de amolecimento nos ensaios de envelhecimento, ao invés da redução citada por LEITE (1999).
88
De uma forma geral, os ligantes asfálticos pesquisados não apresentaram problemas para se
adaptarem às especificações nacionais e internacionais quando o envelhecimento do asfalto é
realizado tanto pelo ensaio ECA como pelo ensaio RTFOT. Com exceção do ligante CAP 7 F,
que por ter sido fluxado com agente rejuvenescedor e por não ter polímero em sua composição,
apresentou a maior perda de massa em dois ensaios (ECA e RTFOT) e conseqüentemente o
maior aumento no ponto de amolecimento.
O valor do ponto de amolecimento observado nos ligantes asfálticos recuperados após moldagem
dos corpos-de-prova Marshall foi elevado e isto pode evidenciar a severidade do envelhecimento
do ligante asfáltico que ocorre na moldagem dos corpos-de-prova Marshall.
120
110
PONTO DE AMOLECIMENTO (°C) .
100
90
78
80
70
60
50
50
54
57 58
51
50 50
62 60
54 54
53 55 55
59
59
64 64 65
61
64
67
71
53
58 58
62
53 55
58
62
66
44
40
30
20
10
0
CAP 7 F
Ligante Original
CAP 20
Após ECA
CAP 40
AM SBS 3% AM SBS 4% AM SBS 5,5% AM EVA 5%
Após RTFOT
AM BMP
15%
AM BMP
20%
Envelhecimento Laboratório
Figura 4.5 – Análise do ponto de amolecimento dos ligantes asfálticos em diferentes situações de
laboratório.
89
Quadro 4.8 - Aumento do ponto de amolecimento, em º C, após envelhecimento.
Ligante
Aumento
Aumento
Aumento
do PA
do PA
do PA após
após
após
ECA, (º C)
RTFOT,
Marshall,
(º C)
(º C)
Norma
Norma
Proposta
Européia
Brasileira
Européia
RTFOT,
ECA,
RTFOT,
(º C) *
(º C)**
(º C)
***
CAP 7 F
6
10
7
≤9
-
-
CAP 20
0
7
8
≤9
-
-
CAP 40
0
8
6
≤8
-
-
2
2
6
-
≤4
≤8
5
5
6
-
≤4
≤8
3
6
10
-
≤4
≤8
5
5
9
-
-
≤9
2
5
-
-
-
-
4
16
-
-
-
-
AM SBS
3%
AM SBS
4%
AM SBS
5,5%
AM EVA
5%
AM BMP
15%
AM BMP
20%
* European Standard EN 12591, Les bitumes purs (Norme NF EN 12591), Tableau 4, Les Liants
Hydrocarbonés;
** Especificação de Material DNER- EM 396/99 Cimento Asfáltico Modificado por Polímero; e,
*** Proposta Européia de Especificação de Ligantes Modificados prEN 14023/2002.
4.3.4 Resultados dos Ensaios de Recuperação Elástica
Os resultados das análises de recuperação elástica, após os ensaios ECA e RTFOT e de ligante
asfáltico recuperado de extração de corpos de prova Marshall moldados em laboratório obtidos,
são apresentados na Figura 4.6.
90
RECUPERAÇÃO ELÁSTICA (%) .
120
110
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
88
81
76
68
61 60
71
84
82
80
73
72
55
50
40
55
45
37
28
9 8
0
4
CAP 7 F
6 6
0 2
CAP 20
4 4
50
35
24
0 2
CAP 40
AM SBS 3% AM SBS 4% AM SBS 5,5% AM EVA 5% AM BMP
15%
AM BMP
20%
Ligante Original Após ECA Após RTFOT Envelhecimento Laboratório
Figura 4.6 – Análise da Recuperação elástica dos ligantes asfálticos em diferentes situações de
laboratório.
A recuperação elástica dos ligantes tradicionais CAP 20 e CAP 40, e mesmo do CAP 7 F, são
muito pequenas comparativamente a dos ligantes asfálticos modificados originais. Em nenhuma
das especificações estudadas (nacionais ou internacionais, já citadas anteriormente) foi
encontrado qualquer menção à porcentagem da recuperação elástica original após
envelhecimento para ligantes não modificados.
Os ligantes modificados por SBS, independentemente do teor de polímeros, apresentaram uma
queda dessa característica em todos os métodos de simulação de envelhecimento utilizados. Isto
já foi citado por LEITE (1999), que ressalta que os ligantes modificados por SBS não
apresentam boa resistência ao envelhecimento. A baixa resistência se deve à quebra das ligações
duplas do polibutadieno, presentes no SBS e à redução do tamanho das moléculas de SBS. Em
conseqüência, o produto diminui a elasticidade. A redução da recuperação elástica desses
ligantes asfálticos, no ensaio RTFOT, por exemplo, (que neste caso foi o mais severo), foi de 16
a 54% em relação à recuperação elástica do ligante asfáltico original. No entanto, apesar dessa
redução observada, a recuperação elástica resultante é ainda muito maior que a recuperação
91
observada nos ligantes asfálticos não modificados, que praticamente não possuem essa
propriedade após o ensaio RTFOT.
A Especificação do DNER para Cimento Asfáltico Modificado por Polímero (EM 396/99),
preconiza um valor de Recuperação Elástica após ECA superior a 80% para ligantes asfálticos
modificados por SBS. Segundo os dados da Figura 4.6, este valor é atendido somente pelo
ligante AM SBS 5,5%. Segundo LEITE (1999), uma das restrições a esta especificação é que ela
só contempla ligantes asfálticos modificados por SBS com alto teor de polímero, restringindo a
utilização de ligantes com 3% de SBS, muito utilizados no exterior, mas que não apresentam
uma recuperação elástica tão elevada.
O ligante modificado por EVA apresentou um comportamento diferente dos ligantes até aqui
distinguidos, pois, em dois ensaios de envelhecimento, os mais severos (RTFOT e recuperação
de ligante asfáltico extraído de corpo-de-prova Marshall), ocorreu um aumento de recuperação
elástica, de 40 para 50% no RTFOT e de 40 para 45% no envelhecimento propiciado pelo
Marshall. Segundo LEITE (1999), este comportamento se deve, possivelmente, a não existência
de ligações duplas nas suas moléculas e por isso, os ligantes asfálticos modificados por EVA
apresentam excelente resistência ao envelhecimento, mantendo boa resistência à deformação
permanente, mesmo após o envelhecimento no ensaio RTFOT. A elasticidade apresentada por
algumas formulações com EVA, expressa em termos de ângulo de fase é, em alguns casos,
superior a dos ligantes modificados por SBS. Nos estudos de LEITE (1999), foi constatada a
diminuição do ângulo de fase em amostras com EVA antes e depois do envelhecimento
revelando, conseqüentemente, ganho de elasticidade ao invés de perda como observado nos
ligantes modificados por SBS.
Os dois ligantes modificados por borracha de pneus, tiveram um aumento significativo na
recuperação elástica após o ensaio RTFOT. Sendo 108 % no ligante modificado por 15% de
BMP e de 45 % no ligante modificado por 20% de BMP. Este fato pode ser devido a severidade
do ensaio RTFOT, que expõe o ligante asfáltico, por meio da formação de uma fina película, a
um aquecimento maior, colaborando para ocorrer uma maior interação entre as moléculas de
borracha e de ligante asfáltico, o que pode proporcionar uma continuação do processo de fusão,
melhorando conseqüentemente a recuperação elástica. Este fenômeno também pode ser
conseqüência do tipo de borracha moída de pneu utilizado na modificação do ligante asfáltico.
92
Muito provavelmente, este fenômeno também deve ocorrer durante a usinagem no campo,
proporcionando um mistura asfáltica mais flexível mesmo após a oxidação que ocorre em todo o
processo de fabricação e aplicação da massa asfáltica.
4.3.5 Resultados dos Ensaios de Viscosidade Dinâmica
As Figuras 4.7, 4.8 e 4.9 apresentam os resultados das análises de viscosidade dinâmica (em cP)
após os ensaios ECA e RTFOT e com ligante asfáltico recuperado de extração de corpos-deprova Marshall moldados em laboratório, nas temperaturas de 135°, 155° e 175° C. Duas destas
temperaturas, 135° e 155° C, foram escolhidas para caracterizar a consistência dos ligantes
asfálticos com base na Especificação do DNER (EM – 396/99). Por outro lado, a obtenção da
viscosidade à temperatura de 175° C permite o lançamento de uma curva e melhora também o
espectro de viscosidades observado.
Da observação destas 3 Figuras, pode-se constatar, de forma gráfica, o espectro de aumento das
viscosidades dos ligantes asfálticos após as formas de envelhecimento realizadas, sendo
importante ressaltar também, a diferença entre as viscosidades dos diferentes tipos de ligantes
asfálticos pesquisados. Como exemplo, cita-se a maior viscosidade dos ligantes modificados por
borracha moída de pneus que é muito superior a de todos os demais ligantes asfálticos, a ponto
de na temperatura de 135° C sua viscosidade ser tão alta que não foi possível medi-la pela
metodologia utilizada. Esta é uma característica própria dos ligantes modificados por BMP e não
significa aumento de rigidez do ligante asfáltico.
O aumento de consistência observado também foi bem padronizado. De maneira geral, houve
aumento da viscosidade dinâmica após ECA e maior ainda após RTFOT. O aumento de
viscosidade do ligante asfáltico recuperado após dosagem Marshall também foi elevado, e muito
variável, sendo ora superior ora inferior aos valores observados nos demais ensaios de avaliação
de envelhecimento empregados na pesquisa. Tal fato enseja a constatação de que o
envelhecimento que ocorre na moldagem dos corpos de prova em laboratório não deve ser
desconsiderado, o que revela que os ensaios de comportamento mecânico e à fadiga realizados
posteriormente, com estes corpos-de-prova, já possuem algum grau de envelhecimento do ligante
asfáltico.
93
4000
3500
VISCOSIDADE DINÂMICA A 135°C, cP
3060
3000
2500
2300
2000
2000
1780
1740
1500
1404
1500
1197
1130
1000
1000
768
383 392 440
500
221
476
561
316 320
560
650
12561240
1000
1230
960
797 816 759
411 414
0
CAP 7 F
CAP 20
Ligante Original
CAP 40
AM SBS 3%
Após ECA
AM SBS 4%
AM SBS 5,5%
Após RTFOT
AM EVA 5%
AM BMP 15%
Envelhecimento Laboratório
Figura 4.7 – Análise de viscosidade à 135º C dos ligantes asfálticos em diferentes situações de laboratório.
AM BMP 20%
94
3950
3820
4000
VISCOSIDADE DINÂMICA A 155°C, cP
3500
3000
2500
2300
2000
1500
1128
1000
830
717
645
500
97
150 153 172
183 220
127 130
158 161
261 219
251
337
409
491 480
667
585
450
548
422
448
285 290
392
470
0
CAP 7 F
CAP 20
CAP 40
Ligante Original
AM SBS 3%
Após ECA
AM SBS 4%
AM SBS 5,5%
Após RTFOT
AM EVA 5%
AM BMP 15%
Envelhecimento Laboratório
Figura 4.8 – Análise de viscosidade à 155º C dos ligantes asfálticos em diferentes situações de laboratório.
AM BMP 20%
95
1792
1800
1700
1600
VISCOSIDADE DINÂMICA A 175°C, cP
1500
1400
1300
1200
1100
975
1000
850
900
800
700
561
600
500
400
300
216 236
200
100
50
71 78 80
57 59
86 98
69 71
116 98
117
162
320
299 282
231
370
301
277
257
195
213
191
218
139 132
0
CAP 7 F
CAP 20
CAP 40
Ligante Original
AM SBS 3%
Após ECA
AM SBS 4%
AM SBS 5,5%
Após RTFOT
AM EVA 5%
AM BMP 15%
Envelhecimento Laboratório
Figura 4.9 – Análise de viscosidade à 175º C dos ligantes asfálticos em diferentes situações de laboratório.
AM BMP 20%
96
Pode-se observar no Quadro 4.9, os diferentes aumentos de viscosidade após RTFOT em relação
ao ligante original nas diferentes temperaturas estudadas, traduzidos em forma de um índice de
relação de viscosidades. Além disso, está exibido na coluna Ordem, uma hierarquização dessa
relação de viscosidades, de forma que quanto maior a ordem maior o aumento de consistência
após o envelhecimento, e portanto, maior seria o envelhecimento do ligante asfáltico.
Quadro 4.9 - Relação de viscosidades entre o ligante asfáltico original e após RTFOT.
ViscosidaLigante
des a 135
°C
Ordem
Viscosidades a 155
°C
Ordem
Viscosidades a 175
°C
Ordem
CAP 7 F
1,77
5
1,58
5
1,56
6
CAP 20
1,51
4
1,44
4
1,51
5
CAP 40
1,87
7
1,65
7
1,68
7
AM SBS 3%
1,26
2
1,14
2
1,19
2
AM SBS 4%
1,40
3
1,17
3
1,38
3
AM SBS 5,5%
1,77
6
1,59
6
1,38
4
AM EVA 5%
1,24
1
1,06
1
1,09
1
AM BMP 15%
3,19
8
2,88
9
2,94
9
AM BMP 20%
-
-
1,66
8
2,11
8
As viscosidades apresentadas nas Figuras 4.7, 4.8 e 4.9 e no Quadro 4.9 foram obtidas por meio
do Viscosímetro Brookfield, com spindle 21, com RPM entre 20 e 100 e torque entre 10 e 95%
(ASTM D - 4402). O aquecimento foi mantido com precisão de 0,1 ° C, por container Thermosel.
As Figuras apresentadas de Viscosidades Dinâmicas comparam essa grandeza entre ligantes
modificados por polímeros ou BMP que podem apresentar comportamento não newtoniano com
ligantes asfálticos tradicionais de comportamento claramente newtoniano (onde a viscosidade
não varia com a taxa de cisalhamento). Normalmente, nesse tipo de estudo deve-se manter o
mesmo spindle e a mesma rotação para poder garantir a mesma taxa de cisalhamento. Nesta
pesquisa, foi mantido o mesmo spindle, mas foi necessário alterar a rotação de modo a manter o
torque entre 5 e 95%, exigido pelo método ASTM D 4402, e em conseqüência, alterou-se um
pouco a taxa de cisalhamento. Esta simplificação adotada, para apresentar a comparação entre as
viscosidades não é perfeita, mas permite, com razoável grau de segurança, que se observe o
97
espectro da magnitude dos valores de viscosidade dos diferentes ligantes asfálticos bem como o
efeito do envelhecimento simulado sobre estes ligantes.
O ensaio realizado através da ASTM D - 4402 não é o mais apropriado para medição de
viscosidade de ligantes modificados por borracha moída de pneus, já que estes devem ser
avaliados pelo método ASTM D – 2196. No entanto, como efeito comparativo de visualização
dessas viscosidades, crê-se ser válida a simplificação realizada.
De acordo com os dados apresentados, pode-se constatar que:
− Independentemente da temperatura e da relação de viscosidades observada, o ligante
AM EVA 5% apresentou o menor aumento de consistência. Em seguida aparecem os
dois ligantes modificados por SBS de teor 3 e 4%;
− Foi elevado o aumento da consistência dos ligantes asfálticos não modificados,
notadamente do CAP 40, em todas as temperaturas observadas. Isto pode evidenciar,
um aumento da resistência ao cisalhamento e da rigidez da mistura e neste caso, pela
falta de modificadores elásticos, a mistura asfáltica pode apresentar um
comportamento frágil (quebradiço); e,
− Os ligantes modificados por borracha de pneus apresentaram as maiores relações de
viscosidades comparativamente ao ligante asfáltico original. Este aumento de
consistência era esperado pelo alto teor de borracha utilizado na fabricação destes
ligantes asfálticos. Para estes ligantes, a interpretação do comportamento é diferente
dos demais, pois a ação da borracha no ligante após envelhecimento, propicia um
aumento significativo de recuperação elástica, tornando a mistura asfáltica mais dúctil
e, portanto, com elevada resistência a deformação permanente e capaz de aceitar
maiores deformações do pavimento.
98
4.3.6 Discussão dos Resultados
O aumento de consistência dos ligantes asfálticos observado nos ensaios realizados, caracterizam,
de forma clara, o seguinte comportamento após o envelhecimento em laboratório:
a) O envelhecimento do ligante asfáltico obtido por meio de recuperação de ligante
extraído de corpos-de-prova Marshall moldados em laboratório, apesar de algumas
distorções mostrou-se, de uma forma geral, muito próximo da severidade alcançada
com o RTFOT e, por conseqüência, ao se submeter os corpos-de-prova a ensaios de
comportamento mecânico da mistura, esta mistura asfáltica já comporta algum efeito
de envelhecimento de curto prazo;
b) Os ligantes asfálticos modificados por polímeros apresentam um melhor
comportamento ao envelhecimento que os ligantes asfálticos tradicionais;
c) De uma forma geral, todos os ligantes asfálticos envelhecidos em laboratório,
apresentaram redução na penetração, aumento do ponto de amolecimento, aumento
da viscosidade e redução na recuperação elástica (CAP 7 F, CAP 20, CAP 40, AM
SBS 3%, AM SBS 4% e AM SBS 5,5%);
d)
Ocorreu aumento na recuperação elástica, após RTFOT e ensaio simulado de
laboratório pós moldagem de corpos-de-prova Marshall, dos ligantes asfálticos AM
EVA 5%, AM BMP 15% e AM BMP 20%. Este aumento pode ser debitado, no caso
do polímero EVA, a não existência de ligações duplas em suas moléculas, que faz
com que os ligantes asfálticos modificados por EVA apresentem excelente resistência
ao envelhecimento. Já com relação ao aumento da recuperação elástica após RTFOT
do ligante asfáltico modificado por borracha moída de pneus, deve-se, provavelmente,
ao fato de que ocorre durante o ensaio RTFOT uma maior interação entre as
moléculas de borracha e do ligante asfáltico, o que proporcionaria uma continuação
do processo de fusão e melhorando assim o comportamento elástico deste ligante;
e) O ligante modificado por EVA apresentou um excelente comportamento frente ao
envelhecimento, traduzido pelo aumento da sua recuperação elástica após RTFOT e
99
também pelo baixo aumento de consistência observado em termos de viscosidade,
comparativamente aos demais ligantes asfálticos;
f) Os dois ligantes asfálticos modificados por BMP também apresentaram um excelente
comportamento frente ao envelhecimento, traduzido pelo aumento de recuperação
elástica após RTFOT e também pela menor redução de penetração de todos os
ligantes asfálticos após RTFOT (caso do ligante AM BMP 15%). O aumento de
consistência observado, em termos de viscosidade, já era esperado, e não deve ser
considerado como sinônimo de aumento da rigidez do ligante asfáltico, pois a ação da
borracha no ligante, após envelhecimento, propicia um aumento na recuperação
elástica, tornando o ligante asfáltico e por conseqüência a mistura asfáltica, mais
dúctil e elástica. Adicionalmente, segundo WYNGAARD (2003), o envelhecimento
do ligante modificado por BMP é restringido pela ação da borracha moída que
absorve os aromáticos e saturados presentes no ligante asfáltico. Além disso, cercados
pela BMP, os asfaltenos e as resinas do ligante asfáltico ficam protegidos contra a
oxidação;
g) Constatou-se, de maneira inequívoca, que a maior severidade no envelhecimento do
ligante asfáltico se dá no ensaio RTFOT, em comparação com o ensaio ECA.
100
4.4 Envelhecimento dos Ligantes Asfálticos no Campo
Acompanhou-se a aplicação em campo de três ligantes asfálticos com propriedades similares aos
pesquisados e apresentados na Tabela 3.7 do capítulo anterior. O objetivo deste item da pesquisa
foi estudar o envelhecimento que ocorre durante a industrialização da mistura asfáltica em escala
real. O estudo foi conduzido com amostras obtidas em duas rodovias e para três ligantes
asfálticos, CAP – 20, CAP – 40 e AM SBS 3%. As misturas asfálticas foram realizadas dentro da
mesma faixa granulométrica da pesquisa de laboratório (faixa III do DER/PR) e o grau de
compactação obtido no campo foi superior a 97%. Os locais donde se extraiu as amostras foram
os seguintes:
− Os ligantes asfálticos CAP – 20 e CAP – 40 foram usinados na usina gravimétrica,
com agregado granítico, da empresa Cartepas Construções e Mineração Ltda
localizada em Carambeí/PR. As misturas asfálticas foram aplicadas, em junho de
2002, na rodovia PR 151, trecho Castro - Ponta Grossa. O segmento com CAP – 20
está localizado entre as estacas 3350 e 3371 (LD e LE) e o segmento com CAP – 40
está localizado entre as estacas 3379 e 3429 (LD); e
− O ligante asfáltico AM SBS 3% foi usinado em uma usina “drum-mixer” contra
fluxo, com agregado basáltico, da Concessionária Viapar – Rodovias Integradas do
Paraná S/A, localizada em Maringá/PR. A mistura asfáltica foi aplicada, em agosto
de 2002, na rodovia BR 376/PR, trecho Maringá – Paranavaí, em um segmento
compreendido entre os km 117 + 286 e 117 + 481 (na terceira faixa – LE).
O envelhecimento dos ligantes asfálticos foi avaliado no campo em três diferentes situações:
− Ligante asfáltico original coletado no tanque de armazenamento, imediatamente
antes da usinagem;
− Ligante asfáltico recuperado, após extração de ligante, de
massa coletada no
caminhão basculante embaixo do misturador da usina (as temperaturas de usinagem
e compactação se situaram dentro do preconizado para cada tipo de ligante); e,
− Ligante asfáltico recuperado, a partir de corpos-de-prova retirados da pista após,
aproximadamente, 5 meses em serviço.
101
O ligante asfáltico avaliado em relação ao envelhecimento nas duas últimas situações acima
descritas foi obtido através de extração de ligante asfáltico (método B, procedimento ASTM D
2172) e posterior recuperação deste pelo método de Abson (procedimento AASHTO T 170-93).
A Figura 4.10 apresenta uma fotografia da usina de asfalto gravimétrica localizada em
Carambeí/PR onde foram usinadas duas das misturas asfálticas analisadas quanto ao
envelhecimento.
Figura 4.10 – Visão da usina gravimétrica utilizada na usinagem das misturas asfálticas.
Com os ligantes asfálticos obtidos nas três situações descritas passou-se a realização dos ensaios
com o resíduo asfáltico obtido. Os resultados serão apresentados em gráficos exprimindo as
situações anteriormente listadas envolvendo os seguintes ensaios: penetração, ponto de
amolecimento, recuperação elástica e viscosidades dinâmicas à 135, 155 e 175º C.
102
4.4.1 Resultados dos Ensaios de Penetração de Campo
Os resultados das análises de penetração dos ligantes asfálticos nas três situações são
PENETRAÇÃO (0,1 mm) .
apresentados na Figura 4.11.
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
53
45
35
25
22
15
14
CAP 20
12
CAP 40
Ligante original coletado no tanque imediatamente antes da usinagem
Após usinagem
18
AM SBS 3%
Após 5 meses de pista
Figura 4.11 – Análise da penetração dos ligantes asfálticos em diferentes situações de campo.
Observou-se, claramente, o aumento de consistência do ligante asfáltico após a usinagem e um
endurecimento ainda maior do ligante asfáltico recuperado após 5 meses, em relação ao ligante
pós-usinagem, que nos parece excessivo e oriundo de alguma alteração ocorrida durante o ensaio.
O Quadro 4.10 apresenta um resumo do valor da porcentagem da penetração original encontrada
após o envelhecimento oriundo da usinagem.
Quadro 4.10 – Porcentagem da penetração original após envelhecimento de campo.
Ligante
% da penetração original
após usinagem
CAP 20
41,5
CAP 40
42,8
AM SBS 3%
55,5
103
Observando-se os resultados do Quadro 4.10, pode-se concluir que, após a usinagem, o ligante
CAP - 20 apresentou o maior endurecimento, traduzido em forma de redução da penetração,
seguido pelo CAP - 40. O ligante modificado por SBS apresentou o menor endurecimento. Tal
fato reforça a tese de que a modificação do ligante auxilia na mitigação do envelhecimento do
ligante asfáltico.
4.4.2 Resultados dos Ensaios de Ponto de Amolecimento de Campo
Os resultados das análises de ponto de amolecimento são apresentados na Figura 4.12.
100
PONTO DE AMOLECIMENTO (°C) .
90
80
60
51
53
66
65
63
70
54
57
51
57
50
40
30
20
10
0
CAP 20
CAP 40
Ligante original coletado no tanque imediatamente antes da usinagem
Após usinagem
AM SBS 3%
Após 5 meses de pista
Figura 4.12 – Análise do ponto de amolecimento dos ligantes asfálticos em diferentes situações
de campo.
Observou-se claramente o aumento de consistência do ligante asfáltico após a usinagem em
relação ao ligante original antes da usinagem e um endurecimento ainda maior do ligante
asfáltico recuperado após 5 meses em relação ao ligante pós-usinagem. Este aumento do ponto
de amolecimento após 5 meses é excessivo, e não se justifica tecnicamente, podendo ser oriundo
de alguma variação ocorrida durante o ensaio ou até mesmo durante a coleta da amostra..
O Quadro 4.11 mostra o aumento do ponto de amolecimento, em º C, dos ligantes asfálticos
recuperados após o envelhecimento devido a usinagem.
104
Quadro 4.11 – Aumento do ponto de amolecimento, em º C, após envelhecimento de campo.
Ligante
Aumento do ponto de amolecimento
em º C, após usinagem
CAP 20
2
CAP 40
3
AM SBS 3%
6
Observa-se no Quadro 4.11 que o aumento do ponto de amolecimento foi maior no ligante
modificado por SBS, seguido pelos ligantes tradicionais.
4.4.3 Resultados dos Ensaios de Recuperação Elástica de Campo
Os resultados das análises de recuperação elástica são apresentados na Figura 4.13.
RECUPERAÇÃO ELÁSTICA (%) .
80
65
70
58
60
58
50
40
30
20
10
6
2
0
4
2
0
0
CAP 20
CAP 40
Ligante original coletado no tanque imediatamente antes da usinagem
AM SBS 3%
Após usinagem
Após 5 meses de pista
Figura 4.13 – Análise da recuperação elástica dos ligantes asfálticos em diferentes situações de
campo.
Pode-se observar na Figura a redução da recuperação elástica após a usinagem e posteriormente
após 5 meses de pista. Os ligantes asfálticos tradicionais, como era de se esperar, praticamente
perdem esta propriedade após a usinagem. O ligante modificado por SBS, por sua vez, apesar de
sofrer pequena perda após usinagem, em torno de 11% de sua recuperação elástica inicial, após 5
meses na pista, não sofreu mais qualquer redução desta característica.
105
4.4.4 Resultados dos Ensaios de Viscosidade Dinâmica de Campo
As Figuras 4.14, 4.15 e 4.16 apresentam os resultados das análises de viscosidade dinâmica (em
VISCOSIDADE DINÂMICA A 135°C, cP .
cP), nas temperaturas de 135º, 155º e 175º C. O método utilizado foi o ASTM D 4402.
1500
1400
1300
1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0
1440
1317
1170
941
793
668
620
371
350
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Ligante original coletado no tanque imediatamente antes da usinagem
Após usinagem
Após 5 meses de pista
Figura 4.14 – Análise da viscosidade à 135º C dos ligantes asfálticos em diferentes situações de
campo.
1000
VISCOSIDADE DINÂMICA A 155°C, cP .
900
800
700
600
480
500
457
403
349
400
255
300
200
292
249
157
143
100
0
CAP 20
CAP 40
Ligante original coletado no tanque imediatamente antes da usinagem
AM SBS 3%
Após usinagem
Após 5 meses de pista
Figura 4.15 – Análise da viscosidade à 155º C dos ligantes asfálticos em diferentes situações de
campo.
106
VISCOSIDADE DINÂMICA A 175°C, cP .
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
62
100
118
207
168
130
118
71
199
161
0
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Ligante original coletado no tanque imediatamente antes da usinagem
Após usinagem
Após 5 meses de pista
Figura 4.16 – Análise da viscosidade à 175º C dos ligantes asfálticos em diferentes situações de
campo.
Novamente, por meio das Figuras 4.14, 4.15 e 4.16, observa-se o aumento de consistência do
ligante asfáltico, desta vez traduzido em termos de aumento de viscosidade dos ligantes
asfálticos analisados, independentemente da temperatura utilizada. O aumento de viscosidade
após 5 meses de pista é elevado e não se justifica tecnicamente, podendo ser resultante de
alguma variação ocorrida durante o ensaio ou devido a outro fator não controlado.
Pode-se observar no Quadro 4.12, o aumento de viscosidade após usinagem da mistura asfáltica
em relação ao ligante asfáltico original nas diferentes temperaturas estudadas, traduzido em
forma de um índice de relação de viscosidades. Além disso, está exibido na coluna Ordem, uma
hierarquização desta relação de viscosidades, de forma que quanto maior a ordem, maior é o
aumento de consistência observado.
Quadro 4.12 - Relação de viscosidades entre o ligante asfáltico original e após usinagem.
Ligante
Viscosidade
à 135º C
Ordem
Viscosidade
à 155º C
Ordem
Viscosidade
à 175º C
Ordem
CAP 20
1,91
2
1,78
2
1,90
3
CAP 40
2,14
3
1,86
3
1,83
2
AM SBS 3%
1,52
1
1,40
1
1,36
1
107
Após usinagem, o ligante modificado por SBS apresentou o menor aumento de consistência,
seguido do CAP - 20 e muito próximo pelo CAP – 40. Houve um elevado aumento de
consistência dos dois ligantes asfálticos tradicionais, notadamente do CAP - 40, em todas as
temperaturas observadas. Tal fato pode vir a comprometer a vida de fadiga do revestimento,
induzindo-o a um trincamento precoce pois, além do aumento da viscosidade observado, não se
pode esquecer que a recuperação elástica destes ligantes asfálticos tradicionais é praticamente
desprezível.
Por outro lado, o ligante modificado por 3% de SBS, além de apresentar um aumento de
viscosidade menor, ainda mantém valores bastante altos de recuperação elástica. Esta
combinação de resultados é altamente desejável dentro das características de um ligante
modificado por polímero.
4.4.5 Discussão dos Resultados
O aumento de consistência observado nos ensaios com o ligante asfáltico recuperado,
caracterizam de forma clara, o seguinte comportamento após o envelhecimento de campo:
a) De uma forma geral, todos os três ligantes asfálticos envelhecidos em campo, em
condições reais de aplicação, apresentaram redução na penetração, aumento do ponto
de amolecimento, aumento da viscosidade e redução da recuperação elástica;
b) O ligante modificado por polímero SBS apresentou, de forma inconteste, um melhor
comportamento em relação ao envelhecimento que os dois ligantes asfálticos
tradicionais. A combinação de baixo aumento de consistência com elevada
recuperação elástica, permite que possa-se prever um revestimento de boa
durabilidade.
108
4.5 Comparação entre o Envelhecimento no Laboratório e no Campo
Após a elaboração dos ensaios e análises descritas nos itens 4.3 e 4.4 busca-se correlacionar os
dados apresentados separadamente.
É importante mencionar que os ligantes asfálticos utilizados no estudo de laboratório e de campo
não são oriundos da mesma amostra. São na realidade ligantes com propriedades similares mas
não exatamente os mesmos, daí a menção nos Quadros, que doravante serão expostos, dos dados
originais de laboratório e de campo. Apesar disso, a similaridade destes ligantes asfálticos,
permite que sejam considerados, por simplificação razoável, como passíveis de identificação
completa.
4.5.1 Análise Laboratório/Campo da Penetração
No Quadro 4.13 é apresentado um resumo dos valores de penetração obtidos em laboratório e no
campo para os ligantes asfálticos CAP - 20, CAP - 40 e AM SBS 3%.
Quadro 4.13 – Análise laboratório/campo da penetração.
Valores de penetração (0,1 mm)
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Original de laboratório
57
35
45
Após TFOT
54
33
35
Após RTFOT
24
10
24
Após ensaio Marshall
26
18
18
Original de campo
53
35
45
Após usinagem
22
15
25
Com base nos dados do Quadro 4.13 pode-se concluir que, em termos de representatividade com
o que ocorre realmente com a penetração do ligante asfáltico após a usinagem, os resultados de
penetração obtidos após o ensaio RTFOT são os que mais se aproximam das penetrações do
ligante asfáltico após a usinagem.
109
4.5.2 Análise Laboratório/Campo do Ponto de Amolecimento
No Quadro 4.14 é apresentado um resumo dos valores de ponto de amolecimento obtidos em
laboratório e no campo para os ligantes asfálticos CAP - 20, CAP - 40 e AM SBS 3%.
Quadro 4.14 – Análise laboratório/campo do ponto de amolecimento.
Valores do ponto de amolecimento (º C)
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Original de laboratório
50
54
53
Após TFOT
50
54
55
Após RTFOT
57
62
55
Após ensaio Marshall
58
60
59
Original de campo
51
54
51
Após usinagem
53
57
57
Os dados do Quadro 4.14 permitem que se conclua que os valores de ponto de amolecimento
encontrados após RTFOT são compatíveis com àqueles obtidos após a usinagem real de campo,
revelando novamente a severidade e o seu potencial de simular a usinagem.
110
4.5.3 Análise Laboratório/Campo da Recuperação Elástica
No Quadro 4.15 é apresentado um resumo dos valores da recuperação elástica obtidos em
laboratório e no campo para os ligantes asfálticos CAP - 20, CAP - 40 e AM SBS 3%.
Quadro 4.15 – Análise laboratório/campo da recuperação elástica.
Valores de recuperação elástica (%)
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Original de laboratório
6
4
61
Após TFOT
6
4
60
Após RTFOT
0
0
28
Após ensaio Marshall
2
2
55
Original de campo
6
4
65
Após usinagem
2
2
58
Com os dados apresentados no Quadro 4.15, constata-se que, no caso dos ligantes asfálticos
tradicionais, a recuperação elástica obtida, tanto no campo como no laboratório são muito
similares, corroborando com a percepção de que a severidade do ensaio RTFOT é muito similar
ao que ocorre no campo.
No entanto, no caso do ligante modificado, a redução de recuperação elástica após RTFOT foi
muito maior do que ocorreu no caso real. Isto pode-se dever a uma dispersão ocorrida no ensaio.
De qualquer forma a severidade muito maior de laboratório, neste caso específico, pode
contribuir de forma conservadora para a análise do ligante asfáltico.
4.5.4 Análise Laboratório/Campo da Viscosidade Dinâmica
Nos Quadros 4.16, 4.17 e 4.18 é apresentado um resumo dos valores da viscosidade dinâmica
nas temperaturas de 135º, 155º e 175º C obtidos em laboratório e no campo para os ligantes
asfálticos CAP - 20, CAP - 40 e AM SBS 3%.
111
Quadro 4.16 – Análise laboratório/campo da viscosidade dinâmica à 135º C.
Valores da viscosidade dinâmica (cP)
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Original de laboratório
316
411
650
Após TFOT
320
414
797
Após RTFOT
476
768
816
Após ensaio Marshall
561
560
759
Original de campo
350
371
620
Após usinagem
668
793
941
Quadro 4.17 – Análise laboratório/campo da viscosidade dinâmica à 155º C.
Valores da viscosidade dinâmica (cP)
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Original de laboratório
127
158
251
Após TFOT
130
161
337
Após RTFOT
183
261
285
Após ensaio Marshall
220
219
290
Original de campo
143
157
249
Após usinagem
255
292
349
Quadro 4.18 – Análise laboratório/campo da viscosidade dinâmica à 175º C.
Valores da viscosidade dinâmica (cP)
CAP 20
CAP 40
AM SBS 3%
Original de laboratório
57
69
117
Após TFOT
59
71
162
Após RTFOT
86
116
139
Após ensaio Marshall
98
98
132
Original de campo
62
71
118
Após usinagem
118
130
161
112
Pode-se observar com base nos Quadros 4.16, 4.17 e 4.18 que, os ligantes asfálticos CAP - 40 e
AM SBS 3% apresentaram valores de viscosidade em todo o espectro de temperaturas
pesquisado convergentes, tanto para o ligante asfáltico após usinagem como para o ligante
asfáltico após RTFOT. O CAP 20, por sua vez, apresentou valores pouco próximos entre os
mesmos parâmetros acima. No entanto, em termos de severidade, o ensaio RTFOT é o ensaio de
envelhecimento mais representativo do envelhecimento do ligante asfáltico após a usinagem.
4.5.5 Discussão dos Resultados
As análises realizadas com os resultados de campo e de laboratório possibilitam que se formule
as seguintes conclusões:
a) A caracterização do ligante asfáltico recuperado oriundo de massa asfáltica usinada,
em termos de ensaio de penetração e ponto de amolecimento, apresentou faixas de
valores muito próximas do ligante asfáltico envelhecido através do RTFOT;
b) Quanto à recuperação elástica, houve grande similaridade nos valores encontrados
para os dois ligantes asfálticos tradicionais. No caso do AM SBS 3%, o ensaio
RTFOT foi muito mais severo que a realidade de campo; e,
c) No caso das viscosidades dinâmicas, nas três temperaturas ensaiadas, as faixas de
valores obtidos desta grandeza após usinagem sempre foram superiores aos valores
oriundos da simulação no RTFOT. Podendo ser fruto de uma maior variabilidade no
ensaio de Abson quando da recuperação de ligantes asfálticos mais envelhecidos e/ou
consistentes ou mesmo fruto de uma maior variabilidade na própria execução do
ensaio de viscosidade com ligantes mais consistentes.
Das conclusões acima depreende-se que o ensaio RTFOT representa com muito mais efetividade
o envelhecimento real de campo que o ensaio TFOT, o qual é preconizado nas normas brasileiras.
113
CAPÍTULO
5
–
APRESENTAÇÃO
E
DISCUSSÃO
DOS
RESULTADOS SOBRE CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA E À
FADIGA DAS MISTURAS ASFÁLTICAS
Este capítulo apresenta os resultados dos ensaios de caracterização mecânica das misturas
asfálticas através da resistência à tração por compressão diametral e módulo de resiliência e
também dos ensaios de comportamento à fadiga.
O objetivo deste capítulo é interpretar o comportamento em laboratório das oito misturas
asfálticas dosadas com oito ligantes asfálticos diferentes, mantidas as mesmas características
granulométricas dos agregados. Dos nove ligantes asfálticos estudados com relação ao
envelhecimento um foi descartado, no caso o AM SBS 3%, por se tratar de ligante asfáltico
pouco modificado em relação aos demais.
Foram realizados ensaios de determinação da resistência à tração por compressão diametral
(DNER-ME 138/94), determinação do módulo de resiliência (DNER-ME 133/94) e ensaios de
comportamento à fadiga. Os ensaios foram realizados no LAPAV – Laboratório de
Pavimentação da Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Os ensaios foram efetuados a 25º
C e a 40º C, com tensão controlada e realizados de acordo com a Norma AASHTO TP 31 – 94,
que fixa a forma do pulso de carga como senóide e o tempo total de pulso de carga de 0,1 s.
Os corpos-de-prova foram moldados com os teores ótimos de ligante apresentados no Quadro
4.3. Foram utilizados quinze corpos-de-prova: três para determinação de RT a 25º C, três para
determinação de RT a 40º C, seis corpos-de-prova para o ensaio de comportamento à fadiga a
25º C e três corpos-de-prova ficaram de reserva.
O primordial deste ensaio para a pesquisa não é o levantamento em si das curvas de fadiga (o
que exigiria de 18 a 24 corpos-de-prova por mistura asfáltica), mas sim poder se ter uma idéia do
comportamento de cada mistura asfáltica para poder observar qual seria a de melhor
comportamento.
114
5.1 Resistência à Tração por Compressão Diametral
Este item apresentará os resultados da resistência à tração por compressão diametral (RT) das
misturas asfálticas estudadas. A Figura 5.1 apresenta, os valores de resistência à tração por
compressão diametral das oito misturas asfálticas nas duas temperaturas, 25º e 40º C.
2,5
2,026
2
RT (MPa)
1,578
1,5
1,864
1,703
1,441
1,244
1,176
1
0,5
1,683
0,81
0,431
0,815
0,822
0,857
0,714
0,51
0,578
0
CAP 7 F
RT à 25 graus
CAP 20
CAP 40
RT à 40 graus
AM SBS
4%
AM SBS
5,5%
AM EVA
5%
AM BMP
15%
AM BMP
20%
Ligantes Utilizados
Figura 5.1 - Valores de resistência à tração por compressão diametral das 8 misturas asfálticas
estudadas à 25º e 40º C.
Observando-se a Figura 5.1, pode-se constatar que à 25º C a mistura asfáltica que apresenta
maior valor de resistência à tração é a elaborada com o ligante asfáltico AM SBS 4%, seguida
pelos ligantes AM SBS 5,5%, AM EVA 5%, CAP 40, CAP 20, AM BMP 15%, CAP 7 F e AM
BMP 20%. Os valores de RT com ligantes asfálticos modificados por polímeros são mais
elevados que os valores de RT dos ligantes asfálticos tradicionais que, por sua vez, são
superiores aos valores de RT dos ligantes modificados por borracha moída de pneus.
115
Na temperatura de 40º C, os valores de RT apresentaram uma significativa redução, indicando
porém, um melhor comportamento dos ligantes asfálticos modificados neste nível de temperatura.
A mistura asfáltica com maior valor de RT nesta temperatura é aquela dosada com o ligante AM
EVA 5%, seguido daquelas dosadas com AM SBS 5,5%, AM SBS 4%, CAP 40, AM BMP 15%,
AM BMP 20%, CAP 20 e CAP 7 F. Nesta ordem, da mesma forma que à 25º C, também à 40º C
os ligantes asfálticos modificados por polímeros apresentaram maiores valores de RT. No
entanto, os ligantes asfálticos modificados por borracha moída de pneus apresentaram uma
menor porcentagem de redução da resistência em relação aos ligantes asfálticos tradicionais,
ensaiados à 25º C.
Uma forma interessante de se conjugar os dados da Figura 5.1 relativos aos valores de RT nas
duas temperaturas avaliadas é através de uma relação entre o valor de RT à 40º C e à 25º C.
Quanto maior o valor desta relação, independentemente dos valores encontrados, menor a
sensibilidade térmica da mistura asfáltica, ou seja, mais estável será o comportamento da mistura
em serviço diante de uma gama maior de temperaturas. No caso específico da pesquisa, melhor
comportamento terá a mistura quando submetida a maiores temperaturas no pavimento. Uma
menor suscetibilidade térmica da mistura asfáltica é extremamente desejável, tendo em vista o
clima tropical característico da maior parte de nosso País. O Quadro 5.1 apresenta esta relação
entre os valores de resistência à tração das misturas asfálticas estudadas já hierarquizadas, sendo
a mistura asfáltica posicionada no topo do quadro, aquela que se esperaria um melhor
desempenho em campo.
Quadro 5.1 - Relação de resistência à tração avaliados nas temperaturas de 40º e 25º C.
RT médio à 25º C,
RT médio à 40º C,
(MPa)
(MPa)
AM EVA 5%
1,703
0,857
0,503
AM BMP 15%
1,441
0,714
0,495
AM BMP 20%
1,176
0,578
0,491
CAP 40
1,683
0,810
0,481
AM SBS 5,5%
1,864
0,822
0,441
AM SBS 4%
2,026
0,815
0,402
CAP 7 F
1,244
0,431
0,346
CAP 20
1,578
0,510
0,323
Mistura Asfáltica
Relação RT40º/ RT25º
116
Com base nos resultados do Quadro 5.1, a mistura asfáltica menos sensível termicamente é
aquela confeccionada com o ligante AM EVA 5%, seguida por aquelas confeccionadas com os
ligantes modificados por borracha moída de pneus (AM BMP 15% e AM BMP 20%), CAP 40,
AM SBS 5,5%, AM SBS 4%, CAP 7 F e CAP 20. As misturas confeccionadas com os ligantes
asfálticos modificados, como era de se esperar, apresentaram as menores reduções de valores de
RT relativas às duas temperaturas. Ressalte-se o comportamento expressivo das misturas
elaboradas com os ligantes modificados por BMP que apesar de possuírem valores de RT
inferiores aos demais à 25º C, apresentaram à 40º C uma menor perda relativa de rigidez. Fato
que, conseqüentemente, tornou-as junto com as misturas preparadas com o ligante modificado
por EVA, misturas asfálticas mais estáveis diante da variação de temperaturas induzida.
A Figura 5.2 apresenta a variação dos valores de RT com a temperatura.
117
Resistência à tração, RT (MPa)
10
1
0,1
25
Temperatura, T (°C)
40
CAP 7 F
CAP 20
CAP 40
AM SBS 4%
AM SBS 5,5%
AM EVA 5%
AM BMP 15%
AM BMP 20%
Figura 5.2 – Efeito da temperatura na resistência à tração para as oito misturas asfálticas.
118
5.2 Módulo de Resiliência
A Figura 5.3 apresenta, os valores de módulo de resiliência (MR) das oito misturas asfálticas à
duas temperaturas, 25º e 40º C.
10000
8575
7560
8000
MR (MPa)
8643
6877
6407
6000
4740
4000
3890
3577
2543
1650
2000
2430
2113
2567
1900
1520
387
0
CAP 7 F
MR à 25 graus
CAP 20
CAP 40 AM SBS AM SBS AM EVA
4%
5,5%
5%
MR à 40 graus
AM
BMP
15%
AM
BMP
20%
Ligantes Utilizados
Figura 5.3 - Valores de módulo de resiliência das 8 misturas asfálticas estudadas à 25º e 40º C.
Observando-se a Figura 5.3, pode-se constatar que à 25º C a mistura asfáltica que apresenta
maior valor de módulo de resiliência é aquela elaborada com ligante AM SBS 5,5%, seguida
daquela confeccionada com os ligantes AM SBS 4%, AM EVA 5%, CAP 20, CAP 40, AM BMP
20%, CAP 7 F e AM BMP 15%. Os valores de MR das misturas preparadas com ligantes
modificados por polímeros são mais elevados que os valores de MR das misturas preparadas
com os ligantes asfálticos tradicionais que, por sua vez, são superiores aos valores de MR das
misturas confeccionadas com os ligantes modificados por borracha moída de pneus.
119
Os valores de MR à 40º C, apresentaram um comportamento análogo ao ocorrido com os
valores de RT a esta mesma temperatura, ou seja, uma redução dos valores encontrados. A
mistura asfáltica com maior valor de MR nesta temperatura é aquela confeccionada com o
ligante AM BMP 15%, seguida por aquelas confeccionadas com os ligantes AM SBS 4%, AM
SBS 5,5%, AM EVA 5%, AM BMP 20%, CAP 20, CAP 40 e CAP 7 F. Da mesma forma que à
25º C, também à 40º C os ligantes asfálticos modificados apresentaram maiores valores de MR.
Pode-se constatar também, a maior rigidez à 40º C da mistura asfáltica formulada com ligante
modificado por 15 % de borracha moída de pneus e que as misturas asfálticas confeccionadas
com os ligantes modificados por BMP apresentaram as menores reduções de MR.
Uma forma interessante de analisar os dados da Figura 5.3 é através de uma relação entre o
valor de MR à 40º C e à 25º C. Quanto maior o valor desta relação, independentemente dos
valores encontrados, menor será a sensibilidade térmica da mistura asfáltica, ou seja, mais
estável será a rigidez da mistura diante de um aumento de temperatura do revestimento em
serviço. Uma menor sensibilidade térmica da mistura asfáltica, traduzida aqui em termos de uma
medida indireta da sua rigidez, é extremamente desejável, tendo em vista o clima tropical
característico da maior parte de nosso País. O Quadro 5.2 apresenta esta relação entre os valores
de módulo de resiliência das misturas asfálticas estudadas, já hierarquizadas, isto é, as misturas
posicionadas no topo do quadro indicam misturas de rigidez mais estável com a temperatura.
Quadro 5.2 - Relação de módulos de resiliência avaliados nas temperaturas de 40° e 25° C.
MR médio à 25º C,
MR médio à 40º C,
Relação MR40º/
(MPa)
(MPa)
MR25º
AM BMP 15%
3.577
2.567
0,718
AM BMP 20%
4.740
1.900
0,400
AM SBS 4%
8.575
2.543
0,297
AM SBS 5,5%
8.643
2.430
0,281
AM EVA 5%
7.560
2.113
0,279
CAP 20
6.877
1.650
0,240
CAP 40
6.407
1.520
0,237
CAP 7 F
3.890
387
0,099
Mistura Asfáltica
120
Com base nos resultados do Quadro 5.2, as duas misturas menos suscetíveis termicamente são
aquelas confeccionadas com os ligantes modificados por BMP, seguidos pelos três ligantes
modificados por polímeros e pelos dois ligantes tradicionais (CAP 20 e CAP 40) e pelo CAP 7 F.
As misturas preparadas com os ligantes asfálticos modificados, como era de se esperar,
apresentaram as menores redução de valores de MR relativas às duas temperaturas. Ressalte-se
novamente, o comportamento expressivo das misturas confeccionadas com os ligantes
modificados por BMP que apesar de possuírem valores de MR inferiores aos demais à 25º C,
apresentaram à 40º C valores de MR superiores, fato este que, conseqüentemente, tornou estas
misturas as de menor redução de rigidez e portanto, mais estáveis diante da variação de
temperaturas no intervalo estudado.
A mistura fabricada com o ligante asfáltico com 15% de BMP apresentou, de forma significativa,
uma redução de apenas 28,2% na sua rigidez, enquanto que, por exemplo, a mistura com o
ligante CAP - 20 sofreu uma redução de 76% de sua rigidez, avaliada a 25º C.
Interessante citar também que apesar dos ligantes modificados por BMP apresentarem
viscosidade muito superior a do CAP - 20 tradicional, o módulo de resiliência da mistura
asfáltica diminuiu e não aumentou, como era de se esperar, isto se deve, provavelmente, ao
aumento da deformação admitida pela mistura preparada com os ligantes modificados por BMP
em relação aquela confeccionada com o CAP - 20 tradicional, e este aumento de deformação,
proporcionou a redução do módulo de resiliência.
A Figura 5.4 apresenta a variação dos valores de MR com a temperatura. Interessante verificar
que a variação do módulo de resiliência das duas misturas asfálticas confeccionadas com
ligantes asfálticos modificados por BMP é muito menor que a mistura com os demais ligantes,
indicando uma menor suscetibilidade térmica deste tipo de ligante asfáltico.
A pior suscetibilidade térmica das misturas asfálticas confeccionadas com os ligantes asfálticos
tradicionais, observada nesta pesquisa, demonstra o risco de sua aplicação em locais de tráfego
pesado, lento, canalizado e diante de altas temperaturas. A aplicação destas misturas asfálticas,
nestas condições, pode induzir a formação de trilhas de roda que ainda pode ser potencializada
se o segmento for em rampa pronunciada.
121
10000
AM SBS 5,5%
9000
Módulo resiliente, MR (MPa)
AM SBS 4%
8000
AM EVA 5%
7000
CAP 20
6000
CAP 40
AM BMP 20%
5000
CAP 7 F
4000
AM BMP 15%
3000
2000
1000
0
Temperatura, T (°C)
25
40
CAP 7 F
CAP 20
CAP 40
AM SBS 4%
AM SBS 5,5%
AM EVA 5%
AM BMP 15%
AM BMP 20%
Figura 5.4 – Efeito da temperatura no módulo de resiliência para as oito misturas asfálticas.
122
5.3 Análise do Módulo de Resiliência e da Resistência à Tração
A deformabilidade de um revestimento asfáltico, conjugado à sua espessura, irá contribuir na
distribuição de tensões nas camadas subjacentes. A análise dos valores de MR é complexa, pois
dependendo da estrutura do pavimento que o revestimento asfáltico está inserido, valores
maiores ou menores de módulo de resiliência deste revestimento serão tolerados. É fundamental,
portanto, uma compatibilização das rigidezes entre as camadas de uma estrutura de pavimento
para que esta possa ter uma distribuição de tensões e deformações compatível com as
características de deformabilidade dos materiais constituintes destas camadas.
Uma abordagem interessante entre estes dois parâmetros é a relação MR/RT que é apresentada
no Quadro 5.3. Esta relação indica uma tendência da compatibilidade entre a rigidez e a
resistência da mistura asfáltica. Misturas asfálticas muito rígidas, MR elevado, necessitam de
altos valores de RT devido a concentração de esforços em seu interior.
Itens de
análise
MR à 25º
C (MPa)
RT à 25°
C (MPa)
MR/RT
Quadro 5.3 – Relação MR/RT das misturas asfálticas da pesquisa.
AM
AM
AM
AM
CAP 7
SBS
SBS
EVA
BMP
CAP 20 CAP 40
F
4%
5,5%
5%
15%
AM
BMP
20%
3890
6877
6407
8575
8643
7560
3577
4740
1,244
1,578
1,683
2,026
1,864
1,703
1,441
1,176
3127
4358
3807
4232
4637
4439
2482
4031
De acordo com os estudos de CERATTI (1996) e OLIVEIRA (1997) a relação entre o módulo
de resiliência e a resistência à tração de misturas confeccionadas com ligantes asfálticos
convencionais se situa entre 4.500 e 5.000 e para misturas elaboradas com ligantes asfálticos
modificados por SBS esta relação assume valores entre 3.000 e 3.500. Em nossa pesquisa, de
acordo com os resultados apresentados no Quadro 5.3, a relação MR/RT de misturas preparadas
com ligantes asfálticos convencionais se situa na faixa entre 3.500 e 4.500 e as misturas
fabricadas com ligantes asfálticos modificados por SBS e EVA se situaram na faixa entre 4.000
e 5.000. Já as misturas com ligantes modificados por BMP, a relação acima se situa entre
aproximadamente 2.500 e 4.000. Os valores observados estão em desacordo com a literatura
citada e este assunto mereceria uma análise com um banco de dados maior para se ter uma
123
conclusão mais representativa. No entanto, do ponto de vista mecanístico, o que se deseja é uma
mistura tão flexível quanto possível desde que a resistência à tração seja razoável.
Os ensaios laboratoriais realizados, referem-se a uma modelagem fenomenológica de
previsibilidade de comportamento das misturas asfálticas, que tende a se reproduzir no campo.
Os ensaios de
resistência à tração por compressão diametral e de módulo de resiliência
realizados permitiram inferir que os valores da RT são menos afetados pela presença dos
modificadores do que os valores de MR e que a faixa de valores de RT é menos variável que a
faixa de MR. Isto indica a maior influência dos modificadores utilizados (SBS, EVA e BMP) na
variação dos valores de módulo de resiliência das misturas asfálticas do que na variação dos
valores de resistência à tração.
Comparativamente com os valores de MR obtidos com as misturas preparadas com os ligantes
asfálticos tradicionais à 25º C, os resultados obtidos nesta pesquisa indicaram, uma redução de
MR para as misturas asfálticas elaboradas com ligantes modificados por BMP e um aumento do
MR para as misturas asfálticas confeccionadas com ligantes modificados por polímero SBS e
EVA.
A análise conjunta dos valores de MR e RT das oito misturas asfálticas nas duas temperaturas
avaliadas, permite que se observe a importância da modificação do ligante asfáltico para a
obtenção de misturas asfálticas menos suscetíveis ao aumento de temperatura, ou seja, a
modificação dos ligantes, principalmente por BMP, reduz a perda da rigidez das misturas sob
temperaturas elevadas. As misturas confeccionadas com os ligantes modificados por BMP
apresentaram, a menor redução de valores tanto para RT como para MR. Isto é benéfico em
termos de prevenção de formação de trilhas de roda durante a estação quente.
Na medida em que se aprofunda a análise de comportamento mecânico de misturas asfálticas
para as situações que exigem alto desempenho, mais importante começa a ser a compreensão do
comportamento dessas misturas a diferentes temperaturas, pois como pôde ser observado, a
rigidez de uma mistura asfáltica pode não ser linear com o aumento de temperatura, ou seja, o
comportamento mecânico da mistura asfáltica à 25º C pode ser um e ser totalmente diferente à
temperatura de 40º C. Tal constatação deveria ser levada em consideração quando do
dimensionamento da estrutura de um pavimento.
124
5.4 Vida de Fadiga das Misturas Asfálticas
Este estudo procura interpretar o comportamento à fadiga em laboratório das oito misturas
asfálticas dosadas com oito ligantes asfálticos, mantidas as mesmas características
granulométricas dos agregados.
Foram moldados 6 corpos-de-prova de cada mistura asfáltica com os teores ótimos de ligante
apresentados no Quadro 4.3. Os ensaios foram realizados no LAPAV – Laboratório de
Pavimentação da Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Os ensaios foram efetuados a
temperatura de 25º C, com tensão controlada e realizados de acordo com a Norma AASHTO TP
31 – 94, que fixa a forma do pulso de carga como senóide e o tempo total de pulso de carga de
0,1 s.
5.4.1 Vida de Fadiga das Misturas em Função da Diferença de Tensões Aplicadas
Neste modelo de representação, a vida de fadiga da mistura asfáltica em laboratório (Nf) é
expressa como uma função da diferença de tensões (∆σ) na parte central do corpo-de-prova e
reproduz o estado biaxial de esforços aos quais a amostra é submetida durante o ensaio. No item
2.2.2 do Capítulo 2 foram apresentadas as variáveis que regem este modelo de comportamento.
A Figura 5.5, apresenta as curvas de fadiga obtidas e o Quadro 5.4 apresenta os modelos obtidos,
através de análise de regressão, para as 8 misturas asfálticas analisadas.
125
1,0E+06
Vida de Fadiga (Nf)
1,0E+05
CAP 20
AM BMP 15%
AM BMP 20%
CAP 7 F
AM SBS 4%
CAP 40
AM EVA 5%
AM SBS 5,5%
1,0E+04
1,0E+03
1,0E+02
0
1
10
Diferença de tensões (MPa)
Figura 5.5 – Vida de fadiga das misturas asfálticas em função da diferença de tensões.
126
Quadro 5.4 – Valores dos coeficientes k e n do modelo Nx∆σ.
Tipo de ligante
Modelo de fadiga
CAP 7 F
N = 3802 (1/ ∆σ)3,631
3.802
3,631
CAP 20
N = 14370 (1/ ∆σ)3,499
14.370
3,499
CAP 40
N = 31780 (1/ ∆σ)3,866
31.780
3,866
N = 55719 (1/ ∆σ)
4,582
55.719
4,582
AM SBS 5,5%
N = 73664 (1/ ∆σ)
4,427
73.664
4,427
AM EVA 5%
N = 38568 (1/ ∆σ)3,484
38.568
3,484
AM BMP 15%
N = 9049 (1/ ∆σ)2,647
9.049
2,647
AM BMP 20%
N = 9094 (1/ ∆σ)2,956
9.094
2,956
AM SBS 4%
Parâmetro “k” Parâmetro “n”
Para analisar o comportamento à fadiga das misturas asfálticas em laboratório e hierarquizar as de
melhor desempenho, adotou-se 3 níveis de diferença de tensões: nível baixo = 1,0 MPa; nível
intermediário = 1,5 MPa e, nível elevado = 2,0 MPa. O Quadro 5.5 apresenta a vida de fadiga de
cada mistura asfáltica para cada um dos 3 níveis de diferença de tensões aplicado e, também, é
apresentada a hierarquização das misturas em termos de vida de fadiga, onde a ordem 1 representa a
mistura de melhor desempenho em laboratório e assim sucessivamente.
Quadro 5.5 – Variação da vida de fadiga segundo o nível de diferença de tensões aplicado.
Ligante
Vida de Fadiga
∆σ = 1,0 MPa
Ordem
∆σ = 1,5 MPa
Ordem
∆σ = 2,0 MPa
Ordem
AM SBS 5,5%
73.664
1
12.234
1
3.423
2
AM SBS 4%
55.719
2
8.691
3
2.326
3
AM EVA 5%
38.568
3
9.389
2
3.446
1
CAP 40
31.780
4
6.626
4
2.179
4
CAP 20
14.370
5
3.477
5
1.271
6
AM BMP 20%
9.094
6
2.743
7
1.172
7
AM BMP 15%
9.049
7
3.093
6
1.444
5
CAP 7 F
3.802
8
872
8
307
8
127
Os resultados do Quadro 5.5 mostram que em todos os níveis de tensão analisados, o melhor
comportamento à fadiga é o das misturas elaboradas com ligantes modificados por polímeros. No
nível mais baixo de tensão, sobressaem-se as misturas com os dois ligantes modificados por SBS; no
nível intermediário, também apresenta melhor comportamento a mistura asfáltica fabricada com o
ligante modificado por SBS, seguida por aquela fabricada pelo ligante modificado por EVA e no
nível mais elevado de tensões, a mistura asfáltica confeccionada com o ligante modificado por EVA
se sobressai, seguido pelas misturas confeccionadas com os dois ligantes modificados por SBS.
Tomando-se como referência os resultados da mistura confeccionada com o ligante CAP - 20, podese avaliar o comportamento relativo das demais misturas em termos de aumento de vida de fadiga.
O Quadro 5.6 apresenta a relação entre vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de
fadiga da mistura com CAP - 20, para os 3 níveis de tensão estudados.
Quadro 5.6 – Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga da
mistura asfáltica com CAP - 20.
Mistura Asfáltica
Nf da mistura considerada / Nf da mistura com CAP 20
∆σ = 1,0 MPa
∆σ = 1,5 MPa
∆σ = 2,0 MPa
AM SBS 5,5%
5,1
3,5
2,7
AM SBS 4%
3,9
2,5
1,8
AM EVA 5%
2,7
2,7
2,7
CAP 40
2,2
1,9
1,7
AM BMP 20%
0,6
0,8
0,9
AM BMP 15%
0,6
0,9
1,1
CAP 7 F
0,3
0,2
0,2
Pode-se concluir, com base nos dados do Quadro 5.6, que as maiores vidas de fadiga por diferença
de tensões, em comparação com a vida de fadiga da mistura asfáltica com CAP - 20, foram obtidas
com as misturas asfálticas elaboradas com os ligantes modificados pelos polímeros SBS e EVA.
Neste tipo de comparação, mesmo a mistura preparada com o ligante CAP - 40 apresentou um
melhor comportamento que aquela elaborada com CAP - 20, enquanto que as misturas
128
confeccionadas com ligantes modificados por BMP, tiveram um comportamento inferior aquela
elaborada com o ligante CAP - 20, com exceção da mistura elaborada com o ligante AM BMP 15%,
no nível mais elevado de tensões.
Pode-se também analisar o comportamento de cada mistura asfáltica em termos de sensibilidade à
variação da taxa de tensões ou deformações. No caso específico da modelagem por diferença de
tensões, pode-se traduzir esta sensibilidade em termos da razão entre a vida de fadiga a um
determinado nível de tensão em relação a um outro nível. Segundo este parâmetro, quanto mais
elevada a razão entre as vidas de fadiga nos dois níveis de tensões considerados, menor será a
sensibilidade da mistura à variação de tensões, indicando um comportamento mais homogêneo da
mistura asfáltica em relação aos níveis de tensões aplicados. Observando-se os dados do Quadro 5.7,
constata-se que as oito misturas asfálticas apresentam comportamento diferenciado quanto à
sensibilidade em relação a esta variação de tensões.
Quadro 5.7 – Análise de sensibilidade em relação a variação das tensões aplicadas (quanto a vida de
fadiga).
Razão Nf x / Nf y
Ligante
∆σ = 1,0 MPa
Nf 1,5 /
Nf 1,0
∆σ = 1,5 MPa
Nf 2,0 /
Nf 1,5
∆σ = 2,0 MPa
Nf 2,0 /
Nf 1,0
AM SBS 5,5%
73.664
0,166
12.234
0,280
3.423
0,046
AM SBS 4%
55.719
0,156
8.691
0,268
2.326
0,042
AM EVA 5%
38.568
0,243
9.389
0,367
3.446
0,089
CAP 40
31.780
0,208
6.626
0,329
2.179
0,068
CAP 20
14.370
0,242
3.477
0,365
1.271
0,088
AM BMP 20%
9.094
0,302
2.743
0,427
1.172
0,129
AM BMP 15%
9.049
0,342
3.093
0,467
1.444
0,160
CAP 7 F
3.802
0,230
872
0,352
307
0,080
Pode-se ponderar que quanto menor a suscetibilidade à variação de tensões melhor o
comportamento da mistura asfáltica em serviço.
129
Hierarquizando os dados do Quadro 5.7, em termos de sensibilidade à variação de tensões, pode-se
concluir que, independentemente da razão analisada, tem-se a seguinte ordem crescente de
sensibilidade: AM BMP 15%, AM BMP 20%, AM EVA 5%, CAP - 20, CAP - 7 F, CAP - 40, AM
SBS 5,5% e AM SBS 4%. Portanto, as misturas elaboradas com os dois ligantes asfálticos
modificados por BMP apresentaram menor sensibilidade ao aumento das tensões aplicadas e as
misturas elaboradas com os ligantes asfálticos modificados por SBS apresentaram o pior
comportamento em relação a este parâmetro.
A partir dos resultados do Quadro 5.6 pode-se concluir que, para as condições de granulometria e
demais condicionantes específicas das misturas asfálticas estudadas, as misturas elaboradas com
ligantes asfálticos modificados por polímeros, de uma forma geral, no tocante à diferença de
tensões, apresentaram vidas de fadiga superiores à da mistura preparada com o ligante CAP - 20
tradicional. Mesmo a mistura confeccionada com o ligante CAP - 40, apresentou comportamento
superior, normalmente uma vida de fadiga quase duas vezes maior que a da mistura elaborada com o
ligante CAP - 20.
Num ensaio de tensão controlada, para um mesmo nível de tensão aplicado em todas as amostras
(mesmo àquelas moldadas com ligantes asfálticos modificados), terá a vida de fadiga maior a
mistura que apresentar a maior resistência à tração. Já para o ensaio à deformação controlada, caso
se tenha duas estruturas com a mesma resistência à tração, porém sendo uma com maior elasticidade,
esta apresentaria uma maior vida de fadiga para um mesmo valor de deformação inicial.
As duas misturas elaboradas com os dois ligantes asfálticos modificados por BMP apresentarem
vidas de fadiga menores que a mistura confeccionada com o ligante CAP - 20 tradicional, no caso de
baixa e intermediária diferença de tensões. No entanto, quando a diferença de tensão aumentou, a
mistura elaborada com o ligante AM BMP 15% apresentou comportamento superior em relação a
mistura com o ligante CAP - 20. Além disso, as misturas confeccionadas com os dois ligantes
asfálticos modificados por BMP foram as que apresentaram menor sensibilidade a variação de
tensões o que revela um comportamento mais uniforme diante das cargas solicitantes. No entanto,
para um mesmo nível de tensão, no caso em baixas tensões, a mistura elaborada com o ligante CAP
130
- 20 teria uma vida de fadiga aproximadamente 40% maior que a das misturas elaboradas com
ligantes modificados por BMP.
Finalmente, a mistura preparada com o ligante asfáltico CAP 7 F, apresentou o pior comportamento
em relação a vida de fadiga em todos os níveis de tensões analisados, provavelmente por apresentar
uma menor rigidez e também uma menor resistência à tração, o que faz com que o estado de tensão
controlada seja mais crítico em termos de vida de fadiga para esta mistura.
Relacionando-se a vida de fadiga de cada mistura com o módulo de resiliência ou com a resistência
à tração a 25º C, pode-se concluir que neste tipo de ensaio, à tensão controlada, normalmente,
quanto maior o MR ou RT, maior a vida de fadiga da mistura. Como mostram os dados do Quadro
5.8, independentemente de se utilizar um ligante asfáltico modificado ou não na mistura asfáltica.
Quadro 5.8 – Comparação entre o módulo de resiliência e a resistência à tração a 25º C e a relação
entre a vida de fadiga de cada mistura e a vida de fadiga da mistura com o CAP 20.
Módulo de
Resistência à
Resiliência à
tração à 25º C
25º C (MPa)
(MPa)
AM SBS 5,5%
8643
AM SBS 4%
Mistura
Asfáltica
Nf da mistura considerada / Nf da
mistura com CAP 20
∆σ = 1,0
∆σ = 1,5
∆σ = 2,0
MPa
MPa
MPa
1,864
5,1
3,5
2,7
8575
2,026
3,9
2,5
1,8
AM EVA 5%
7560
1,703
2,7
2,7
2,7
CAP 40
6407
1,683
2,2
1,9
1,7
CAP 20
6877
1,578
1,0
1,0
1,0
AM BMP 15%
3577
1,441
0,6
0,9
1,1
AM BMP 20%
4740
1,176
0,6
0,8
0,9
CAP 7 F
3890
1,244
0,3
0,2
0,2
131
O comportamento observado no Quadro 5.8, está de acordo com estudos de MOTTA (1993) que
afirma existir uma correlação muito forte para ligantes asfálticos não modificados entre o aumento
do valor do módulo de resiliência e o aumento da vida de fadiga, e que este comportamento pode ser
devido ao fato de que o ensaio utilizado foi do tipo tensão controlada.
5.4.2 Vida de Fadiga das Misturas em Função da Deformação de Tração Inicial
Neste modelo, a vida de fadiga da mistura asfáltica em laboratório é expressa como uma função da
deformação específica de tração inicial provocada pelo carregamento imposto ao corpo-de-prova.
Esta deformação é determinada no início do ensaio com cada corpo-de-prova no conjunto de ciclos
em que a deformação (horizontal) permanece aproximadamente constante (normalmente entre as
100 e 300 primeiras aplicações de carga).
A Figura 5.6 apresenta as curvas de fadiga das 8 misturas asfálticas estudadas em termos de
deformação específica de tração inicial. O Quadro 5.9 apresenta os modelos obtidos, em termos de
Nx εti.
Quadro 5.9 - Valores dos coeficientes k e n do modelo N x εti.
Tipo de ligante
Modelo de fadiga
CAP 7 F
N = 6 x 10-9 ( 1/εti)2,728
6 x 10-9
2,728
CAP 20
N = 1 x 10-8 ( 1/εti)2,653
1 x 10-8
2,653
CAP 40
-11
-11
3,318
N = 2 x 10
3,318
( 1/εti)
Parâmetro “k” Parâmetro “n”
2 x 10
AM SBS 4%
N = 7 x 10-12 ( 1/εti)3,46
7 x 10-12
3,46
AM SBS 5,5%
N = 4 x 10-11 ( 1/εti)3,269
4 x 10-11
3,269
AM EVA 5%
N = 4 x 10-11 ( 1/εti)3,395
4 x 10-11
3,395
AM BMP 15%
N = 1 x 10-6 ( 1/εti)2,178
1 x 10-6
2,178
AM BMP 20%
N = 2 x 10-8 ( 1/εti)2,738
2 x 10-8
2,738
132
1,0E+06
Vida de Fadiga (Nf)
1,0E+05
AM SBS 4%
AM EVA 5%
1,0E+04
AM BMP 15%
CAP 20
CAP 40
CAP 7 F
1,0E+03
AM BMP 20%
AM SBS 5,5%
1,0E+02
1,E-06
1,E-05
1,E-04
1,E-03
Deformação específica inicial (%)
Figura 5.6 – Vida de fadiga por deformação específica de tração inicial das misturas asfálticas.
133
Para analisar o comportamento de cada mistura asfáltica em laboratório e hierarquizar o
desempenho, definiu-se 3 níveis de deformações: 3,0 x 10-5 cm/cm, 6,5 x 10-5 cm/cm e 1,0 x 10-4
cm/cm, correspondentes a 30, 65 e 100 mdef, ou micro deformações. Para cada nível de
deformação, calculou-se a vida de fadiga de cada mistura.
O Quadro 5.10 apresenta estes valores e hierarquiza a magnitude das vidas de fadiga para cada
grau de deformação específica inicial. Observe-se que a ordem 1, representa o melhor
comportamento e assim sucessivamente.
Quadro 5.10 – Vidas de fadiga em função do grau de deformação previamente definido.
Vida de Fadiga
Ligante
30 mdef
(3,0x 10-5)
Ordem
65 mdef
(6,5x 10-5)
Ordem
100 mdef
(1,0x 10-4)
Ordem
AM EVA 5%
90.811
1
6.577
1
1.524
2
AM BMP 20%
48.330
2
5.819
2
1.789
1
AM SBS 4%
32.198
3
2.213
3
498
4
AM SBS 5,5%
24.423
4
1.950
4
477
6
CAP 7 F
13.106
6
1.590
5
491
5
AM BMP 15%
7.093
8
1.317
7
515
3
CAP 40
20.448
5
1.571
6
376
8
CAP 20
10.065
7
1.293
8
412
7
Procedendo-se de forma análoga à comparação por diferença de tensões, tomando-se como
referência os resultados da mistura elaborada com CAP - 20, pode-se avaliar o comportamento
relativo das demais misturas em termos de aumento de vida de fadiga. O Quadro 5.11 apresenta
a relação entre vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga da mistura
confeccionada com CAP - 20, para os 3 níveis de deformação estudados.
134
Quadro 5.11 – Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga
da mistura asfáltica com CAP - 20.
Mistura Asfáltica
Nf da mistura considerada / Nf da mistura com CAP 20
30 mdef
65 mdef
100 mdef
AM EVA 5%
9,0
5,1
3,7
AM BMP 20%
4,8
4,5
4,3
AM SBS 4%
3,2
1,7
1,21
AM SBS 5,5%
2,4
1,5
1,16
CAP 40
2,0
1,22
0,9
CAP 7 F
1,3
1,23
1,19
AM BMP 15%
0,70
1,0
1,25
A comparação apresentada entre as misturas asfálticas nos faz presumir que, aquelas misturas
que apresentaram uma maior capacidade de deformação, possuem maior vida de fadiga.
Adicionalmente, pode-se analisar o comportamento de cada mistura asfáltica em termos de
sensibilidade à variação da taxa de deformações. No caso específico, de modelagem por
deformação específica de tração inicial, pode-se traduzir esta sensibilidade em termos da razão
entre a vida de fadiga em um determinado nível de deformação em relação a outro. Dos
resultados mostrados no Quadro 5.12, constata-se que as oito misturas apresentam
comportamento diferenciado quanto à sensibilidade em relação à variação das deformações.
Segundo este parâmetro, quanto mais elevada a razão entre as vidas de fadiga entre dois níveis
de deformações no intervalo analisado, inversamente proporcional é a sensibilidade à variação
destas deformações. Portanto, a menor sensibilidade a deformação, indica um comportamento
mais uniforme da mistura asfáltica para os diferentes níveis de deformação a que ela for
submetida.
135
Quadro 5.12 – Análise de sensibilidade em relação a variação das deformações sofridas (quanto
a vida de fadiga).
Razão Nf x / Nf y
Ligante
30 mdef
(3,0x 10-5)
Nf65 /
Nf30
CAP 7 F
13.106
CAP 20
65 mdef
100 mdef
(6,5x 10-5)
Nf100 /
Nf65
(1,0x 10-4)
Nf100 /
Nf30
0,121
1.590
0,31
491
0,037
10.065
0,128
1.293
0,319
412
0,041
CAP 40
20.448
0,077
1.571
0,239
376
0,018
AM SBS 4%
32.198
0,068
2.213
0,225
498
0,015
AM SBS 5,5%
24.423
0,08
1.950
0,245
477
0,019
AM EVA 5%
90.811
0,072
6.577
0,232
1.524
0,017
AM BMP 15%
7.093
0,186
1.317
0,391
515
0,073
AM BMP 20%
48.330
0,12
5.819
0,307
1.789
0,037
Hierarquizando os valores do Quadro 5.12, em termos de sensibilidade à variação de
deformações, tem-se a seguinte ordem crescente de sensibilidade: AM BMP 15%, CAP 20, CAP
7 F, AM BMP 20%, AM SBS 5,5%, CAP 40, AM EVA 5% e AM SBS 4%. Portanto, segundo
este parâmetro, a mistura elaborada com o ligante modificado AM BMP 15% apresentaria um
melhor comportamento frente a um dado espectro de deformações e as misturas confeccionadas
com os ligantes modificados por polímeros SBS e EVA teriam o pior comportamento entre todas
as misturas elaboradas.
A partir dos resultados obtidos e análises procedidas, pode-se afirmar que:
− Os ligantes asfálticos modificados apresentam melhor comportamento frente às
deformações do que qualquer ligante asfáltico tradicional;
− O ligante modificado por BMP 20% apresentou em todos os níveis de deformação
analisados um bom comportamento. No nível mais elevado de deformação do
espectro analisado, começaram a se sobressair os dois ligantes asfálticos modificados
por BMP, evidenciando a sua maior capacidade de deformação e, portanto, em
aumentar a vida de fadiga das misturas projetadas com este ligante asfáltico. Ressalta-
136
se que o ligante asfáltico AM BMP 15% foi o que apresentou a menor sensibilidade à
variação de deformações;
− Na pesquisa, não se verificou uma correlação entre os valores de módulo de
resiliência à 25° C e a vida de fadiga por deformação específica de tração inicial.
5.4.3 Análise das Vidas de Fadiga
Os ensaios laboratoriais realizados referem-se a uma modelagem de previsibilidade de
comportamento das misturas asfálticas que tende a se reproduzir no campo, no que concerne ao
aspecto mecânico. No entanto, carece-se, ainda, de um fator campo-laboratório que permita
extrapolar de forma efetiva a vida de fadiga para a situação real de campo. Até por que os
ensaios de fadiga provavelmente referem-se a um instantâneo do ensaio não envelhecido de
longo prazo.
Pode-se afirmar, entretanto, que os resultados obtidos representam tendências comportamentais
dentro do espectro de ensaios de fadiga realizados em nosso País, cuja modalidade é sob tensão
controlada. Neste sentido, é de se esperar que misturas que apresentaram um melhor
comportamento em laboratório, também venham a apresentar um melhor desempenho no campo.
Ressalte-se que comparações entre misturas com base no ensaio de fadiga a tensão controlada
são limitadas, uma vez que o desempenho dessas misturas em serviço estará associado às tensões
na estrutura do sistema de camadas como um todo. Outra limitação do ensaio de fadiga em
laboratório é que este não considera o envelhecimento do ligante e a progressão do dano na
mistura durante o ensaio, além de ignorar as questões relativas ao campo, como por exemplo, a
variação térmica, aplicação de cargas estocásticas e a ocorrência do fenômeno de recuperação de
trincas em virtude da ausência de cargas em alguns períodos (LOUREIRO ET AL, 2003 (citado
por PINHEIRO, SOARES & LEITE, 2003)).
137
Comparando-se as vidas de fadiga obtidas por diferença de tensões e por deformação específica
de tração inicial pode-se verificar que não houve um relacionamento harmônico entre os
resultados obtidos com os dois modelos de comportamento empregados, para análise dos dados
de laboratório.
Na modelagem por diferença de tensões, as misturas confeccionadas com ligantes asfálticos
modificados por polímeros apresentaram melhor comportamento em termos de vida de fadiga
que todas as demais misturas, até o comportamento da mistura com o ligante CAP - 40 foi
superior àquela fabricada com o ligante CAP - 20. As misturas confeccionadas com os ligantes
asfálticos modificados por BMP, por sua vez apresentaram, junto com a mistura elaborada com o
CAP 7 F, o pior desempenho neste tipo de modelo. Por outro lado, relacionou-se bem a
magnitude do módulo de resiliência a 25º C e a vida de fadiga, pois quanto maior o módulo de
resiliência maior foi a vida de fadiga observada.
Na modelagem por deformação específica de tração inicial, as misturas confeccionadas com
ligantes asfálticos modificados por EVA e por BMP apresentaram um melhor comportamento
em relação às misturas com os demais ligantes asfálticos, principalmente no nível mais elevado
de deformação (100 mdef).
A respeito das considerações anteriores, convém comentar o bom comportamento quanto à vida
de fadiga encontrado em misturas asfálticas elaboradas com ligante modificado por BMP em
ensaios realizados no exterior:
− Segundo SHIH ET AL, 1994 (citados por LEITE ET AL, 2000), as propriedades
mecânicas de misturas asfálticas com BMP aumentam de duas a três vezes a vida de
serviço da mistura quando comparadas com misturas asfálticas preparadas com
ligante tradicional. Adicionalmente na mesma linha, de acordo com SAMSURI A.,
1996 (citado por LEITE ET AL, 2000), as misturas asfálticas a quente fabricadas com
ligante modificado por BMP toleram deflexões mais altas e apresentam maior
resistência à fadiga;
138
− Os estudos de VISSER & VERHAEGHE (2000) concluem que revestimentos com
concreto asfáltico confeccionado com ligante modificado por BMP com a metade da
espessura de um revestimento preparado com ligante asfáltico tradicional, possuem,
ao menos, a mesma resistência à fadiga;
− HARVEY & MONISMITH, 1994 (citados por SHATNAWI, 2000), relatam que os
testes de fadiga por flexão alternada por vigota, à deformação controlada, realizados
pela Universidade da Califórnia para a CALTRANS como parte do projeto piloto
CAL/APT África do Sul indicaram que misturas asfálticas descontínuas (tipo gapgraded) preparadas com ligante modificado por BMP proporcionaram vida de fadiga
muito superior quando comparada àquela obtida com mistura asfáltica elaborada com
ligante asfáltico convencional;
− SHATNAWI & HOLLERAN (2003) e KALOUSH ET AL (2003) afirmam que
misturas asfálticas a quente preparadas com ligante asfáltico modificado por BMP
apresentam melhor performance à fadiga (em testes à deformação controlada) que
misturas confeccionadas com ligantes asfálticos tradicionais; e,
− POTGIETER & COETSEE (2003) comentam que na África do Sul os ensaios de
fadiga são realizados com vigota a flexão alternada à 5° C utilizando carregamento
senoidal com freqüência de 10 Hz. Por deformação controlada, o critério de ruptura
utilizado é a redução da rigidez inicial ao nível de 50%. Os resultados nesse tipo de
ensaio indicam que a performance das misturas confeccionadas com ligante
modificado por BMP apresentam vidas de serviço mais do que cem vezes maiores
quando comparadas com misturas preparadas com ligante asfáltico convencional.
Pelos ensaios realizados nesta pesquisa não se consegue fazer uma distinção significativa entre
comportamento à fadiga de misturas dosadas com ligante asfáltico convencional daquelas
confeccionadas com ligante modificado por BMP, como se tem observado em resultados da
literatura internacional.
139
Ensaios à tensão controlada por compressão diametral podem não ser os mais indicados para
mostrar o bom desempenho de misturas asfálticas fabricadas com ligantes modificados por BMP
e polímeros, para aplicação em revestimentos delgados. Para estes casos, a análise da vida de
fadiga através de ensaios à deformação controlada pode ser necessária para uma avaliação mais
completa deste comportamento.
Em virtude do exposto, pode-se concluir que a análise pura e simples do comportamento à fadiga
em função dos dois modelos empregados, não permite afirmar qual das misturas estudadas
possui o melhor comportamento (combinação entre nível de deformação e nível de tensão). É
provável que esta evidência possa ser visualizada em uma análise mecanística de uma estrutura
de pavimento onde se poderia avaliar, de forma combinada, a rigidez das misturas com seus
respectivos modelos de comportamento à fadiga e o nível de tensão/deformação atuante no
revestimento.
140
CAPÍTULO 6 - ANÁLISE PARAMÉTRICA
Visando hierarquizar o comportamento estrutural das oito misturas asfálticas estudadas, efetuouse uma análise tensão deformação de duas estruturas comuns de pavimentos novos encontrados
no Sul do Brasil.
Foram utilizados dois programas computacionais nesta análise: o programa ELSYM 5, que
considera as camadas de pavimento elásticas e lineares, e o programa FLAPS, que simula a não
linearidade de comportamento dos materiais das camadas.
O programa ELSYM 5 (Elastic Layered System) foi desenvolvido na Califórnia em 1972 e
baseia-se na teoria de Burmister, que considera as camadas do pavimento elásticas e utiliza o
método das diferenças finitas no cálculo de tensões, deformações e deslocamentos em pontos
definidos da estrutura e para determinado carregamento previsto.
O programa FLAPS (Finite Layer Analysis of Pavement Structures – Version 1.0) foi
desenvolvido em 1988 pelo Eng. Régis Martins Rodrigues e simula a não linearidade do
comportamento mecânico dos materiais através do método de camadas finitas.
Em cada
estrutura de pavimento simulada, foram empregadas combinações similares de
materiais e espessuras de camadas, variando-se apenas o módulo de resiliência e o
comportamento à fadiga de cada tipo de revestimento asfáltico adotado.
Os modelos de fadiga das misturas utilizados são aqueles obtidos em laboratório. Não foi
empregado nenhum fator campo-laboratório que possibilitasse ajustar as duas realidades, pois o
objetivo é analisar o comportamento das misturas estudadas em estruturas hipotéticas de
pavimento.
141
6.1 Condição de Carregamento Simulado
As condições de carregamento foram idênticas, tanto na simulação pelo Elsym 5 como pelo
Flaps. A carga adotada foi o eixo simples de roda dupla de 8,2 tf (2,05 tf por pneu). Na
simulação, foi considerada a aplicação de meia seção de carregamento por meio de dois pneus
com carga unitária de 2,05 tf com pressão de contato de 5,7 kgf/cm2 (no caso do Elsym 5 e não
indicada no Flaps), distanciados 32 cm de eixo a eixo.
A análise de tensão deformação foi realizada em 3 pontos: sob o eixo do pneu, no ponto central
entre os pneus e na borda interna do pneu. Em relação à profundidade da análise, foram
avaliadas tensões e deformações somente na fibra inferior do revestimento asfáltico.
6.2 Estruturas de Pavimento Simuladas
O Quadro 6.1 apresenta as duas estruturas simuladas através dos dois programas.
Quadro 6.1 – Caracterização das estruturas adotadas na simulação de dimensionamento.
Camada
CAUQ
Coef. de
Poisson
Estrutura 1
Espessura
MR
Espessura
MR
(cm)
(MPa)
(cm)
(MPa)
0,25
6
0,35
18
Macadame Seco
0,35
20
Sub-Leito
0,45
-
Brita Graduada
Simples
Estrutura 2
Ver Quadro
6.3
Ver Quadro
6.2
Ver Quadro
6.2
Ver Quadro
6.2
12,5
18
20
-
Ver Quadro
6.3
Ver Quadro
6.2
Ver Quadro
6.2
Ver Quadro
6.2
Para a simulação através do programa Flaps (elástico não linear) é necessário que as camadas de
base, sub-base e subleito apresentem modelos de comportamento para que sejam calculadas as
tensões e deformações. Tanto os modelos como os valores de k1, k2, K e n utilizados para as três
142
camadas são valores típicos destes materiais obtidos por meio de ensaios de laboratório. O
Quadro 6.2. apresenta os modelos adotados.
Quadro 6.2 – Modelos de comportamento utilizados na simulação com o programa Flaps.
Camada do pavimento
Modelo de comportamento
Valores
k1 = 4.000
Base de brita graduada
MR = k1 θ
k2 = 0,45
k2
σR = 0,15 kgf/cm2
k1 = 7.000
Sub-base de macadame seco
MR = k1 θ
k2 = 0,5
k2
σR = 0,15 kgf/cm2
K = 2.000
Sub-leito de solo coesivo
MR = K σDM n
n = 0,5
σDM = 0,1
Obs.: σR é a tensão residual de compactação da camada considerada, σDM é a tensão desvio
média da camada considerada e θ é a somatória de σ1 + σ2 + σ3.
O Quadro 6.3 apresenta os valores de módulo de resiliência da camada de revestimento que
foram obtidos nesta pesquisa.
Quadro 6.3 – Valores de módulo de resiliência das misturas asfálticas empregados na simulação.
Mistura asfáltica (CAUQ)
Módulo de Resiliência a 25º C (MPa)
CAP 7 F
3.890
CAP 20
6.877
CAP 40
6.407
AM SBS 4%
8.575
AM SBS 5,5%
8.643
AM EVA 5%
7.560
AM BMP 15%
3.577
AM BMP 20%
4.740
143
6.3 Simulação com o Programa Flaps
6.3.1 Análise das Estruturas em Função da Diferença de Tensões
O Quadro 6.4 apresenta as diferenças de tensões obtidas na fibra inferior do revestimento das
duas estruturas simuladas (através do Programa Flaps) e a vida de fadiga obtida nas duas
estruturas para cada mistura asfáltica estudada na pesquisa.
Os valores obtidos das diferenças de tensões apresentados no Quadro 6.4 ficaram posicionados
ao longo da faixa de tensões contemplada pelas curvas de fadiga em termos de diferença de
tensões aplicadas, isto é, não houve necessidade de extrapolação dos modelos.
Aplicando os valores obtidos de diferença de tensões na fibra inferior do revestimento nos
respectivos modelos de fadiga obtidos em laboratório e apresentados no Quadro 5.4, tem-se os
valores de vida de fadiga respectivos nas duas estruturas e para cada uma das 8 misturas
asfálticas estudadas.
Quadro 6.4 – Valores de diferença de tensões e vida de fadiga obtidos na simulação com o
programa Flaps, para cada mistura asfáltica estudada.
Mistura Asfáltica
Estrutura 1
Estrutura 2
∆σ (MPa)
Vida de Fadiga
∆σ (MPa)
Vida de Fadiga
CAP 7 F
0,92
5.146
0,81
8.172
CAP 20
1,45
3.916
1,07
11.341
CAP 40
1,38
9.149
1,04
27.309
AM SBS 4%
1,70
4.899
1,18
26.100
AM SBS 5,5%
1,71
6.851
1,19
34.104
AM EVA 5%
1,55
8.377
1,12
25.987
AM BMP 15%
0,86
13.489
0,77
18.074
AM BMP 20%
1,09
7.049
0,89
12.834
Tomando-se como base o número de ciclos de vida de fadiga da mistura confeccionada com
CAP - 20, pode-se avaliar o desempenho relativo das demais misturas em termos de vida de
fadiga das duas estruturas. O Quadro 6.5 apresenta a relação entre a vida de fadiga das misturas
144
asfálticas estudadas e a vida de fadiga da mistura confeccionada com o ligante CAP - 20, para as
duas estruturas analisadas.
Quadro 6.5 – Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga
da mistura asfáltica confeccionada com CAP - 20, por diferença de tensões, para as duas
estruturas (Flaps).
Nf da mistura considerada / Nf da mistura com CAP 20
Mistura Asfáltica
Estrutura 1
Estrutura 2
AM BMP 15%
3,44
1,59
CAP 40
2,33
2,41
AM EVA 5%
2,14
2,29
AM BMP 20%
1,80
1,13
AM SBS 5,5%
1,75
3,00
CAP 7 F
1,31
0,72
AM SBS 4%
1,25
2,30
Analisando-se os dados do Quadro 6.5, pode-se tecer os seguintes comentários:
− Na Estrutura 1, constituída por uma camada delgada de revestimento, a mistura
confeccionada com o ligante AM BMP 15% foi a que apresentou uma maior vida de
fadiga para a estrutura, seguido pelas misturas dosadas com os ligantes asfálticos
CAP - 40 e AM EVA 5%, e assim sucessivamente;
− Na
Estrutura
1,
todas
as
misturas
confeccionadas
apresentaram
melhor
comportamento que a mistura preparada com o ligante CAP - 20 tradicional;
− Na Estrutura 2, de espessura maior de revestimento, a mistura dosada com o ligante
asfáltico AM SBS 5,5% foi a que apresentou uma maior vida de fadiga para a
estrutura, seguido pelas misturas dosadas com os ligantes asfálticos CAP - 40 e AM
SBS 4% e assim sucessivamente;
145
− Na Estrutura 2, com exceção da mistura fabricada com o ligante CAP 7 F, todas as
demais misturas apresentaram vidas de fadiga superiores as da mistura preparada
com o ligante CAP - 20 tradicional; e,
− Os resultados obtidos estariam indicando que entre as misturas estudadas em
estruturas com revestimentos delgados se obteria uma melhor performance com
misturas confeccionadas com o ligante AM BMP 15%. Já para estruturas com
revestimentos mais espessos, este objetivo seria melhor alcançado com uma mistura
dosada com ligante asfáltico modificado por 5,5% de polímero SBS.
6.3.2 Análise das Estruturas em Função da Deformação de Tração Inicial
O Quadro 6.6 apresenta as deformações específicas de tração iniciais obtidas na fibra inferior da
camada de revestimento e a vida de fadiga das estruturas para as 8 misturas asfálticas estudadas.
Ressalte-se que os valores obtidos das deformações específicas de tração iniciais apresentados no
Quadro 6.6 nas duas estruturas ficaram posicionados fora da faixa de deformações contemplada
pelas curvas de fadiga, ou seja, foi necessário a extrapolação dos modelos.
Aplicando os valores obtidos de deformação específica de tração inicial nos respectivos modelos
de fadiga obtidos na pesquisa e apresentados no Quadro 5.9 , tem-se os valores de vida de fadiga
nas duas estruturas e para cada uma das 8 misturas.
146
Quadro 6.6 – Valores de deformações específicas de tração iniciais e vida de fadiga obtidos na
simulação com o programa Flaps, para cada mistura asfáltica estudada.
Estrutura 1
Mistura Asfáltica
ε
(mdef)
Estrutura 2
Vida de Fadiga
ε
(mdef)
Vida de Fadiga
CAP 7 F
140
196
150
162
CAP 20
145
153
120
252
CAP 40
146
107
124
183
AM SBS 4%
141
147
108
371
AM SBS 5,5%
141
155
108
371
AM EVA 5%
144
441
115
946
AM BMP 15%
137
260
154
201
AM BMP 20%
144
660
140
713
Tomando-se como base o número de ciclos de vida de fadiga da mistura confeccionada com o
ligante asfáltico CAP - 20, pode-se avaliar o desempenho relativo das demais misturas em
termos de vida de fadiga das duas estruturas. O Quadro 6.7 apresenta a relação entre a vida de
fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga da mistura confeccionada com CAP 20, para as duas estruturas analisadas.
Quadro 6.7 – Relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga
da mistura asfáltica confeccionada com CAP - 20, por deformação específica de tração inicial,
para as duas estruturas (Flaps).
Mistura Asfáltica
Nf da mistura considerada / Nf da mistura com CAP 20
Estrutura 1
Estrutura 2
AM BMP 20%
4,31
2,83
AM EVA 5%
2,88
3,75
AM BMP 15%
1,70
0,80
CAP 7 F
1,28
0,64
AM SBS 5,5%
1,01
1,47
AM SBS 4%
0,96
1,47
CAP 40
0,70
0,73
147
Analisando-se os dados do Quadro 6.7, pode-se tecer os seguintes comentários:
− Na Estrutura 1, de maior deformabilidade, a mistura confeccionada com o ligante
modificado por BMP foi a que apresentou a maior vida de fadiga em relação a
mistura elaborada com o ligante CAP - 20, seguido pela mistura com os ligantes
asfálticos AM EVA 5% e AM BMP 15%. As misturas preparadas com os dois
ligantes modificados por SBS, AM SBS 4% e AM SBS 5,5%, apresentaram
comportamento em laboratório praticamente igual ao da mistura confeccionada com o
ligante CAP - 20 tradicional. A mistura confeccionada com o ligante asfáltico CAP 7
F apresentou comportamento superior ao da mistura preparada com o ligante CAP 20. Somente a mistura preparada com o ligante CAP - 40 apresentou comportamento
notadamente inferior ao da mistura preparada com o ligante CAP - 20; e,
− Na Estrutura 2, de menor deformabilidade, a mistura fabricada com o ligante
modificado por EVA apresentou a maior vida de fadiga em relação a mistura
confeccionada com o ligante CAP - 20, seguido pelas misturas preparadas com os
ligantes AM BMP 20% e pelos dois ligantes modificados por SBS. Todas as demais
misturas
confeccionadas
com
os
demais
ligantes
asfálticos
apresentaram
comportamento inferior àquela confeccionada com o ligante CAP - 20.
6.3.3 Considerações Quanto aos Resultados da Análise Paramétrica com o Programa Flaps
Na análise paramétrica executada através da aplicação do programa mecanístico Flaps, tanto por
diferença de tensões como por deformação específica inicial, pode-se concluir que:
− Na Estrutura 1, mais flexível, com revestimento delgado, a mistura asfáltica
confeccionada com o ligante modificado por borracha moída de pneus apresentou a
maior vida de fadiga em relação as demais misturas, seguido pelas misturas com os
ligantes asfálticos CAP - 40 e AM EVA 5%, na análise por diferença de tensões. As
misturas dosadas com os ligantes modificados por SBS apresentaram comportamento
inferior nas duas modelagens; e,
148
− Na Estrutura 2, com revestimento mais espesso, o comportamento da mistura asfáltica
confeccionada com os ligantes asfálticos modificados de uma forma geral, foi
marcadamente superior, principalmente quando os ligantes eram modificados por
polímero SBS e EVA. Exceção feita a mistura fabricada com o ligante asfáltico CAP
- 40 que, novamente, por diferença de tensões, apresentou excelente comportamento,
embora por deformação específica inicial tenha apresentado o pior comportamento
entre todas as misturas analisadas.
6.4 Simulação com o Programa Elsym 5
Para a simulação com o programa Elsym 5 foram utilizados os módulos de resiliência médios
obtidos através da simulação com o programa Flaps. O Quadro 6.8 apresenta os dados utilizados
nesta simulação.
Quadro 6.8 – Caracterização das estruturas e dos módulos de resiliência adotados na simulação
de dimensionamento.
Camada
CAUQ
Coef. de
Poisson
Estrutura 1
Estrutura 2
Espessura
MR
Espessura
MR
(cm)
(MPa)
(cm)
(MPa)
Ver Quadro
6
0,35
18
506
18
371
Macadame Seco
0,35
20
251
20
234
Sub-Leito
0,45
-
77
-
70
Brita Graduada
Simples
6.3
12,5
Ver Quadro
0,25
6.3
6.4.1 Análise das Estruturas em Função da Diferença de Tensões
O Quadro 6.9 apresenta as diferenças de tensões obtidas na fibra inferior do revestimento, a vida
de fadiga obtida para cada mistura asfáltica pesquisada e a relação entre a vida de fadiga das
misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga da mistura preparada com o ligante CAP – 20,
para as duas estruturas analisadas.
149
Quadro 6.9 – Valores de diferença de tensões e vida de fadiga com os dados obtidos na
simulação com o programa Elsym-5 e a relação entre a vida de fadiga das misturas asfálticas
estudadas e a vida de fadiga da mistura asfáltica confeccionada com o ligante CAP – 20, para as
duas estruturas.
Mistura
Estrutura 1
Estrutura 2
∆σ
Vida de
Nf /
∆σ
Vida de
Nf /
(MPa)
fadiga (Nf)
NCAP 20
(MPa)
fadiga (Nf)
NCAP 20
AM BMP 15%
1,00
9.049
2,73
0,82
15.302
1,53
CAP – 40
1,45
7.556
2,28
1,07
24.466
2,45
AM EVA 5%
1,61
7.339
2,21
1,15
23.700
2,38
AM SBS 5,5%
1,74
6.344
1,91
1,22
30.545
3,06
AM BMP 20%
1,19
5.438
1,64
0,94
10.919
1,09
AM SBS 4%
1,73
4.521
1,36
1,22
22.403
2,25
CAP – 20
1,52
3.320
1
1,11
9.974
1
CAP 7 F
1,05
3.185
0,96
0,85
6.859
0,69
Asfáltica
Analisando-se os dados do Quadro 6.9, pode-se tecer os seguintes comentários:
− Na Estrutura 1, constituída por uma camada delgada de revestimento, a mistura
confeccionada com o ligante asfáltico AM BMP 15% foi a que apresentou uma maior
vida de fadiga, seguida pelas misturas dosadas com os ligantes CAP – 40 e AM EVA
5% e assim sucessivamente;
− Na Estrutura 2, de espessura maior de revestimento, a mistura dosada com o ligante
AM SBS 5,5% foi a que apresentou a maior vida de fadiga, seguida pela misturas
dosadas com com os ligantes CAP – 40 e AM EVA 5% e assim sucessivamente; e,
− Com exceção da mistura dosada com o ligante asfáltico CAP 7 F, todas as demais
misturas asfálticas apresentaram vidas de fadiga de laboratório superiores àquela
confeccionada com o ligante CAP – 20.
150
6.4.2 Análise das Estruturas em Função da Deformação de Tração Inicial
O Quadro 6.10 apresenta as deformações específicas de tração iniciais obtidas na fibra inferior
do revestimento, a vida de fadiga obtida para cada mistura asfáltica pesquisada e a relação entre
a vida de fadiga das misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga da mistura preparada com o
ligante CAP – 20, para as duas estruturas analisadas.
Quadro 6.10 – Valores de deformações específicas de tração iniciais e vida de fadiga com os
dados obtidos na simulação com o programa Elsym-5 e a relação entre a vida de fadiga das
misturas asfálticas estudadas e a vida de fadiga da mistura asfáltica confeccionada com o ligante
CAP – 20, para as duas estruturas.
Estrutura 1
Mistura Asfáltica
ε
(mdef)
Estrutura 2
Vida de
Nf /
ε
fadiga (Nf)
NCAP 20
(mdef)
Vida de
Nf /
fadiga (Nf)
NCAP 20
AM BMP 20%
160
494
3,60
143
673
2,72
AM EVA 5%
147
411
3,00
115
946
3,83
AM BMP 15%
163
178
1,30
161
183
0,74
AM SBS 5,5%
143
148
1,08
108
370
1,49
AM SBS 4%
143
140
1,02
108
371
1,50
CAP - 20
151
137
1
121
247
1
CAP 7 F
163
129
0,94
156
146
0,59
CAP - 40
153
91
0,66
125
178
0,72
Analisando-se os dados do Quadro 6.10, pode-se argumentar o seguinte:
− Na Estrutura 1, de maior deformabilidade, a mistura confeccionada com o ligante
modificado por 20% de BMP apresentou uma maior vida de fadiga em relação àquela
confeccionada com o ligante CAP – 20 (vida de fadiga 3,6 vezes maior), seguido
pelas misturas elaboradas com os ligantes AM EVA 5% e AM BMP 15%. As
misturas elaboradas com os dois ligantes modificados por SBS apresentaram vida de
fadiga praticamente igual a da mistura confeccionada com o ligante CAP – 20. Já as
151
misturas elaboradas com os ligantes CAP – 40 e CAP 7 F apresentaram vidas de
fadiga inferiores a da mistura preparada com o ligante CAP – 20;
− Na Estrutura 2, de menor deformabilidade, a mistura confeccionada com o ligante
modificado por EVA apresentou a maior vida de fadiga em relação a mistura
elaborada com o ligante CAP – 20, seguido pela mistura confeccionada com o ligante
AM BMP 20% e, sucessivamente, pelas misturas elaboradas com os dois ligantes
modificados por SBS. As demais misturas apresentaram vida de fadiga inferior àquela
obtida com a mistura dosada com CAP – 20; e,
− Tanto na Estrutura 1 como na Estrutura 2, o comportamento das misturas
confeccionadas com os ligantes AM BMP 20% e AM EVA 5% foi bem superior ao
das demais misturas. Por outro lado, o comportamento à fadiga relativa da mistura
confeccionada com o ligante CAP – 40 foi muito ruim.
6.4.3 Considerações Quanto aos Resultados da Análise Paramétrica com o Programa
Elsym-5
Na análise paramétrica executada através da aplicação do programa de tensão deformação
Elsym-5, tanto por diferença de tensões como por deformação específica de tração inicial, podese concluir que:
− Na Estrutura 1, mais flexível, o comportamento em laboratório das misturas asfálticas
confeccionadas com ligantes modificados por borracha moída de pneus foi superior as
demais misturas asfálticas. A vida de fadiga com este tipo de ligante é no mínimo
2,73 vezes maior que a vida de fadiga da mistura preparada com o ligante CAP - 20;
− Na Estrutura 2, menos flexível, as misturas preparadas com ligantes modificados por
SBS, EVA e BMP se alternaram como as de melhor comportamento, não havendo
uma tendência única e clara no sentido de se poder indicar qual destas misturas
apresentaria o melhor comportamento;
152
− É muito curioso o comportamento da mistura asfáltica confeccionada com o ligante
CAP – 40. Na modelagem por diferença de tensões, independente do tipo de estrutura,
apresenta excelente comportamento. Já na modelagem por deformação específica
inicial, também independentemente do tipo de estrutura analisada, apresenta um dos
piores comportamentos observados. Provavelmente, na análise por diferença de
tensões, devido ao seu alto valor de módulo resiliente sua vida de fadiga é maior. Por
outro lado, na análise por deformação específica inicial, por ser um ligante mais duro
sem recuperação elástica, sua vida de fadiga é muito baixa; e,
− Há uma diferença significativa entre os resultados obtidos com as misturas
confeccionadas com o ligante modificado por 15% e por 20% de BMP. É necessário
que sejam conduzidos novos ensaios de laboratório para acareação do que ocorreu.
No entanto, esta diferença pode ser devida a grande diferença de teor ótimo de ligante
utilizado em cada mistura (teor de 5,6% para o ligante AM BMP 15% e 7,6% para o
ligante AM BMP 20%) e as conseqüentes mudanças volumétricas advindas deste fato.
6.5 Comparação Entre os Resultados Obtidos pela Simulação com o Elsym 5 e Flaps
Após a análise de vida de fadiga encetada com base nos dois programas de análise tensão
deformação, apresenta-se a seguir uma comparação entre os resultados obtidos por diferença de
tensões e por deformação específica inicial.
6.5.1 Simulação por Diferença de Tensões
Na Estrutura 1, a mistura confeccionada com o ligante AM BMP 15% apresentou a maior vida
de fadiga em relação a vida de fadiga da mistura preparada com o ligante CAP - 20, pelos dois
métodos de simulação. Seguido pelas misturas confeccionadas com o ligante CAP – 40 e AM
EVA 5%, respectivamente.
Para a Estrutura 2, a mistura preparada com o ligante AM SBS 5,5% foi a que apresentou
melhor comportamento (em relação a vida de fadiga da mistura confeccionada com o ligante
CAP - 20), pelos dois métodos de simulação. Através do programa Flaps, a segunda e a terceira
mistura de melhor comportamento foram as misturas preparadas com os ligantes asfálticos CAP
153
- 40 e AM SBS 4%. Já através do programa Elsym-5, a segunda e a terceira mistura de melhor
comportamento foram as misturas preparadas com os ligantes asfálticos CAP – 40 e AM EVA
5%, respectivamente.
6.5.2 Simulação por Deformação Específica de Tração Inicial
Na Estrutura 1, a mistura fabricada com o ligante asfáltico AM BMP 20% foi a que apresentou a
maior vida de fadiga em relação a vida de fadiga da mistura fabricada com o ligante CAP 20,
pelos dois métodos de simulação. Seguido pelas misturas preparadas com os ligantes AM EVA
5% e AM BMP 15%.
Na Estrutura 2, tanto pelo programa Elsym-5 como pelo Flaps, a mistura confeccionada com o
ligante asfáltico AM EVA 5% foi a que apresentou a maior vida de fadiga em relação a vida de
fadiga obtida com a mistura elaborada com o ligante CAP - 20, seguido pelas misturas fabricadas
com os ligantes asfálticos AM BMP 20%, AM SBS 5,5% e AM SBS 4%.
6.6 Considerações Finais sobre os Resultados da Simulações
Com base nos ensaios de laboratório conduzidos nesta dissertação e nos resultados obtidos na
análise paramétrica desenvolvida, pode-se concluir que:
− Considerando-se tanto o nível de tensões quanto o nível de deformação, como os
parâmetros definidores da vida de fadiga de uma estrutura de pavimento, os melhores
resultados (combinando-se os resultados de laboratório com análise paramétrica) são
obtidos quando se empregam misturas asfálticas com ligantes modificados;
− Relativamente à análise por diferença de tensões, conclui-se que o melhor resultado
em relação a vida de fadiga foi: na estrutura 1, com revestimento mais delgado,
obtido pela mistura confeccionada com o ligante modificado por 15% de BMP; já na
estrutura 2, com revestimento mais robusto, a mistura preparada com o ligante
modificado por 5,5% de SBS foi a que se comportou melhor;
154
− Relativamente à análise por deformação específica de tração, conclui-se que o melhor
resultado em relação a vida de fadiga foi: na estrutura 1, com revestimento mais
delgado, obtido pela mistura fabricada com o ligante modificado por 20% de BMP; já
na estrutura 2, com revestimento mais robusto, a mistura confeccionada com o ligante
modificado por 5,0% de EVA foi a que se comportou melhor;
− Ao se analisar conjuntamente os dois modelos, pode-se concluir também que ao se
dimensionar estruturas de revestimento mais delgadas, como no caso da estrutura 1,
as misturas fabricadas com os ligantes modificados por BMP apresentaram melhor
desempenho. Já no caso da estrutura 2, de revestimento mais robusto, o melhor
comportamento coube as misturas fabricadas com ligantes modificadas por polímeros,
tanto SBS como EVA, de alto teor.
155
7. CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES
7.1 Conclusões
Os ensaios de laboratório e as análises conduzidas, para as condições e materiais estudados,
possibilitam que sejam tiradas as seguintes conclusões:
•
A adição de até 2% de cal hidratada em uma mistura asfáltica e para o tipo de agregado
granítico empregado na pesquisa, não altera, de forma significativa, a reologia do ligante
asfáltico em termos de aumento de sua consistência. A partir do teor de 3% ocorre um
aumento de consistência significativo no ligante recuperado.
•
Os ligantes asfálticos modificados por polímeros apresentaram uma maior resistência ao
envelhecimento, tanto no laboratório como no campo, que os ligantes asfálticos tradicionais.
•
A moldagem dos corpos-de-prova Marshall em laboratório provoca um aumento de
consistência significativo no ligante asfáltico podendo ser comparado a um aproximado e
parcial efeito de envelhecimento de curto prazo. Dessa forma, quando se avaliam as
propriedades mecânicas de misturas asfálticas em corpos-de-prova moldados pelo Marshall,
implicitamente se está levando em conta um parcial efeito de envelhecimento do ligante
asfáltico através da usinagem neste comportamento.
•
De todos os ligantes pesquisados, somente os ligantes modificados por EVA e BMP
apresentaram aumento na recuperação elástica após o ensaio RTFOT. Isto evidencia um
ganho elástico após a usinagem mesmo com o aumento de consistência observado. Este é
um forte indício de que estes dois tipos de ligante são mais resistentes ao envelhecimento.
•
Constatou-se, de maneira inequívoca, a maior severidade na simulação do processo de
envelhecimento que ocorre durante a usinagem da massa asfáltica no ensaio RTFOT, em
comparação com o ensaio ECA. O ensaio RTFOT representa com muito mais efetividade o
envelhecimento real de campo do que o ensaio TFOT, que é o ensaio preconizado nas
normas brasileiras.
156
•
Observando-se a similaridade dos valores de resistência à tração das misturas asfálticas em
cada temperatura da pesquisa, conclui-se que este valor parece ser menos afetado pela
presença dos modificadores do que o módulo de resiliência. No entanto, as misturas
elaboradas com ligantes modificados por EVA e por BMP foram as que menos perderam
resistência relativa, mostrando-se menos suscetíveis ao aumento de temperatura simulado.
•
Os valores de módulo de resiliência à 25º C obtidos inferem que as misturas preparadas com
ligantes modificados por polímeros apresentaram valores maiores que as misturas
confeccionadas com os dois ligantes tradicionais (CAP 20 e CAP 40) e, por sua vez, as
misturas elaboradas com o ligante CAP 7 F e com os dois ligantes modificados por borracha
moída de pneus, apresentaram os menores valores de módulo de resiliência. Na temperatura
de 40º C, o valor de módulo de resiliência mais alto encontrado foi da mistura confeccionada
com ligante asfáltico modificado por 15% de BMP, seguido pelas misturas com ligantes
modificados por polímeros e AM BMP 20% e em seguida pelas misturas elaboradas com os
ligantes asfálticos tradicionais.
•
A mistura confeccionada com o ligante modificado por 15% de BMP apresentou a menor
perda de rigidez sob temperatura elevada, evidenciando sua menor sensibilidade térmica.
Esta perda de rigidez foi praticamente a metade da observada nos demais ligantes
modificados por polímeros (traduzida em função da relação de módulos de resiliência à 40º C
e à 25º C).
•
As curvas de vida de fadiga das misturas asfálticas pesquisadas, obtidas tanto por diferença
de tensões como por deformação específica inicial, não foram harmônicas entre si no
espectro analisado. Na modelagem por diferença de tensões realizada, foi encontrada uma
forte correlação no sentido de que quanto maior o módulo de resiliência da mistura à 25º C
maior a vida de fadiga encontrada, sendo que as maiores vidas de fadiga encontradas foram
para as misturas confeccionadas com os ligantes modificados por polímeros SBS e EVA. Já
na modelagem por deformação específica de tração inicial, verificou-se que os ligantes
modificados por EVA e por BMP apresentaram as maiores vidas de fadiga, principalmente
no maior nível de deformação.
157
•
Uma análise pura e simples dos resultados obtidos através dos ensaios de fadiga não é
suficiente para concluir qual mistura asfáltica possui o melhor desempenho. A
deformabilidade da estrutura de pavimento, em cuja superfície a mistura asfáltica será
assentada, interfere decisivamente na vida de fadiga. Daí a importância de se realizar uma
análise tensão deformação da estrutura de pavimento para poder-se escolher a melhor mistura
asfáltica para cada situação. Isto é uma forma racional de dimensionar um pavimento.
•
Após as análises realizadas pode-se concluir que ao se dimensionar estruturas de
revestimento mais delgadas, como no caso da estrutura 1, as misturas confeccionadas com os
ligantes modificados por BMP apresentaram melhor desempenho. No caso da estrutura 2, de
revestimento mais robusto, a melhoria de comportamento coube às misturas preparadas com
ligantes asfálticos modificados por polímeros, tanto SBS como EVA, de alto teor.
•
Os resultados obtidos demonstraram que, em termos de ligante asfáltico, existem aspectos
importantes que devem ser considerados na sua escolha, como por exemplo: resistência ao
envelhecimento, suscetibilidade térmica e sua influência nas propriedades mecânicas e de
fadiga da mistura asfáltica. Tal constatação deve, portanto, ser levada em conta durante o
dimensionamento da estrutura de um pavimento. Para cada especificidade de tipo de obra,
pode-se dosar a camada de revestimento com o ligante asfáltico mais adequado, com
propriedades e características específicas em função do desempenho desejado na vida útil do
revestimento.
•
A despeito da qualidade do ligante asfáltico não pode-se esquecer da qualidade do agregado
(cuja atuação é fundamental na dosagem de uma boa mistura asfáltica), de uma dosagem
correta da mistura, da boa técnica na construção do pavimento e da influência do conjunto
tráfego/clima na vida útil da estrutura do pavimento. A somatória da qualidade em todas as
etapas, desde o projeto da estrutura até a correta construção da rodovia, é o que traduz a
qualidade de um bom pavimento rodoviário.
7.2 Recomendações
Para futuras pesquisas recomenda-se:
158
•
Estudos adicionais para a substituição do ensaio ECA (TFOT) pelo envelhecimento simulado
através do RTFOT nas especificações nacionais, tanto para ligantes asfálticos tradicionais
como para ligantes modificados.
•
Com base nesta pesquisa, sugere-se que os ligantes asfálticos tradicionais, CAP - 20 e CAP –
40, após o ensaio RTFOT, apresentem os seguintes parâmetros (similares a Norma Européia
EN 12591):
- variação de massa, menor que 0,5%;
- penetração retida, mínimo de 50%; e,
- aumento do ponto de amolecimento, máximo de 9º C.
Após a adoção dos valores acima e a consagração da eficiência na qualidade em nível industrial
desta proposta, podem-se realizar estudos para um posterior ajuste e estreitamento da faixa de
valores dessas e de outras particularidades do ligante asfáltico tradicional.
•
Estudos para criar uma nova especificação de ligantes asfálticos modificados por polímeros
para o nosso País em substituição a Especificação de Materiais existente DNER-EM 396/99
que prescreve nas misturas a quente somente a utilização de polímeros tipo SBS. Esta
especificação deveria levar em conta todas as possibilidades de modificadores utilizáveis,
contemplando desta forma outros polímeros, como por exemplo EVA e BMP (utilizados
nesta pesquisa com excelente comportamento), SBR, etc.
•
Estudos relativos ao envelhecimento de corpos-de-prova de misturas asfálticas envelhecidas
de curto, médio e longo prazo para verificar esta influência no comportamento mecânico e á
fadiga dessas misturas, através dos ensaios de resistência à tração, módulo de resiliência e
vida de fadiga. Além disso procurar correlacionar as características deste ligante envelhecido
com o comportamento mecânico da mistura, inclusive aumentando o banco de dados para
correlação e aferição da eficiência do ensaio de Abson.
•
Estudos de vida de fadiga, por deformação controlada, em corpos-de-prova trapezoidais e/ou
vigotas para misturas com ligantes asfálticos tradicionais e modificados, e principalmente
para os ligantes asfálticos modificados por borracha moída de pneus.
159
•
Estudos comparativos entre o Asfalto Borracha conhecido como “continuous blend” e
“terminal blend”, bem como a sua influência nos ensaios de caracterização mecânica e de
fadiga de misturas asfálticas.
•
Estudos mais aprofundados do ligante asfáltico modificado por polímero EVA e de misturas
asfálticas com este tipo de ligante que apresentou excelente comportamento nesta pesquisa.
•
Estudo de vários tipos de óleos aromáticos para facilitar a compatibilidade entre o ligante
asfáltico base e os diversos tipos de polímeros/BMP.
•
Estudos sobre a influência da cal hidratada na mitigação do envelhecimento de ligantes
asfálticos, em misturas asfálticas com diferentes tipos de agregados e de ligantes.
160
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