bethania machado correa - ufsmcoral.ufsm.br/engcivil/images/pdf/2_2017/tcc_bethania machad… ·...

UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA MARIA CENTRO DE TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE TRANSPORTES CURSO DE ENGENHARIA CIVIL

Bethania Machado Correa

EFEITO DELETÉRIO DA ÁGUA NA RIGIDEZ DE MISTURAS ASFÁLTICAS RECICLADAS

Santa Maria, RS 2017



Trabalho de Conclusão de Curso apresentado ao Curso de Engenharia Civil da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM, RS), como requisito parcial para obtenção do título de Engenheira Civil.

Orientador: Prof. Dr. Luciano Pivoto Specht




Trabalho de Conclusão de Curso apresentado ao Curso de Engenharia Civil da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM, RS), como requisito parcial para obtenção do título de Engenheira Civil.

Aprovado em 14 de dezembro de 2017:

____________________________________ Luciano Pivoto Specht, Dr. (UFSM)

(Presidente/Orientador)

___________________________________ Magnos Baroni, Prof. Dr. (UFSM)

___________________________________ Valdir dos Santos Barboza Júnior, Eng. (UFSM)


AGRADECIMENTOS

À toda minha família, em especial aos meus pais, Tamara e Paulo, e meu irmão

Túlio por todo apoio que sempre recebi, companheirismo, compreensão, motivação e

amor incondicional. Obrigada por tudo, sem vocês nada disso teria valor!

Ao meu namorado Thales pelo incentivo, paciência e amor ao longo destes cinco

anos de faculdade.

Aos meus colegas e amigos, em especial aos colegas Desirre, Débora, Marina e

Lucas Eduardo que acompanharam e participaram da minha trajetória acadêmica durante

os cinco anos de faculdade. Minha eterna gratidão pela amizade, companheirismo, ajuda

e apoio que demonstraram dentro e fora do ambiente acadêmico.

Aos integrantes do Grupo de Estudos e Pesquisa em Pavimentação e Segurança

Viária (GEPPASV), em especial aos professores Tatiana Cervo, Luciano Specht e Deividi

Pereira pela oportunidade de participar do grupo, das pesquisas e dos eventos. Aos

doutorandos Fernando e Lucas Bueno, ao mestre Pedro Orlando, aos mestrandos Cleber,

Chaveli, Renan e Valdir, ao laboratorista Eduardo e ao bolsista Gustavo por toda

paciência que tiveram em me ajudar nos ensaios, pelos ensinamentos, apoio, amizade e

companheirismo ao longo da minha participação no grupo e na realização deste trabalho.

Muito obrigada e desejo muito sucesso na vida de vocês!

À mestre Kátia Aline Bohn por ter disponibilizado as amostras aqui estudadas e

por toda ajuda prestada durante a realização da pesquisa.

Ao professor e orientador Luciano Specht por ter proporcionado a oportunidade

de realizar este trabalho, bem como todos ensinamentos e suporte ao longo do meu

período como voluntária e bolsista no GEPPASV.

Por fim, agradeço a todos que contribuíram para que essa conquista fosse

alcançada!

RESUMO


AUTORA: Bethania Machado Correa

ORIENTADOR: Prof. Dr. Luciano Pivoto Specht

Este trabalho buscou avaliar o efeito deletério da água na rigidez das misturas asfálticas recicladas através do ensaio de módulo dinâmico. Além disso, buscou avaliar a utilização do módulo complexo retido para a previsão da suscetibilidade à água das misturas asfálticas. Primeiramente foi realizada uma pesquisa bibliográfica sobre os assuntos pertinentes nesta pesquisa, em seguida foram realizados os ensaios, onde as amostras, com diferentes ligantes e porcentagens de fresado, foram submetidas ao protocolo de danificação por umidade e logo após, ao ensaio de módulo complexo, passando por esse ciclo duas vezes, sendo que cada ciclo foi definido como C1 e C2. O protocolo de danificação por umidade foi realizado baseado no ensaio Lottman Modificado e a análise dos resultados do ensaio de módulo complexo foi realizada utilizando o modelo 2S2P1D, onde os resultados obtidos foram apresentados conforme o protocolo de análise segundo orienta Di Benedetto & Corté (2005), sendo apresentadas, na sequência, as isotermas, em seguida as isócronas, os espaços Cole-Cole, os diagramas Black, os parâmetros utilizados no modelo 2S2P1D, a relação log [(a)T], as curvas mestras de módulo e ângulo de fase, as inferências através das relações E.sen ϕ e E/sen ϕ e, por fim, o módulo retido e ângulo de fase retido. Além disso, todos resultados foram comparados com os valores de referência, obtidos por Bohn (2017). Após a análise dos resultados pode-se concluir que as misturas, em geral, sofreram uma diminuição na rigidez. As misturas que mais demonstraram ser suscetíveis à ação da água foram as misturas com ligante convencional sem nenhuma adição de fresado. Em algumas misturas a ação da água elevou a rigidez. O ciclo de danificação pela água que mostrou afetar mais as misturas foi o primeiro. Ainda, a análise do módulo retido demonstrou ser uma boa alternativa ao ensaio de Resistência Retida à Tração (RRT) na previsão do desempenho das misturas asfálticas frente a ação deletéria da água. Palavras-chave: Fresado. Efeito deletério da água. Módulo Complexo.

ABSTRACT

DELETERIOUS EFFECT OF WATER IN STIFFNESS OF RECYCLED ASPHALT MIXTURES

AUTHOR: Bethania Machado Correa

ADVISOR: Prof. Dr. Luciano Pivoto Specht This paper aimed to evaluate the deleterious effect of water in the stiffness of recycled asphalt mixtures by the dynamic modulus test. Besides, aimed to evaluate the use of complex modulus retained to prevision of susceptibility to water of asphalt mixtures. First was made a bibliographic review about the subjects relevant to this study, next, were made tests, where the samples with different type of binder and percentage of Recycled Asphalt Pavement were submitted to the humidity damage protocol and after, to the complex modulus test, passing through this process twice, each cycle of process was defined as C1 and C2. The humidity damage protocol was made based on the Modified Lottman test and the analysis of results of complex modulus test was made using the 2S2P1D model, where the results was presented according to the analysis protocol suggested by Di Benedetto and Corté (2005), presenting in sequence the isotherms, then the isochrones, the Cole-cole diagrams, the black diagrams, the parameters used in 2S2P1D model, the relation log [(a)T], the master curves of modulus and phase angle, the inferences through relations E.sen ϕ and E/sen ϕ and, in the last, the retained modulus and retained phase angle. Besides, all the results were compared with reference values, obtained by Bohn (2017). After analysis of results, was possible to conclude that mixtures, in general, suffered a reduction in stiffness. The mixtures more susceptible to the action of water were the ones with conventional binder with no addition of recycled asphalt. In some mixtures the action of the water increased the values of stiffness. The analysis of retained modulus proved to be a good alternative to the retained resistance traction test in prevision of performance of asphalt mixtures before deleterious action of water. Keywords: Recycled Asphalt Pavement. Deleterious effect of water. Complex Modulus.

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Classificação das misturas asfálticas em função de temperaturas típicas de

usinagem (números aproximados). .............................................................................. 15

Figura 2 - Resposta de um material viscoelástico sob tensão controlada. ..................... 16

Figura 3 - Limites de deformação de acordo com o comportamento das misturas

asfálticas para temperatura constante. .......................................................................... 17

Figura 4 - Defasagem entre as ondas de tensão e de deformação durante aplicação. .... 19

Figura 5 - Exemplo plano Cole-Cole e Diagrama de Black. ......................................... 22

Figura 6 - Exemplo de curva mestra. ........................................................................... 23

Figura 7 - Percolação da água no interior das misturas asfálticas. ................................ 24

Figura 8 - Ilustração da diferença de falha por coesão e falha por adesão. .................... 24

Figura 9 - Localização da pedreira, Km 30, da BR-290. .............................................. 30

Figura 10 - Curvas granulométricas dos agregados minerais e do fresado utilizados. ... 32

Figura 11 - Cuba onde os corpos de prova foram saturados entre 70% e 80%. ............. 34

Figura 12 - Corpos de prova condicionados à -18ºC. ................................................... 35

Figura 13 - Amostras imersas em água à uma temperatura de 60ºC. ............................ 35

Figura 14 - Amostras referentes às Misturas M1 e M2. ............................................... 36

Figura 15 - Corpos de prova à uma temperatura constante de 25ºC. ............................. 36

Figura 16 - Prensa hidráulica UTM-25. ....................................................................... 37

Figura 17 - Colagem dos pinos para fixação dos LVDTs. ............................................ 37

Figura 18 - Ensaios dos corpos de prova. .................................................................... 38

Figura 19 - Descolamento dos pinos que fixam os LVDTs à temperatura de 54ºC. ...... 39

Figura 20 - Isoterma de |E*| a 21°C para o Ciclo 1 (C1). ............................................. 41

Figura 21 - Isoterma de |E*| a 21°C para o Ciclo 2 (C2). ............................................. 42

Figura 22 - Isoterma de φ a 37°C para o Ciclo 1 (C1). ................................................. 42

Figura 23 - Isoterma de φ a 37°C para o Ciclo 2 (C1). ................................................. 43

Figura 24 - Isócrona de |E*| a 10,0Hz para o Ciclo 1 (C1). .......................................... 43

Figura 25 - Isócrona de |E*| a 10,0Hz para o Ciclo 2 (C2). .......................................... 44

Figura 26 - Isócrona de φ a 10,0Hz para o Ciclo 1 (C1). .............................................. 44

Figura 27 - Isócrona de φ a 10,0Hz para o Ciclo 2 (C2). .............................................. 45

Figura 28 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 25% Fresado CAP 50/70 (M3), com

a média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de

danificação por umidade a modelagens 2S2P1D. ........................................................ 46

Figura 29 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 50% Fresado CAP 50/70(M4), com a

média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de

danificação por umidade e a modelagem 2S2P1D. ...................................................... 46

Figura 30 - Espaço Cole Cole para Mistura Convencional AMP 60/85 (M5), com a

média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de


Figura 31 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna AMP 60/85 (M6), com a média das

amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de danificação

por umidade e a modelagem 2S2P1D. ......................................................................... 47

Figura 32 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7), com



Figura 33 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85 (M8), com



Figura 34 - Ordem das misturas para valores de E2 obtidos por Bohn (2017) e após os

Ciclos 1 e 2. ................................................................................................................ 50

Figura 35 - Espaço Cole-Cole com a modelagem 2S2P1D para os valores de referência

e os valores após C1 para todas as misturas. ................................................................ 50

Figura 36 - Espaço Cole Cole com a modelagem 2S2P1D para os valores de referência e

os valores após o Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade. ........................................ 51

Figura 37 - Espaço Cole Cole com a modelagem 2S2P1D para os valores de referência,

valores após C1 e após C2. .......................................................................................... 51

Figura 38 - Diagrama Black para a Mistura Morna 25% Fresado CAP 50/70 (M3), com

a média dos valores de referência, a média após o C1 e C2 e com as modelagens

2S2P1D. ..................................................................................................................... 52

Figura 39 - Diagrama Black para a Mistura Morna 50% Fresado CAP 50/70 (M4), com


2S2P1D. ..................................................................................................................... 52

Figura 40 - Diagrama Black para a Mistura Convencional AMP 60/85 (M5), com a

média dos valores de referência, a média após o C1 e C2 e com as modelagens 2S2P1D.

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

Figura 41 - Diagrama Black para a Mistura Morna AMP 60/85 (M6), com a média dos

valores de referência, a média após o C1 e C2 e com as modelagens 2S2P1D. ............ 53

Figura 42 - Diagrama Black para a Mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7), com


2S2P1D. ..................................................................................................................... 54

Figura 43 - Diagrama Black para a Mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85 (M8), com


2S2P1D. ..................................................................................................................... 54

Figura 44 - Ordem crescente das misturas para os valores de ângulo de fase obtidos por

Bohn (2017) e após os Ciclos 1 e 2. ............................................................................ 56

Figura 45 - Diagrama Black com a modelagem 2S2P1D obtida por Bohn (2017) e após

os Ciclo C1 de danificação por umidade para todas as misturas. .................................. 56


os Ciclo C2 de danificação por umidade para todas as misturas. .................................. 57


os Ciclos C1 e C2 de danificação por umidade para todas as misturas. ........................ 57

Figura 48 - Comparação das linhas de tendência lineares das curvas log [a(T)] para

todas as misturas após C1 (@ 21°C). ........................................................................... 60

Figura 49 - Comparação das linhas de tendência lineares das curvas log [a(T)] para

todas as misturas após C2 (@21°C). ............................................................................ 60

Figura 50 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura Morna

25% Fresado CAP 50/70 (M3) (@ 21°C). ................................................................... 62


50% Fresado CAP 50/70 (M4) (@ 21°C). ................................................................... 62

Figura 52 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura

Convencional AMP 60/85 (M5) (@ 21°C). ................................................................. 63


AMP 60/85 (M6) (@ 21°C). ....................................................................................... 63


25% Fresado AMP 60/85 (M7) (@ 21°C). .................................................................. 64


50% Fresado AMP 60/85 (M8) (@ 21°C). .................................................................. 64

Figura 56 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico entre os valores de

referência e os valores obtidos após o C1 para todas as misturas (@ 21°C). ................ 65

Figura 57 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico entre os valores de

referência e os valores obtidos após o C2 para todas as misturas (@ 21°C). ................ 65

Figura 58 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para todas as misturas

com os valores de referência e os valores após C1 e C2 (@ 21°C). .............................. 66

Figura 59 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para todas as misturas

nas baixas frequências com os valores de referência e os valores após C1 e C2 (@

21°C). ......................................................................................................................... 67

Figura 60 - Comparação das curvas mestras de ângulo de fase para todas as misturas nas

baixas frequências com os valores de referência e os valores após C1 (@ 21°C). ........ 69


baixas frequências com os valores de referência e os valores após C2 (@ 21°C). ........ 69


baixas frequências com os valores de referência e os valores após C1 e C2 (@ 21°C). 70

Figura 63 - Valores para |E*r|. ..................................................................................... 72

Figura 64 - Valores para φ*r. ...................................................................................... 74

Figura 65 - Inferência à fadiga a 21°C das misturas após os Ciclos 1 e 2. .................... 75

Figura 66 - Inferência à deformação permanente das misturas a 54 ºC após os Ciclos 1 e

2. ................................................................................................................................ 77

Figura 67 - Inferência à deformação permanente das misturas a 37 ºC após os Ciclos 1 e

2. ................................................................................................................................ 77

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Resumo das misturas utilizadas na pesquisa. ............................................... 29 Tabela 2 - Resultados da granulometria dos materiais utilizados. ................................ 31 Tabela 3 - Especificação do CAP 50/70. ..................................................................... 33 Tabela 4 - Especificação do AMP 6085. ...................................................................... 33 Tabela 5 - Tempo mínimo recomendado de estabilização da temperatura das amostras ensaiadas. .................................................................................................................... 38 Tabela 6 - Parâmetros do modelo 2S2P1D e valores de C1WLF e C2WLF de cada mistura obtidos por Bohn (2017). ............................................................................................ 58 Tabela 7 - Parâmetros do modelo 2S2P1D e valores de C1WLF e C2WLF de cada mistura após o Ciclo 1. ............................................................................................................ 58 Tabela 8 - Parâmetros do modelo 2S2P1D e valores de C1WLF e C2WLF de cada mistura após o Ciclo 2. ............................................................................................................ 58

SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ............................................................................................. 11 1.1. CONSIDERAÇÕES INICIAIS ........................................................................ 11

1.2. OBJETIVO GERAL ........................................................................................ 12

1.3. OBJETIVOS ESPECÍFICOS ........................................................................... 12

2 REVISÃO DE LITERATURA ..................................................................... 13 2.1. RECICLAGEM DE PAVIMENTOS ............................................................... 13

2.2. MISTURAS ASFÁLTICAS ............................................................................ 14

2.2.1. Misturas mornas ............................................................................................ 15 2.3. RIGIDEZ......................................................................................................... 15

2.3.1. Módulo complexo........................................................................................... 18 2.4. EFEITO DELETÉRIO DA ÁGUA NAS MISTURAS ASFÁLTICAS .............. 23

2.4.1. Efeito deletério da água na rigidez das misturas .......................................... 25 2.4.2. Ensaio de Lottman Modificado ..................................................................... 26 2.4.3. Módulo Dinâmico para a avaliação da resistência ao dano por umidade ... 27 3 METODOLOGIA .......................................................................................... 29 3.1. PLANEJAMENTO DA PESQUISA ................................................................ 29

3.2. MATERIAIS ................................................................................................... 30

3.2.1. Agregados minerais ....................................................................................... 30 3.2.2. Material fresado ............................................................................................ 31 3.2.3. Ligantes asfálticos e aditivo químico ............................................................ 32 3.3. ENSAIOS LABORATORIAIS ........................................................................ 34

3.3.1. Protocolo de danificação por umidade.......................................................... 34 3.3.2. Módulo Complexo ......................................................................................... 36 4 ANÁLISE DE RESULTADOS ..................................................................... 40 4.1. RESULTADOS OBTIDOS ............................................................................. 40

4.1.1. Isotermas e Isócronas .................................................................................... 40 4.1.2. Plano Cole Cole .............................................................................................. 45 4.1.3. Diagrama Black ............................................................................................. 51 4.1.4. Parâmetros 2S2P1D e log [a(T)] .................................................................... 57 4.1.5. Curvas Mestras .............................................................................................. 60 4.1.6. Módulo Dinâmico Retido das misturas |Er*|e ângulos de fase retido (φr*) . 70 4.1.7. Relações |E*|. sen φ e |E*|/sen φ .................................................................... 74 5 CONSIDERAÇÕES FINAIS ........................................................................ 78 5.1. CONCLUSÃO ................................................................................................ 78

5.2. SUGESTÕES PARA FUTUROS ESTUDOS ................................................... 80

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................... 81

11

1 INTRODUÇÃO

1.1. CONSIDERAÇÕES INICIAIS

De acordo com a pesquisa de 2017 da CNT (Confederação Nacional de

Transportes), a malha rodoviária absorve mais de 60% do total de cargas transportadas

no país. Além do transporte de cargas, as rodovias são as principais vias de locomoção

de pessoas no Brasil, cerca de 95% dos deslocamentos de passageiros se dá por esse modo

de transporte, de acordo com a CNT. No entanto, a falta de investimentos, juntamente

com as condições de trafegabilidade das rodovias estão aquém da necessidade dessa

grande demanda de veículos comerciais e de passeio.

Com o passar do tempo, a rodovia começa a apresentar patologias por diversas

causas, como excesso de carregamento, falta de manutenção, problemas no projeto ou na

execução. Os dois principais defeitos que uma rodovia pode apresentar são: trincamento

por fadiga e deformação permanente. Os trincamentos por fadiga são ocasionados pelas

solicitações repetidas de cargas, já a deformação permanente se manifesta por

afundamentos nas trilhas de roda devido ao alto volume de tráfego, altas cargas e

temperaturas.

Além destes fatores, a umidade exerce influência na durabilidade do revestimento,

visto que pode ocasionar o descolamento do ligante asfáltico do agregado. Para Anitelli

(2013), o descolamento do ligante asfáltico do agregado modifica a coesão da mistura e

acarreta mudanças de propriedades importantes como a resistência à tração, a rigidez e a

flexibilidade.

Ainda, a conservação, ou a reabilitação constante, dos pavimentos geram alto

volume de resíduos, surgindo assim, uma necessidade ambiental de buscar uma solução

sustentável para este problema, como a reutilização desse material em novas camadas de

revestimentos.

Assim, este trabalho busca analisar a influência da água na rigidez das misturas

asfálticas e a influência da porcentagem de material reutilizado na composição das

misturas para este parâmetro.

12

1.2. OBJETIVO GERAL

Este trabalho tem como objetivo avaliar o efeito deletério da água na rigidez das

misturas asfálticas, com diferentes tipos de ligantes e teores de fresado, a partir de ensaios

laboratoriais.

1.3. OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Analisar o comportamento da rigidez das misturas quando expostas à

danificação por umidade baseado no protocolo Lottman;

Avaliar a influência do teor de fresado e do tipo de ligante na rigidez após

os ciclos de danificação por umidade;

Avaliar o comportamento das misturas frente ao dano por umidade através

do ensaio de Módulo Dinâmico.

13

2 REVISÃO DE LITERATURA

Este capítulo irá apresentar uma revisão bibliográfica a respeito dos seguintes

temas: reciclagem de pavimentos, misturas asfálticas, misturas mornas, rigidez e efeito

da água nas misturas asfálticas.

2.1. RECICLAGEM DE PAVIMENTOS

A reciclagem de pavimentos começou a ser explorada devido à necessidade

ambiental de se reutilizar o material proveniente da restauração das rodovias com o

objetivo de reduzir o volume gerado por esses tipos de resíduos. Segundo o Departamento

Nacional de Infraestrutura de Transportes – DNIT (2006), a reciclagem de pavimentos

consiste numa solução para alguns dos problemas encontrados nos centros urbanos e,

ainda, oferece inúmeras vantagens em relação à utilização de materiais virgens

convencionais como: a redução dos custos de britagem e transporte, preservação do meio

ambiente, conservação de agregados, ligantes e energia e, ainda, a restauração das

condições geométricas existentes.

Segundo Vasconcelos e Soares (2003), a reciclagem consiste em fresar a camada

existente de pavimento, já deteriorada, e reaproveitá-la em uma nova mistura asfáltica,

misturando-a com um novo ligante asfáltico e a novos agregados. Para Pradyumna et al.

(2013) a reciclagem consiste em um processo no qual são recuperados os materiais

asfálticos e combinados com materiais novos, com a presença ou não de agente

rejuvenescedor, visando reproduzir novas misturas para aplicação em pavimentos. Ainda

segundo os autores, um projeto executado corretamente com misturas recicladas, pode ter

um desempenho melhor ou semelhante aos de novas misturas asfálticas convencionais.

Bernucci et al. (2010) afirmam que a reciclagem pode ser efetuada de duas formas:

a quente, utilizando CAP, agente rejuvenescedor (AR) e agregados

fresados aquecidos (técnica utilizada no presente trabalho); ou,

a frio, utilizando EAP (Emulsão Asfáltica de Petróleo), agente

rejuvenescedor emulsionado (ARE) e agregados fresados à temperatura ambiente.

Trichês et al. (2010) afirmam que, no Brasil, a técnica da reciclagem dos

pavimentos começou a ganhar destaque apenas no início de 1990, os quais relatam

indícios de reciclagem a quente in situ do revestimento na rodovia Dutra, ganhando

impulso a partir dos programas de concessão de rodovias, os quais já haviam sido

14

iniciados em 1996. Assim, a partir disto, várias concessionárias têm utilizado esta técnica

para recuperar segmentos de malha que necessitam de acréscimos na sua capacidade

estrutural.

O Departamento Nacional de Infraestrutura de Transportes (2006) oferece

técnicas de aplicação de acordo com alguns critérios estabelecidos:

Observação dos defeitos do pavimento;

Determinação das causas prováveis dos defeitos, baseada em estudos de

laboratório e de campo;

Informações de projeto e histórico das intervenções de conservação;

Custos;

Histórico do desempenho do pavimento;

Restrições quanto à geometria da rodovia (horizontal e vertical);

Fatores ambientais;

Tráfego.

2.2. MISTURAS ASFÁLTICAS

Bernucci et al. (2010) definem o pavimento asfáltico como sendo uma estrutura

de múltiplas camadas, sendo a camada de revestimento mais solicitada diretamente pelas

cargas. O revestimento é responsável pela distribuição uniforme das cargas às camadas

inferiores, pela impermeabilização do pavimento e pelas condições de conforto e

segurança às quais devem ser proporcionadas ao usuário da via.

O revestimento é composto, normalmente, por agregados minerais, que formam o

esqueleto pétreo das misturas. A composição pode possuir diferentes tamanhos:

agregados graúdos, miúdos e o material de preenchimento (fíler), e o ligante asfáltico,

que tem como uma de suas funções aglutinar o esqueleto pétreo a fim de que este

mantenha os agregados em sua devida posição.

Os diferentes tipos de misturas asfálticas de usina podem ser classificados de

acordo com a temperatura empregada em sua produção podendo ser divididos,

basicamente, em quatro grupos: misturas a quente, misturas mornas, misturas semimornas

e misturas a frio. (MOTTA, 2011). A Figura 1 apresenta a classificação das misturas

asfálticas em função de temperaturas típicas de usinagem.

15

Figura 1 - Classificação das misturas asfálticas em função de temperaturas típicas de usinagem (números aproximados).

Fonte: D’Angelo et al. (2008) e Olard (2008), adaptado por Motta (2011a).

2.2.1. Misturas mornas

As misturas asfálticas mornas surgiram de uma necessidade ambiental de reduzir

a emissão de gases poluentes, pois apresentam como principais vantagens a diminuição

da temperatura de usinagem e compactação.

Atualmente, com a disseminação do uso de misturas com asfaltos modificados

com polímero ou com borracha, para uma maior durabilidade dos pavimentos, onde as

temperaturas requeridas na usinagem são ainda maiores que aquelas com asfaltos

convencionais (em aproximadamente 10 a 20ºC), o emprego de misturas asfálticas

mornas e semimornas se faz ainda mais pertinente. (MOTTA, 2011).

Segundo Bernucci et al. (2010), as misturas asfálticas mornas são produzidas a

temperaturas intermediárias, em uma faixa que varia de 105º a 145ºC.

2.3. RIGIDEZ

A rigidez, no concreto asfáltico, é definida como um parâmetro do material que

indica a capacidade de resistir às deformações e é dada pela inclinação da curva tensão-

deformação. Segundo Kim (2009), a propriedade é afetada por diversos fatores, como a

taxa de deformação, temperatura, estado de tensão, as partículas dos agregados, o tipo de

ligante, os vazios na mistura, a idade da mistura asfáltica, os finos no mástique, a água

em forma líquida ou vapor e sua localização na mistura, entre outros.

Sabe-se que o concreto asfáltico, quando submetido a pequenas deformações,

apresenta comportamento viscoelástico linear. A linearidade se dá quando se

16

desconsideram os efeitos do tempo. Sendo assim, a relação tensão-deformação dos

materiais é proporcional (BAHIA et al., 1999).

Renaud (1996) afirma que o revestimento asfáltico herda as propriedades

viscoelásticas contidas no ligante, o qual é um material viscoelásticotermosuscetível.

Assim, quando são aplicadas cargas com maiores velocidades, apresenta um

comportamento quase elástico, já, quando as cargas aplicadas apresentam velocidades

reduzidas, apresenta um comportamento predominantemente viscoso.

Um material viscoelástico possui características de materiais elásticos e também

de viscosos e, como tal, exibe comportamento de deformação dependente do tempo,

manifestado por meio da fluência e relaxação. Quando uma tensão constante é aplicada

sobre um material viscoelástico, uma resposta de deformação instantânea é observada.

Em seguida, ocorre um aumento da deformação (creep). Ao remover o carregamento, um

processo inverso ocorre: um certo nível de recuperação instantânea é seguido por uma

recuperação da deformação que se estende por um certo tempo. A deformação viscosa do

material, durante a aplicação do carregamento, resulta em uma deformação irrecuperável

quando o carregamento é removido, conforme pode ser observado na Figura 2.

(WOLDEKIDAN, 2011)

Figura 2 - Resposta de um material viscoelástico sob tensão controlada.

Fonte: Woldekidan (2011).

Ainda, de acordo com Di Benedetto et al. (2013), a caracterização viscoelástica

deve estar incorporada dentro do limite de viscoelasticidade linear para níveis de

deformações inferiores que 100 microdeformações, diminuindo a probabilidade de

induzir dano no material ou não culminando o comportamento não linear, para que não

ocorra a deformabilidade elástica ou dano. A Figura 3 mostra os diferentes tipos de

comportamento das misturas asfálticas de acordo com as deformações e a quantidade de

ciclo de carga.

17

Figura 3 - Limites de deformação de acordo com o comportamento das misturas asfálticas para temperatura constante.

Fonte: Di Benedetto et al. (2013).

Em 1930, Francis Hveem, começou pesquisas sobre o comportamento resiliente

de materiais empregados em pavimentação. A denominação resiliência foi utilizada pelo

autor para distinguir do módulo de Young que é determinado estaticamente. Hveem foi o

primeiro pesquisador a relacionar as deformações recuperáveis com fissuras que se

manifestam nos revestimentos asfálticos. A resiliência é denominada como energia

armazenada em um corpo deformado elasticamente, que é restituído quando param as

tensões causadoras da deformação. (BERNUCCI et al. 2010)

A determinação da rigidez das misturas, na prática, é realizada pelo ensaio de

Módulo de Resiliência (MR), onde o MR é adquirido de modo semelhante ao módulo de

elasticidade, relação tensão (σ) e deformação (ε), porém, é obtido por meio de aplicação

de carga repetida, avaliando, assim, um comportamento elástico linear. Contudo, vale

ressaltar que o MR não representa um parâmetro puramente elástico para misturas

asfálticas, uma vez que, no seu cálculo associado a um dado pulso de carregamento,

desenvolvem-se deformações viscoelásticas, que são parcialmente contabilizadas como

deformações elásticas (BERNUCCI et al., 2010).

No contexto internacional, o ensaio de MR vem sendo substituído pelo ensaio de

Módulo Complexo (E*) para a avaliação da rigidez das misturas asfálticas, pois melhor

representa este comportamento, uma vez que analisa diferentes temperaturas, frequências,

carregamentos de compressão axial senoidal, gerando as curvas mestras dos materiais.

O módulo complexo, durante os últimos anos, está sendo pesquisado como uma

opção ao módulo de resiliência na caracterização de misturas asfálticas por considerar os

efeitos de diferentes temperaturas e frequências de carregamento no comportamento de

18

misturas asfálticas. Portanto, é viável estipular as características elásticas e propriedades

viscoelásticas lineares do material (CHRISTENSEN, 1982).

O ensaio de módulo complexo permite contabilizar os efeitos da temperatura e,

principalmente, o tempo de carregamento nas propriedades dos materiais asfálticos.

Características viscoelásticas lineares podem ser obtidas por meio deste ensaio que

consiste na aplicação de um carregamento de compressão axial senoidal em Corpos de

Prova (CPs) cilíndricos, na medição dos deslocamentos verticais correspondentes.

2.3.1. Módulo complexo

O módulo complexo, em geral, é considerado um ensaio que apresenta resultados

mais próximos das reais propriedades do material. A importância de se considerar a

influência da temperatura e de diferentes frequências de carregamento faz com que este

venha a ser o principal ensaio para a melhor compreensão acerca da rigidez das misturas

asfálticas.

Para a realização do ensaio de módulo complexo podem ser utilizadas duas

normas, a ASTM D 3497/2003 – Standard Test method for Dynamic Modulus of Asphalt

Mixtures e a AASHTO T 342- 11 – Determining Dynamic Modulus of Hot Mix Asphalt

(HMA). A diferença entre ambas está nos valores de temperaturas e frequências de

carregamento, além do tamanho do corpo de prova para ensaio. A norma da AASHTO T

342/2011 estabelece um procedimento de ensaio com frequências que variam de 0,1Hz a

25Hz em temperaturas de -10ºC a 54,4ºC, e as amostras devem apresentar dimensões de

100mm de diâmetro e 150mm de altura. Já a norma da ASTM D 3497/2003 estabelece

apenas três temperaturas de ensaio (5ºC, 25ºC e 40ºC), três frequências de carregamento

(1Hz, 4Hz e 16Hz), e os CP’s devem ter diâmetro mínimo de 100mm e relação

altura/diâmetro de 2 para 1.

A determinação do módulo complexo e dinâmico é uma boa forma de

caracterização da viscoelasticidade do material. Atualmente, esse tipo de módulo de

elasticidade é exigido para a caracterização de alguns materiais para finalidade de projeto

(AASHTO, 2002).

No ensaio de módulo complexo, uma carga compressiva senoidal é aplicada a um

corpo cilíndrico, esteja ele confinado ou não, onde são medidos os deslocamentos

verticais correspondentes. Di Benedetto e Corté (2005) comentam que o domínio desses

19

deslocamentos/deformações deve ser pequeno (menores que 100 ∙ 10��m/m ou 100

microdeformações) para que não ocorra dano ao material.

Conforme Nascimento (2008), a relação tensão-deformação durante o

carregamento senoidal contínuo é definida por um número complexo chamado de Módulo

Complexo (E*) e o seu valor absoluto |E*| é definido como módulo dinâmico. Se os níveis

de deslocamentos medidos ficarem no domínio das pequenas deformações, espera-se um

comportamento viscoelástico linear da mistura asfáltica. De acordo com Medina e Motta

(2015) a parte real deste número complexo representa a componente elástica e a

imaginária representa a componente viscosa.

No módulo complexo para cada temperatura, há uma curva de frequência ou

tempo, por módulo dinâmico ou ângulo de fase. O módulo complexo é dado pela razão

entre a amplitude da tensão aplicada e a amplitude da deformação (Figura 4)

correspondente a cada mistura, e, quanto maior for o módulo dinâmico da mistura, mais

rígida tende a ser.

Outro parâmetro que pode ser analisado é o ângulo de fase (ϕ), o qual está

diretamente ligado as parcelas viscoelásticas solicitadas, e pode ser verificado através da

defasagem entre o pico de tensão e o pico de deformação. Segundo Balbo (2007), supondo

um material puramente viscoso, a tensão e deformação ficariam defasadas e o ângulo de

fase igual a 90º, já um material elástico ideal apresenta a tensão e a deformação

correspondentes em fase, ou seja, com ângulo de fase nulo. Logo, o ângulo de fase é um

indicador das propriedades viscosas do material. Quando esse ângulo for de 0° ou 90º, o

material é puramente elástico ou puramente viscoso, respectivamente. (CAVALCANTI,

2010)

Figura 4 - Defasagem entre as ondas de tensão e de deformação durante aplicação.

Fonte: Nascimento (2008).

20

O módulo complexo pode ser definido, matematicamente, conforme a Equação 1.

|�∗| = ��

�� (1)

Onde:

��= Tensão dinâmica máxima;

��= Deformação axial recuperável.

Nascimento (2008) definiu as porções real e imaginária do módulo complexo

(|E*|), descritas na Equação 2. E1 é definida como módulo elástico real: é a parte real do

módulo e está ligada ao comportamento elástico do material. A mesma avalia a parte

recuperável da energia armazenada. E2 é chamada de módulo de perda: consiste na parte

imaginária do módulo e está ligada ao comportamento viscoso irreversível do material

devido a uma dissipação de energia. Este valor retrata a energia gerada pelo atrito interno

no material.

�∗ = �1 + ��2 (2)

O ângulo de fase pode ser obtido através da seguinte relação expressa na Equação

3:

� =��

��360 (3)

Onde:

ti = fração de tempo entre os picos de tensão e deformação;

tp = tempo de um ciclo de carga.

Conforme Almeida Júnior (2016), o valor do Módulo Complexo varia em função

dos parâmetros de ensaio, da temperatura e velocidade de carregamento, além da

formulação do material betuminoso, natureza e teor do ligante, porcentual granular e de

finos e a forma de compactação.

21

Di Benedetto et al. (2004) desenvolveram uma campanha experimental sobre a

caracterização do comportamento viscoelástico linear de diferentes materiais

betuminosos, onde o principal objetivo era estabelecer as ligações entre as propriedades

viscoelásticas lineares das misturas betuminosas. Assim, o comportamento viscoelástico

linear de ligantes e misturas foi estudado através da realização de testes de módulo

complexo a diferentes temperaturas e frequências, utilizando o estudo de modelagem

desenvolvido pelos próprios autores em 2003, o chamado modelo 2S2P1D (2 Springs, 2

Parabolic, 1 Dashpot). Tal modelo foi desenvolvido para modelagem de propriedades

viscoelásticas lineares tanto de ligantes quanto de misturas asfálticas.

A uma dada temperatura, o modelo possui parâmetros de calibração para

representação correta desse comportamento em termos de módulo, ângulo de fase e

coeficiente de Poisson para temperatura e frequência de carregamento variado. O módulo

e o coeficiente de Poisson complexos são expressos pela Equação 4 e 5, respectivamente,

de acordo com o modelo 2S2P1D:

�∗(�) = ��

��(��)��(��)��(��)�� (4)

�∗(�) = �� + (�� − ��)�∗(�)��

�� (5)

Onde:

= pulsação, =2f (sendo f a frequência);

k,h = expoentes, 0<k<h<1, = constante;

E00 = módulo estático 0;

E0 = módulo em transição vítrea ;

= viscosidade Newtoniana, = (E0 - E00) ;

= tempo característico, o qual varia com a temperatura T,(T) = aT(T) 0 onde 0

= (Tref) é determinado na temperatura de referência;

00 = coeficiente de Poisson estático, 0;

0 = coeficiente de Poisson estático em transição vítrea, .

A modelagem bidimensional utiliza sete parâmetros de calibração, enquanto a

tridimensional utiliza nove ao acrescentar o coeficiente de Poisson. Há também as

22

constantes (C1)WLF e (C2)WLF, responsáveis pela translação, como é demonstrado na

Equação 6.

��(��) = −��

��(��) (6)

Conforme Olard & Di Benedetto (2003)’, as sete constantes presentes na Equação

6 definem completamente o comportamento viscoelástico linear das misturas

betuminosas. O modelo 2S2P1D permite melhorar a aproximação das simulações com as

curvas reais, encontradas através dos dados colhidos durante a realização de testes em

laboratório. Após a inserção dos resultados no 2S2P1D são geradas e ajustadas as curvas

no plano Cole-Cole, diagrama de Black, curva mestra de módulo dinâmico e ângulo de

fase.

O Cole-Cole é a representação dos dados colhidos em escala aritmética de E1

(parte real) juntamente com E2 (perda ou parte imaginária), dando origem a uma curva

na forma de semicírculo. Caracteriza a evolução viscoelástica no domínio linear das

misturas asfálticas, conforme a Figura 5 (A).

O Diagrama de Black (Figura 5 (B)), permite entender as mudanças no

comportamento do material em diferentes temperaturas, relacionando o módulo dinâmico

e o ângulo de fase. É obtido pela plotagem dos valores de ângulo de fase e módulo

dinâmico.

Figura 5 - Exemplo plano Cole-Cole e Diagrama de Black.

(A) (B)

Fonte: Almeida Júnior (2016).

A curva mestra (Figura 6) surge a partir da utilização da propriedade de

equivalência tempo-temperatura, onde se obtém uma curva contínua (frequência-

23

temperatura), que é a união das curvas através de pontos com mesmo valor de módulo do

material, para uma temperatura de referência (Tr), escolhida arbitrariamente, com a

translação paralela dos eixos das frequências de cada isotérmica relacionada com a

isotérmica correspondente e a temperatura de referência, até a superposição de pontos de

mesma ordenada (OTTO, 2009). A curva mestra é importante na caracterização da rigidez

da mistura para dimensionamento de pavimentos.

Figura 6 - Exemplo de curva mestra.

Fonte: Almeida Júnior (2016).

2.4. EFEITO DELETÉRIO DA ÁGUA NAS MISTURAS ASFÁLTICAS

A identificação da sensibilidade à ação deletéria da água em misturas asfálticas é

um passo importante no processo de seleção de materiais e dosagem de misturas

asfálticas. A seleção inadequada de materiais e a falha na correta determinação da

sensibilidade à umidade podem resultar em defeitos prematuros no pavimento, bem como

em custos excessivos com manutenção e reabilitação. (VASCONCELOS et al., 2006)

A principal variável que potencializa o dano causado pela presença de água na

mistura asfáltica é o volume de vazios. A água, ao penetrar no interior dos poros das

misturas asfálticas (Figura 7) altera o equilíbrio das forças existentes podendo atuar de

várias maneiras: agindo sobre a película do ligante asfáltico que recobre a superfície do

agregado, ao ponto da resistência coesiva do revestimento se deteriorar pela presença da

água na interface granular-ligante; ou, através da difusão da película de ligante asfáltico

sob a forma de emulsão inversa, por meio da formação de gotículas de água no interior

24

da película do ligante, diminuindo a coesão do ligante asfáltico e resultando no

enfraquecimento da resistência coesiva do agregado. (TERREL E AI-SWAILMI, 1994)

Figura 7 - Percolação da água no interior das misturas asfálticas.

Fonte: CASTAÑEDA (2004) apud BARRA (2009).

A resposta das misturas asfálticas a diferentes patologias é influenciada pela

interação entre agregado-ligante, esta interação pode ser afetada pelo dano causado pela

umidade presente no revestimento asfáltico. (MORAES et al., 2011)

O dano por umidade é definido como o fenômeno relacionado à perda de força e

de durabilidade nas misturas asfálticas pela ação da água. Ele ocorre de duas formas: (i)

falha na adesão (entre CAP e agregados) e (ii) falha na coesão (dentro do próprio filme

de CAP) (KIGGUNDU E ROBERTS, 1988). A Figura 8 ilustra a diferença entre estas

falhas.

Figura 8 - Ilustração da diferença de falha por coesão e falha por adesão.

Fonte: Adaptado de Kringos (2007).

O fenômeno da adesão de um filme de CAP, sobre a superfície de um agregado

mineral, envolve o desenvolvimento de interações eletrostáticas que dependem

fundamentalmente da natureza química do par CAP/agregados (LIBERATORI e

CONSTANTINO, 2006). A formação dessas interações eletrostáticas na adesão está

relacionada à natureza química das mesmas, pois o CAP é formado por compostos

25

apolares (hidrocarbonetos) enquanto que a superfície dos agregados é de natureza polar

podendo possuir cargas positivas ou negativas. Quanto maior a compatibilidade entre

estes materiais, maior será a resistência do filme de CAP à ação deslocadora da água.

Dependendo da natureza química entre os constituintes, podendo ocorrer deslocamento

do filme de CAP caso não haja uma ligação química efetiva para melhorar essa interação,

são utilizados aditivos ou Agentes Melhoradores de Adesividade (AMA) (CARO, 2009).

2.4.1. Efeito deletério da água na rigidez das misturas

Os pavimentos asfálticos, quando expostos à umidade, possuem não somente sua

durabilidade afetada, como também a rigidez da camada. A umidade na mistura asfáltica

pode causar perda de coesão pela difusão da água no cimento asfáltico o que leva à perda

de rigidez e ao descolamento do ligante asfáltico do agregado (ANITELLI, 2013). Assim,

devido à exposição à água, os defeitos de trincamento por fadiga e deformação

permanente são acelerados.

Castañeda apud Barra (2004) estudou a contribuição de metodologias de ensaios

destrutivos - Lottman modificado (AASHTO T-283, 1989) e imersão compressão (ASTM

D 1075, 2007) - e não destrutivos - módulo resiliente (ASTM D 4123, 1982) e módulo

complexo (AFNOR NF P 98-260-2, 1992). O autor concluiu que, após um período de

imersão na água, na etapa seguinte, durante o processo de secagem, fatores como o

endurecimento físico do ligante betuminoso, a migração de certas frações finas nas

porosidades dos granulares, ou ainda o aumento do teor de asfaltenos face à oxidação do

ligante betuminoso, acarretam uma retomada parcial e em alguns casos total das

propriedades mecânicas originais das misturas, dependendo do tipo de ensaio realizado.

Porém, Castañeda (2004) afirma que os ganhos de resistência após os processos

de secagem que conduzem as misturas asfálticas a um desempenho mecânico superior ao

que tinham em seu estado original, quando correlacionadas grandezas como o módulo de

rigidez complexo |E*| em função do tempo de condicionamento nos ensaios de módulo

complexo, não são parâmetros confiáveis para interpretação da recuperação efetiva das

propriedades mecânicas das misturas asfálticas após condicionamento.

Barra (2009) confirmou em seu estudo o comportamento encontrado por

Castañeda (2004) após avaliar a ação da água. Após o ensaio de módulo complexo, o

autor relacionou o aumento do valor do módulo de rigidez complexo |E*| das misturas

asfálticas com o endurecimento do ligante betuminoso, que está diretamente ligado ao

26

processo de envelhecimento do material, ocasionado após os períodos de prévio

condicionamento alternado (ciclos de imersão na água e secagem em estufa, ambos a

60ºC). Assim, o autor concluiu que a forte influência deste endurecimento do ligante

betuminoso na alteração da rigidez das misturas asfálticas, provocou muitas variações nos

valores das componentes elástica (E1) e viscosa (E2), que compõem o |E*| e,

consequentemente, no ângulo de fase ϕ.

2.4.2. Ensaio de Lottman Modificado

No Brasil, o ensaio para a avaliação da ação deletéria da água segue os

procedimentos descritos nas normas AASHTO T 283- 14 - Standard Method of Test for

Resistance of Compacted Asphalt Mixtures to Moisture - Induced Damage e a norma

brasileira ABNT/NBR 15617:2011 – Misturas Asfálticas - Determinação do Dano por

Umidade Induzida. O objetivo do ensaio é avaliar, a longo prazo (4 a 12 anos), a

durabilidade das misturas asfálticas, em relação à propriedade da adesividade

ligante/agregado.

AASHTO T 283 - 14 descreve os procedimentos para a realização deste ensaio,

onde os corpos de prova cilíndricos de misturas asfálticas com teores de vazios definidos

são parcialmente saturados com água destilada e sujeitados a baixas temperaturas para

congelamento do mesmo, durante um período de horas definido em norma, buscando

simular a presença de água na mistura e as tensões internas oriundas das cargas do tráfego

(BERNUCCI et al. 2010).

O ensaio Lottman Modificado avalia o dano causado pela umidade através da

relação de Resistência Retida à Tração (RRT), a qual é definida pela razão da resistência

à tração da amostra condicionada pela resistência à tração de amostras sem

condicionamento, para obter a porcentagem de perda de força e assim avaliar a potencial

de susceptibilidade à umidade. Esta relação indica a perda de resistência por umidade

induzida, que não deve ser inferior a 0,70, ou seja, ter perda maior ou igual a 30%.

Contudo, Bahia e Faheem (2009) através de seus estudos concluiram que o RRT

é sensível a pequenas mudanças, como os vazios, condicionamento da umidade, nível de

saturação, orientação do agregado e temperatura, tornando os resultados tendenciosos e

não confiáveis na determinação do dano de umidade. Kanitpog e Bahia (2008) estudaram

os resultados dos Testes de RRT com base na ASTM D4867 (equivalente a AASHOT

27

T283) para um grande número de pavimentos construídos e não encontraram nenhuma

relação entre o RRT e distúrbios específicos do pavimento relacionados ao dano de

umidade.

2.4.3. Módulo Dinâmico para a avaliação da resistência ao dano por umidade

O ensaio de Módulo Dinâmico para a avaliação da resistência ao dano por

umidade foi objeto de estudos de algumas pesquisas. Por se tratar de um teste não

destrutivo ele viabiliza que a amostra seja ensaiada antes e depois do condicionamento de

umidade, o que permite uma relação de “Módulo Dinâmico Retido” |Er*|, assim como o

RRT.

Solaimanian e Chang (2010) buscaram avaliar o potencial do ensaio de Módulo

Dinâmico para determinar o comportamento de misturas de baixo desempenho e de

misturas de alto desempenho em relação ao dano causado pela umidade. No estudo em

questão, os autores comparam os resultados obtidos para o RRT com os resultados para

o módulo retido. Foram utilizadas duas misturas para realizar os ensaios, sendo que o

ensaio de Módulo Dinâmico foi realizado primeiramente em amostras secas e, após, as

amostras foram submetidas a três ciclos de condicionamento seguindo a norma AASHTO

T283 e ensaiadas após cada ciclo. Os resultados encontrados apresentaram efeito

prejudicial sobre o módulo de ambos os tipos de misturas testadas depois de experimentar

ciclos de processo de condicionamento congelamento-descongelamento. Também foi

possível observar que o dano de umidade avaliado com base na proporção de módulos

não se correlaciona bem com os resultados de RRT. Por fim, os autores concluíram que,

comparado com AASHTO T283, os testes de módulo dinâmico em condições de umidade

podem ser um método melhor para avaliar a suscetibilidade ao risco de umidade do asfalto

em pavimentos, mas essa avaliação só seria possível através da comparação de campo

que não foi considerado no estudo.

Nadkarni et al. (2009) também estudaram o uso do ensaio de Módulo dinâmico

para a avaliação da resistência das misturas asfálticas ao dano por umidade. O objetivo

do estudo foi avaliar se o ensaio de módulo dinâmico poderia ser usado como substituição

ao ensaio de RRT, descrita na AASHTO T283. Após comparar os resultados para RRT e

para o Módulo Retido, os autores observaram que não houve, estatisticamente, diferença

significativa entre os valores medidos para uma mesma mistura, sendo que a correlação

obtida entre os dois índices teve boas medidas de precisão. Por fim, concluíram que o

28

módulo dinâmico retido poderia substituir o teste de RRT para avaliar o dano da umidade

no campo para as misturas asfálticas.

29

3 METODOLOGIA

Este capítulo irá abordar o planejamento dos passos da pesquisa, bem como os

ensaios e os procedimentos que foram empregados na realização destes.

O desenvolvimento da presente pesquisa foi definido em três etapas: revisão de

literatura acerca dos assuntos pertinentes, realização dos ensaios, e processamento e

análise dos dados experimentais.

3.1. PLANEJAMENTO DA PESQUISA

Esta pesquisa é continuação da dissertação de mestrado de Bohn (2017), e surgiu

do interesse em avaliar o comportamento das misturas asfálticas com fresado quando

submetidas ao efeito destrutivo da água em sua estrutura.

Dessa maneira, os dados de caracterização de materiais, bem como os demais

dados que são essenciais para dar origem aos corpos de prova, aqui ensaiados e avaliados,

foram provenientes da pesquisa citada anteriormente.

Os materiais utilizados da pesquisa de Bohn (2017) consistiram em 24 corpos de

prova, destes, 12 são misturas com ligante asfáltico convencional CAP 50/70 e os outros

12 são misturas com asfalto modificado por polímero AMP 60/85. A Tabela 1 apresenta

um resumo das misturas.

Tabela 1 - Resumo das misturas utilizadas na pesquisa. Mistura Número de amostras

M1- Convencional CAP 50/70 3 M2 - Morna CAP 50/70 3 M3 - Morna 25% Fresado CAP 50/70 3 M4 - Morna 50% Fresado CAP 50/70 3 M5 - Convencional AMP 60/85 3 M6 - Morna AMP 60/85 3 M7 - Morna 25% Fresado AMP 60/85 3 M8 - Morna 50% Fresado AMP 60/85 3

As amostras utilizadas por Bohn (2017) foram moldadas seguindo a metodologia

Superpave e possuem diâmetro de 10cm e 15cm de altura.

30

Estas misturas foram submetidas a dois ciclos seguindo o protocolo de dano por

umidade, e, após cada ciclo, foi realizado o ensaio de Módulo Complexo com cada uma

das amostras.

Os resultados obtidos após a realização dos ensaios foram comparados com os

obtidos por Bohn (2017), onde foi apresentado os resultados dos ensaios de módulo

complexo sem submeter os corpos de prova ao ciclo de dano por umidade. Os resultados

serão apresentados em tabelas e gráficos onde serão analisados e discutidos.

3.2. MATERIAIS

Os materiais utilizados por Bohn (2017) em sua pesquisa, que deram origem aos

corpos de prova utilizados neste estudo, consistiram em agregados pétreos virgens,

material reciclado, proveniente da fresagem de pavimentos antigos, e o aditivo químico

Evotherm® M1, misturado aos ligantes asfálticos convencional CAP 50/70 e modificado

por polímero AMP 60/85.

3.2.1. Agregados minerais

Os agregados minerais foram obtidos através do processo de britagem de rocha

basáltica, encontrada na região geomorfológica da depressão central e coletados

diretamente da unidade de produção, localizada, de acordo com a Figura 9, no Km 30, da

BR-290 (FreeWay/RS), provenientes da pedreira da Concessionária Triunfo Concepa.

(BOHN, 2017)

Figura 9 - Localização da pedreira, Km 30, da BR-290.

Fonte: Google.

31

3.2.2. Material fresado

O material reciclado que foi utilizado por Bohn (2017), é proveniente da fresagem

de um trecho do pavimento da FreeWay, localizado no km 72+700, BR-290, estado do

Rio Grande do Sul.

Além de ter sido utilizado apenas o material passante na peneira #3/8’’, não se

separou o RAP nas peneiras menores subsequentes, assim como se sucedeu com os

agregados virgens, sendo apenas substituído na proporção de 25% ou 50% nas misturas

asfáltica estudadas. Na Europa já é adotada essa prática há algum tempo, com resultados

satisfatórios. Também vale salientar que o fresado é constituído de ligante asfáltico

modificado por polímero, CAP 60/85 Este material contém o ligante modificado por

polímero AMP 60/85 (BOHN, 2017).

A Tabela 2 e a Figura 10 apresentam os resultados da granulometria e da curva

granulométrica, respectivamente, obtidos para os agregados pétreos e o fresado.

Tabela 2 - Resultados da granulometria dos materiais utilizados.

Peneira mm Porcentagem média passante (%)

Brita ¾” Brita 3/8” Pó de pedra Fresado

1” 25,4 100,0 100,0 100,0 100,0

3/4” 19,1 97,9 100,0 100,0 100,0 1/2” 12,7 48,6 100,0 100,0 100,0 3/8” 9,5 7,6 96,1 100,0 100,0 n 4 4,8 1,2 8,8 97,0 58,6 n 10 2,0 1,1 1,4 55,9 25,3 n 40 0,42 1,1 1,4 25,5 4,8 n 80 0,18 1,1 1,4 16,0 2,2

n 200 0,075 1,1 1,4 11,2 1,2

32

Figura 10 - Curvas granulométricas dos agregados minerais e do fresado utilizados.

Fonte: Bohn (2017).

3.2.3. Ligantes asfálticos e aditivo químico

Os ligantes asfálticos que Bohn (2017) utilizou em sua pesquisa foram o

convencional CAP 50/70, concedido pela empresa Conpasul, Itaara - RS, e o asfalto

modificado por polímero CAP 60/85 STYLINK PG 76-22, fornecido pela Carpenedo e

Cia Ltda, de Santa Rosa - RS. A autora determinou as características do CAP 50/70 e

apresentou em sua dissertação conforme a Tabela 3. Já para o AMP 60/85, as

especificações são do fabricante, Tabela 4. Comparando as tabelas, nota-se que o ligante

modificado mostra ter ponto de amolecimento maior e menor penetração, se comparado

ao ligante convencional. Tais constatações indicam que o ligante modificado por

polímero apresenta maior viscosidade que o ligante convencional (BOHN, 2017).

33

Tabela 3 - Especificação do CAP 50/70.

Propriedades Norma CAP 50/70 Especificação Resultado

Penetração a 25°c, 100g, 5s, dmm NBR 6576 50 a 70 70

Ponto de amolecimento, °c NBR 6560 Mínimo 46 49

Viscosidade brookfield a 135°c, cp NBR 15184 Mínimo 274 333 Viscosidade brookfield a 150°c, cp NBR 15184 Mínimo 112 138 Viscosidade brookfield a 177°c, cp NBR 15184 Mínimo 57 a 285 68

Temperatura de mistura, °c Cálculo Indicativo 146 a 152

(Média 149)

Temperatura de compactação, °c Cálculo Indicativo 134 a 140

(Média 137)

Ponto de fulgor °c NBR 11341 Mínimo 235 334

Densidade relativa, 20/4°c NBR 6296 NA/Anotar 0,999 Fonte: Bohn (2017).

Tabela 4 - Especificação do AMP 6085.

Propriedades Norma AMP 60/85

Especificação Resultado Penetração a 25°c, 100g, 5s, dmm NBR 6576 40 a 70 65

Recuperação elástica ductilômetro a 25°c, 20 cm, %

NBR 15086 Mínimo 85 86,5

Ponto de amolecimento, °c NBR 6560 Mínimo 60 64

Viscosidade brookfield a 135°C, cp NBR 15184 Máximo 3.000 1247 Viscosidade brookfield a 150°C, cp NBR 15184 Máximo 2.000 659 Viscosidade brookfield a 177°C, cp NBR 15184 Máximo 1.000 240

Temperatura de mistura, °C Cálculo Indicativo 168 a 174

Temperatura de compactação, °C Cálculo Indicativo 148 a 154

Ponto de fulgor °C NBR 11341 Mínimo 235 >235

Densidade Relativa, 20/4ºC NBR 6296 NA/Anotar 1,011

Estabilidade na Estocagem – DIF. P. AM., ºC

NBR 15166 Máximo 5 2

Fonte: Bohn (2017).

Assim, para o processo de mistura, Bohn (2017) adotou a temperatura de 149ºC e

171ºC para o CAP 50/70 e o AMP 60/85, respectivamente. E para a compactação as

temperaturas adotadas foram de 137ºC para o CAP 50/70 e 151ºC para o AMP 60/85.

Ainda, Bohn (2017), com o objetivo de estudar misturas mornas, utilizou o aditivo

surfactante Evotherm® M1, 99 que possibilita reduzir as temperaturas de mistura e

compactação.

34

3.3. ENSAIOS LABORATORIAIS

3.3.1. Protocolo de danificação por umidade

Nesta pesquisa a avaliação da danificação por umidade induzida foi baseada no

ensaio Lottman modificado, o qual segue as normas ABNT NBR 15617 e AASHTO T

283. O termo umidade induzida refere-se a qualquer técnica utilizada para causar dano

acelerado por umidade em amostras de misturas asfálticas.

A norma utilizada como base para este ensaio é descrita na AASHTO T 283, onde

amostras compactadas cilíndricas regulares de misturas asfálticas com teores de vazios

preestabelecidos são parcialmente saturadas com água e submetidas a baixas temperaturas

para congelamento, durante um período de horas estabelecido em norma, simulando, com

isso a presença de água na mistura e as tensões internas induzidas por cargas do tráfego.

(BERNUCCI et al., 2010)

Neste trabalho, para a determinação do dano por umidade induzida, os corpos de

prova, com 10cm de altura e 150cm de diâmetro, foram primeiramente saturados, com

grau de saturação entre 70% e 80%, através da imersão em água destilada e aplicação de

vácuo. Cada corpo de prova teve seu grau de saturação calculado. A Figura 11 presenta a

cuba onde foi realizada a saturação dos corpos de prova.

Figura 11 - Cuba onde os corpos de prova foram saturados entre 70% e 80%.

Após atingir a saturação requerida, os mesmos foram embalados ao vácuo e

condicionados à temperatura de -18°C por um período mínimo de 16h, esta temperatura

35

leva o corpo de prova ao congelamento, conforme a Figura 12. Então, as amostras foram

removidas da refrigeração e imersas em água destilada, à temperatura de 60°C, por um

período de 24h.

Figura 12 - Corpos de prova condicionados à -18ºC.

Então, as amostras foram removidas da refrigeração e imersas em água destilada,

à temperatura de 60°C, por um período de 24h, conforme Figura 13.

Figura 13 - Amostras imersas em água à uma temperatura de 60ºC.

Após a realização desta etapa, os corpos de prova E1, E3, E4 e E5, referentes às

misturas M1 e M2, não resistiram ao protocolo de dano, isto é, ao serem submetidas por

24h à 60ºC em água, se desmancharam, conforme Figura 14.

36

Figura 14 - Amostras referentes às Misturas M1 e M2.

Por fim, os corpos de prova foram imersos em água a uma temperatura de 25°C

por um período de 2h, conforme Figura 15.

Figura 15 - Corpos de prova à uma temperatura constante de 25ºC.

3.3.2. Módulo Complexo

O ensaio de Módulo Complexo foi realizado para estudar a influência da umidade

na rigidez das misturas. O condicionamento das amostras, bem como toda a realização do

ensaio, seguiu os preceitos da norma AASHTO T 342 - 11 – Determining Dynamic

Modulus of Hot mix Asphalt Concrete Mixtures.

Representado normalmente por E*, o módulo complexo é um número imaginário

que relaciona a tensão axial à deformação axial em um corpo-de-prova cilíndrico sujeito

a um carregamento dinâmico com pulsos senoidais.

O ensaio consiste na aplicação de uma carga uniaxial senoidal em corpos de

provas cilíndricos. Segundo Nascimento (2008), a relação tensão-deformação é definida

37

pelo Módulo Complexo (E*), cujo valor absoluto, |E*|, é definido como Módulo

Dinâmico, e a defasagem entre a aplicação de carga e a resposta da amostra é o ângulo de

fase da mistura asfáltica (δ).

Para a realização do ensaio, utilizou-se a prensa hidráulica UTM-25

disponibilizada pelo LMCC da UFSM, ilustrada na Figura 16.

Figura 16 - Prensa hidráulica UTM-25.

Realizou-se o ensaio para as 6 misturas após cada ciclo de danificação por

umidade, sendo que dos 3 corpos de prova de cada mistura, foram utilizados apenas dois

por mistura, totalizando 12 amostras ensaiadas, de 10 x 15 cm. Para o ensaio é necessário

realizar, primeiramente, a colagem dos pinos que fixam o conjunto de três LVDTs (Linear

Variable Differential Transducer), conforme mostra a Figura 17.

Figura 17 - Colagem dos pinos para fixação dos LVDTs.

38

Posteriormente à colagem dos pinos, as amostras foram condicionadas conforme

tempo de condicionamento para cada temperatura, que está detalhado na Tabela 5.

Tabela 5 - Tempo mínimo recomendado de estabilização da temperatura das amostras ensaiadas.

Temperatura de ensaio (ºC)

Tempo para equilíbrio da temperatura a partir da

temperatura da sala de ensaio de 25ºC (H)

Tempo para equilíbrio da temperatura a partir da

temperatura de teste anterior (H)

-10 Uma noite Uma noite 4 Uma noite 4 horas ou uma noite

21 1 3 37 2 2 54 3 1

Fonte: Adaptado de AASHTO T 342.

Então, o ensaio de módulo complexo foi determinado após aplicação de carga em

todas frequências possíveis. Além das frequências determinadas pela norma, foram

acrescidas as frequências de carregamento que o software UTS006 – SPT Dynamic

Modulus Test disponibiliza (Figura 18) (25 Hz, 20 Hz, 10 Hz, 5 Hz, 2 Hz, 1 Hz, 0,5 Hz,

0,2 Hz, 0,1 Hz e 0,01 Hz, nas temperaturas de - 10°C, 4°C, 21°C, 37°C e 54°C).

Figura 18 - Ensaios dos corpos de prova.

Houve dificuldade ao realizar os ensaios para a temperatura de 54ºC para algumas

misturas, pois os pinos que fixam os LVDTs se descolavam por ser uma temperatura de

ensaio alta. Desta maneira, não foi possível obter resultados do ensaio nesta temperatura

para algumas misturas (Figura 19).

39

Figura 19 - Descolamento dos pinos que fixam os LVDTs à temperatura de 54ºC.

40

4 ANÁLISE DE RESULTADOS

Para a análise dos resultados foi utilizado o modelo matemático 2S2P1D (2

Springs, 2 Parabolic, 1 Dashpot), que consiste na combinação dos seguintes elementos

físicos: 2 molas, 2 elementos parabólicos e 1 amortecedor, proposto por Di Benedetto et

al. (2004). Ainda, segundo Di Benedetto & Corté (2005), o módulo complexo é um ensaio

homogêneo, que não requer nenhuma solução estrutural, não demandando assim

nenhuma hipótese complementar, de modo que apresenta resultados mais similares a real

propriedade dos materiais testados. Foram desenvolvidos modelos para capturar os

efeitos de 129 carregamentos, envelhecimento, umidade, temperatura, estado de tensão,

entre outros fatores, sobre o desempenho do concreto asfáltico, segundo Kim (2009).

A apresentação dos resultados obtidos no ensaio de módulo complexo segue

protocolo de análise segundo orientam Di Benedetto & Corté (2005). Primeiramente

serão apresentadas as isotermas, em seguida as isócronas, os espaços Cole-Cole, os

diagramas Black, os parâmetros utilizados no modelo 2S2P1D, a relação log [(a)T], as

curvas mestras de módulo e ângulo de fase. Por fim, será apresentada uma relação entre

os módulos e ângulos de fase de cada mistura e uma análise com as inferências através

das relações |E*|.sen ϕ e |E*|/sen ϕ.

É importante saber que a modelagem 2S2P1D foi feita a partir da análise da média

dos dados obtidos pelo ensaio de módulo dinâmico. E também esclarecer que houve

dificuldade na obtenção dos resultados a 54°C, devido à dificuldade em medir o Ângulo

de Fase em altas temperaturas, principalmente por problemas de fixação dos LVDTs nos

corpos-de-prova. Assim, após o C1 não foi possível obter resultados para as Misturas

Convencional AMP 60/85 (M5) e Morna AMP 60/85 (M6) para esta temperatura e após

C2 não foi possível obter para as misturas M5, M6, Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7)

e Morna 50% Fresado AMP 60/85 (M8). Vale ressaltar que todos os resultados foram

comparados com os resultados de referência, obtidos por Bohn (2017).

4.1. RESULTADOS OBTIDOS

4.1.1. Isotermas e Isócronas

Optou-se por apresentar apenas uma isoterma e uma isócrona de Módulo

Dinâmico (|E*|) e Ângulo de Fase (φ) para cada um dos ciclos como forma de ilustrar

41

todos aspectos de análise que a metodologia 2S2P1D estabelece como necessária, porém

seus dados serão analisados, posteriormente, nos gráficos de curvas mestras.

As Figuras 20 e 21 apresentam os resultados das Isotermas de Módulo Dinâmico

para os Ciclos 1 e 2 de danificação por umidade, respectivamente, a 21°C, escolhida por

ser a média das temperaturas estudadas e ficar mais próxima de 25°C, temperatura padrão

dos ensaios brasileiros. As Figuras 22 e 23 apresentam as Isotermas de Ângulo de Fase

(φ) também para cada um dos Ciclos a 37°C, temperatura escolhida por mostrar a curva

que o ângulo de fase faz nessa temperatura. As Figuras 24 e 25 apresentam as Isócronas

de Módulo Dinâmico para cada um dos ciclos e as Figuras 26 e 27 as Isócronas de Ângulo

de Fase também para cada ciclo, ambas para a frequência média de 10Hz. Essas figuras

são apenas como ilustração da metodologia 2S2P1D e serão analisadas nos gráficos de

curvas mestras, posteriormente.

Figura 20 - Isoterma de |E*| a 21°C para o Ciclo 1 (C1).

100

1000

10000

100000

0,01 0,10 1,00 10,00

|E*

| @ 2

1°C

(M

Pa)

Frequência (Hz)

Morna 25% Fresado CAP 50/70 (C1) Morna 50% Fresado CAP 50/70 (C1)

Convencional AMP 60/85 (C1) Morna AMP 60/85 (C1)

Morna 25% Fresado AMP 60/85 (C1) Morna 50% Fresado AMP 60/85 (C1)

42

Figura 21 - Isoterma de |E*| a 21°C para o Ciclo 2 (C2).

Figura 22 - Isoterma de φ a 37°C para o Ciclo 1 (C1).

100

1000

10000

100000

0,01 0,10 1,00 10,00

|E*

| @ 2

1°C

(M

Pa

)

Frequência (Hz)




0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0,01 0,10 1,00 10,00

φ@

37°C

(°)

Frequência (Hz)




43

Figura 23 - Isoterma de φ a 37°C para o Ciclo 2 (C1).

Figura 24 - Isócrona de |E*| a 10,0Hz para o Ciclo 1 (C1).

0

10

20

30

40

50

60

0,01 0,10 1,00 10,00

φ@

37°

C (

°)

Frequência (Hz)




10

1000

100000

-10 6 22 38 54

│E

*│ @

10,0

Hz (

MP

a)

Temperatura(°C)




44

Figura 25 - Isócrona de |E*| a 10,0Hz para o Ciclo 2 (C2).

Figura 26 - Isócrona de φ a 10,0Hz para o Ciclo 1 (C1).

10

1000

100000

-10 6 22 38 54

│E

*│ @

10

,0 H

z (

MP

a)

Temperatura(°C)




0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

-10 6 22 38 54

φ @

10,

0 H

z (°

)

Temperatura(°C)

Morna 25% Fresado CAP 50/70 (C1)


Convencional AMP 60/85 (C1)

Morna AMP 60/85 (C1)

Morna 25% Fresado AMP 60/85 (C1)


45

Figura 27 - Isócrona de φ a 10,0Hz para o Ciclo 2 (C2).

4.1.2. Plano Cole Cole

O espaço Cole Cole apresenta a parte real E1, no eixo das abscissas, e a parte

imaginária E2, no eixo das ordenadas, e é semelhante a um arco de círculo. Com E1 pode-

se avaliar a parte recuperável da energia armazenada, e com E2 o comportamento viscoso

irreversível do material devido a dissipação de energia.

Nas figuras 28 a 33 estão plotadas a média das amostras dos valores de referência,

a média dos resultados para as amostras após o Ciclo 1 (C1) e a média para as amostras

após o Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade. Através das figuras, fica claro que os

dados formam curvas de formato semicírculo, o qual era esperado para o Cole Cole.

Sabe-se que misturas com ligante modificado apresentam um menor

comportamento viscoso irreversível que misturas com ligante convencional, ou seja, ao

se deformar retornam ao seu estado original com maior facilidade. Almeida Jr. (2016) e

Bruxel (2015) confirmaram em suas pesquisas que nas misturas com ligante convencional

o esqueleto mineral é mais solicitado e ocorre uma maior dissipação de energia por atrito

interno, o que representa uma situação considerada de maior severidade.

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

-10 6 22 38 54

φ @

10

,0 H

z (

°)

Temperatura(°C)



Convencional AMP 60/85 (C2)

Morna AMP 60/85 (C2)



46

Figura 28 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 25% Fresado CAP 50/70 (M3), com a média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade a modelagens 2S2P1D.

Figura 29 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 50% Fresado CAP 50/70(M4), com a média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade e a modelagem 2S2P1D.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

E2 (

MP

a)

E1 (MPa)

2S2P1D2S2P1D C12S2P1D C2-10°C MED-10ºC MED 1-10ºC MED 24°C MED4ºC MED 14ºC MED 221°C MED21ºC MED 121ºC MED 237°C MED37ºC MED 137ºC MED 254°C MED54ºC MED 154ºC MED 2

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

E2 (

MP

a)

E1 (MPa)

2S2P1D

2S2P1D C1

2S2P1D C2

-10°C MED

-10ºC MED 1

-10ºC MED 2

4°C MED

4ºC MED 1

4ºC MED 2

21°C MED

21ºC MED 1

21ºC MED 2

37°C MED

37ºC MED 1

37ºC MED 2

54°C MED

54ºC MED 1

54ºC MED 2

47

Figura 30 - Espaço Cole Cole para Mistura Convencional AMP 60/85 (M5), com a média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade e a modelagem 2S2P1D.

Figura 31 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna AMP 60/85 (M6), com a média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade e a modelagem 2S2P1D.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

E2 (

MP

a)

E1 (MPa)

2S2P1D2S2P1D C12S2P1D C2-10°C MED-10ºC MED 1-10ºC MED 24°C MED4ºC MED 14ºC MED 221°C MED21ºC MED 121ºC MED 237°C MED37ºC MED 137ºC MED 254°C MED

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

E2 (

MP

a)

E1 (MPa)

2S2P1D2S2P1D C12S2P1D C2-10°C MED-10ºC MED 1-10ºC MED 24°C MED4ºC MED 14ºC MED 221°C MED21ºC MED 121ºC MED 237°C MED37ºC MED 137ºC MED 254°C MED

48

Figura 32 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7), com a média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade e a modelagem 2S2P1D.

Figura 33 - Espaço Cole Cole para Mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85 (M8), com a média das amostras de referência e com a média após o Ciclo 1 (C1) e Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade e a modelagem 2S2P1D.

Bohn (2017), ao analisar a parte imaginária E2 dos valores de referência,

constatou que as misturas com CAP 50/70 apresentaram maior comportamento viscoso

reversível, de maneira geral, sendo que a Convencional apresentou os menores valores de

E2. E ainda que a Mistura 25% Fresado CAP 60/85 apresentou o pior desempenho dentre

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

E2 (

MP

a)

E1 (MPa)


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000

E2 (

MP

a)

E1 (MPa)


49

todas as misturas, se distanciando um pouco mais das outras, o que indica que essa mistura

apresentou uma mobilização do esqueleto mineral, bem como maior dissipação de

energia.

É importante lembrar que a Mistura Convencional 50/70 (M1), que apresentou

menor valor de E2 para Bohn (2017), e a Mistura Morna 50/70 (M2) não resistiram ao

Ciclo 1 de danificação e por este motivo não foram ensaiadas no presente trabalho.

A Figura 34 apresenta, em ordem crescente as misturas para os valores de E2,

obtida através da análise das Figuras 35 e 36 que apresentam, de forma gráfica, as

modelagens 2S2P1D de todas as misturas para os valores de referência e os valores de C1

e C2, respectivamente. Analisando o E2 das misturas após o C1, tem-se em ordem

crescente de valores as seguintes misturas: Mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85,

Mistura Morna 50% Fresado CAP 50/70, Mistura Morna 25% Fresado CAP 50/70,

Mistura Convencional AMP 60/85, Mistura Morna AMP 60/85, Mistura Morna 25%

Fresado AMP 60/85.

Analisando o E2 para as misturas após o C2, tem-se em ordem crescente: Mistura

Convencional AMP 60/85, Mistura Morna 50% Fresado CAP 50/70, Mistura Morna 50%

Fresado AMP 60/85, Mistura Morna 25% Fresado CAP 50/70, Mistura Morna AMP

60/85, Mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85.

Após o C1 ocorre uma alteração no comportamento viscoso irreversível para as

misturas estudadas. A Mistura Morna AMP 60/85 apresentava menor valor de E2 quando

comparada à convencional AMP 60/85 e, após a ação da água no C1, a Mistura Morna

apresentou maior valor. Devido aos resultados estarem muito próximos não é possível

afirmar que realmente ocorreu uma variação significativa de E2.

Também é possível perceber que o aumento do fresado na mistura, para teores de

50%, ocasionam uma redução nos valores de E2. As demais misturas apresentaram uma

pequena variação de E2, indicando que a ação da água para as mesmas não exerceu grande

influência.

Assim como Bohn (2017), após o C1 e C2 a mistura que apresentou pior

desempenho foi a Mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85, que novamente se distanciou

das outras.

Ainda, após o C2, houve alteração significativa no valor de E2 para a Mistura

Convencional AMP 60/85, que passou a apresentar o menor valor dentre todas as misturas

sofrendo uma redução significativa na parcela E2 após a ação da água.

50

Analisando a parte E1 as misturas M3, M4, M5 e M8 apresentaram um aumento

após o C1 e uma redução após o C2. A mistura M6 sofreu um aumento após o C1 e outro

aumento após o C2. Já a M7, novamente apresentou um comportamento diferente das

demais, onde após o C1 sofreu uma diminuição do E1 e após o C2 sofreu um aumento

significativo.

A Figura 36 apresenta a modelagem 2S2P1D encontrados por Bohn (2017), os

valores encontrados após C1 e após C2 para cada mistura.

Figura 34 - Ordem das misturas para valores de E2 obtidos por Bohn (2017) e após os Ciclos 1 e 2.

Figura 35 - Espaço Cole-Cole com a modelagem 2S2P1D para os valores de referência e os valores após C1 para todas as misturas.

0

1000

2000

3000

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000

E2

(MP

a)

E1 (MPa)

Morna 25% Fresado CAP 50/70Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1Morna 50% Fresado CAP 50/70Morna 50% Fresado CAP 50/70 C1Convencional AMP 60/85Convencional AMP 60/85 C1Morna AMP 60/85Morna AMP 60/85 C1Morna 25% Fresado AMP 60/85Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1Morna 50% Fresado AMP 60/85Morna 50% Fresado AMP 60/85 C1

51

Figura 36 - Espaço Cole Cole com a modelagem 2S2P1D para os valores de referência e os valores após o Ciclo 2 (C2) de danificação por umidade.

Figura 37 - Espaço Cole Cole com a modelagem 2S2P1D para os valores de referência, valores após C1 e após C2.

4.1.3. Diagrama Black

As Figuras 38 a 43 apresentam a representação gráfica dos resultados no Diagrama

Black de todas as misturas, tanto para as médias dos resultados experimentais antes e após

os ciclos de danificação, quanto para os resultados obtidos através da modelagem

2S2P1D. A partir da análise dos dados no diagrama Black é possível verificar a relação

entre o módulo dinâmico e o ângulo de fase para diferentes temperaturas. Também é

possível verificar que com o aumento da temperatura o |E*| diminui.

0

1000

2000

3000

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000

E2

(M

Pa)

E1 (MPa)


0

1000

2000

3000

4000

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000

E2

(MP

a)

E1 (MPa)

Morna 25% Fresado CAP 50/70Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1Morna 25% Fresado CAP 50/70 C2Morna 50% Fresado CAP 50/70Morna 50% Fresado CAP 50/70 C1Morna 50% Fresado CAP 50/70 C2Convencional AMP 60/85Convencional AMP 60/85 C1Convencional AMP 60/85 C2Morna AMP 60/85Morna AMP 60/85 C1Morna AMP 60/85 C2Morna 25% Fresado AMP 60/85Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1Morna 25% Fresado AMP 60/85 C2Morna 50% Fresado AMP 60/85Morna 50% Fresado AMP 60/85 C1Morna 50% Fresado AMP 60/85 C2

52

Pode-se perceber que as misturas M3, M4 e M5, sofreram um aumento no ângulo

de fase após o C1 e após o C2. Já as misturas M6, M7 e M8 aumentaram o valor do ângulo

de fase após o C1 e diminuíram após o C2.

Figura 38 - Diagrama Black para a Mistura Morna 25% Fresado CAP 50/70 (M3), com a


Figura 39 - Diagrama Black para a Mistura Morna 50% Fresado CAP 50/70 (M4), com a


1

10

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65

|E*

| (M

Pa

)

φ (°)

2S2P1D

2S2P1D C1

2S2P1D C2

-10°C MED

-10ºC MED 1

-10ºC MED 2

4°C MED

4ºC MED 1

4ºC MED 2

21°C MED

21ºC MED 1

21ºC MED 2

37°C MED

37ºC MED 1

37ºC MED 2

54°C MED

54ºC MED 1

54ºC MED 2

1

10

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65

|E*

| (M

Pa)

φ (°)

2S2P1D

2S2P1D C1

2S2P1D C2

-10°C MED

-10ºC MED 1

-10ºC MED 2

4°C MED

4ºC MED 1

4ºC MED 2

21°C MED

21ºC MED 1

21ºC MED 2

37°C MED

37ºC MED 1

37ºC MED 2

54°C MED

54ºC MED 1

54ºC MED 2

53

Figura 40 - Diagrama Black para a Mistura Convencional AMP 60/85 (M5), com a média

dos valores de referência, a média após o C1 e C2 e com as modelagens 2S2P1D.

Figura 41 - Diagrama Black para a Mistura Morna AMP 60/85 (M6), com a média dos valores de referência, a média após o C1 e C2 e com as modelagens 2S2P1D.

1

10

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

|E*

| (M

Pa

)

φ (°)

2S2P1D

2S2P1D C1

2S2P1D C2

-10°C MED

-10ºC MED 1

-10ºC MED 2

4°C MED

4ºC MED 1

4ºC MED 2

21°C MED

21ºC MED 1

21ºC MED 2

37°C MED

37ºC MED 1

37ºC MED 2

54°C MED

1

10

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

|E*|

(M

Pa

)

φ (°)

2S2P1D

2S2P1D C1

2S2P1D

-10°C MED

-10ºC MED 1

-10ºC MED 2

4°C MED

4ºC MED 1

4ºC MED 2

21°C MED

21ºC MED 1

21ºC MED 2

37°C MED

37ºC MED 1

37ºC MED 2

54°C MED

54

Figura 42 - Diagrama Black para a Mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7), com a média dos valores de referência, a média após o C1 e C2 e com as modelagens 2S2P1D.

Figura 43 - Diagrama Black para a Mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85 (M8), com a média dos valores de referência, a média após o C1 e C2 e com as modelagens 2S2P1D.

Almeida Jr. (2016) constatou, em suas análises, que as misturas com ligante

convencional apresentaram os maiores valores de ângulo de fase em relação às misturas

com ligante modificado, indicando que no comportamento dessas misturas a parcela

viscosa é mais atuante que a parcela elástica.

1

10

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

|E*

| (M

Pa

)

φ (°)

2S2P1D

2S2P1D C1

2S2P1D C2

-10°C MED

-10ºC MED 1

-10ºC MED 2

4°C MED

4ºC MED 1

4ºC MED 2

21°C MED

21ºC MED 1

21ºC MED 2

37°C MED

37ºC MED 1

37ºC MED 2

54°C MED

54ºC MED 1

1

10

100

1000

10000

100000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

|E*|

(M

Pa

)

φ (°)

2S2P1D

2S2P1D C1

2S2P1D C2

-10°C MED

-10ºC MED 1

-10ºC MED 2

4°C MED

4ºC MED 1

4ºC MED 2

21°C MED

21ºC MED 1

21ºC MED 2

37°C MED

37ºC MED 1

37ºC MED 2

54°C MED

55

Bohn (2017), após analisar o Diagrama de Black para as misturas aqui estudadas

sem o dano por umidade, verificou que a Mistura Morna 50% Fresado CAP 60/85

apresentou o menor valor de ângulo de fase (φ), o que permitiu inferir que a mistura,

possivelmente, possui um maior comportamento elástico quando comparada às demais.

E ainda que as misturas com ligante CAP 50/70 apresentaram os maiores valores para o

ângulo de fase, o que salienta a influência do tipo de ligante nos resultados de φ e instiga

que as misturas com ligante modificado tendem a apresentar maior resistência à

deformação permanente, em campo.

A Figura 44 apresenta, em ordem crescente as misturas para os valores de ângulo

de fase. Essa figura foi obtida através da análise das Figura 45 e 46 que apresentam, de

forma gráfica, todas as modelagens 2S2P1D das misturas antes dos ciclos de danificação

e após o C1 e o C2, respectivamente. De maneira geral, as misturas com ligante AMP

60/85 obtiveram os menores após o C1. As misturas M5, M6 e M8 obtiveram valores

muito semelhantes, sendo esses valores os menores para o φ. As misturas M3, M4 e M7

apresentaram os maiores valores, sendo que a M3 obteve o maior valor, seguido da M4,

confirmando, então, a influência do tipo de ligante nos resultados de φ.

Analisando os valores de φ após o C2, é possível observar que o comportamento

das misturas se manteve quase igual, porém a mistura M7, que após o C1 apresentava um

aumento no φ, passou a apresentar o segundo menor valor de φ e a M8, novamente,

apresentou o menor valor para o φ. Podendo, então, sugerir que, após os 2 ciclos de

danificação por umidade, as misturas com fresado e ligante modificado tiveram um

aumento na rigidez da sua estrutura.

A Figura 47 apresenta o Diagrama Black com a modelagem 2S2P1D obtida por

Bohn (2017), após os Ciclos C1 e C2 de danificação por umidade para todas as misturas.

56

Figura 44 - Ordem crescente das misturas para os valores de ângulo de fase obtidos por Bohn (2017) e após os Ciclos 1 e 2.

Figura 45 - Diagrama Black com a modelagem 2S2P1D obtida por Bohn (2017) e após os Ciclo C1 de danificação por umidade para todas as misturas.

1

10

100

1000

10000

100000

0 10 20 30 40 50 60 70

|E*|

(M

Pa)

Ângulo de Fase φ (0)

Morna 25% Fresado CAP 50/70 Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1Morna 50% Fresado CAP 50/70 Morna 50% Fresado CAP 50/70 C1Convencional AMP 60/85 Convencional AMP 60/85 C1Morna AMP 60/85 Morna AMP 60/85 C1Morna 25% Fresado AMP 60/85 Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1Morna 50% Fresado AMP 60/85 Morna 50% Fresado AMP 60/85 C1

57

Figura 46 - Diagrama Black com a modelagem 2S2P1D obtida por Bohn (2017) e após os Ciclo C2 de danificação por umidade para todas as misturas.

Figura 47 - Diagrama Black com a modelagem 2S2P1D obtida por Bohn (2017) e após os Ciclos C1 e C2 de danificação por umidade para todas as misturas.

4.1.4. Parâmetros 2S2P1D e log [a(T)]

Para a modelagem viscoelástica foi utilizado o modelo reológico 2S2P1D na

construção das curvas mestras de módulo dinâmico e ângulo de fase das misturas. Os

valores encontrados no modelo e as constantes C1 e C2 do WLF (William, Landel e

Ferry), que foram utilizadas para translação das diferentes temperaturas e montagem das

1

10

100

1000

10000

100000

0 10 20 30 40 50 60 70

|E*

| (M

Pa

)


Morna 25% Fresado CAP 50/70 Morna 25% Fresado CAP 50/70 C2Morna 50% Fresado CAP 50/70 Morna 50% Fresado CAP 50/70 C2Convencional AMP 60/85 Convencional AMP 60/85 C2Morna AMP 60/85 Morna AMP 60/85 C2Morna 25% Fresado AMP 60/85 Morna 25% Fresado AMP 60/85 C2Morna 50% Fresado AMP 60/85 Morna 50% Fresado AMP 60/85 C2

1

100

10000

0 10 20 30 40 50 60 70

|E*

| (M

Pa)


Convencional AMP 60/85

Convencional AMP 60/85 C1

Convencional AMP 60/85 C2

Morna AMP 60/85

Morna AMP 60/85 C1

Morna AMP 60/85 C2

Morna 25% Fresado CAP 50/70

Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1


Morna 25% Fresado AMP 60/85

Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1


Morna 50% Fresado CAP 50/70



Morna 50% Fresado AMP 60/85



58

curvas mestras, estão mostradas na Tabela 6 os encontrados por Bohn (2017), na Tabela

7 para o Ciclo 1 (C1) e na Tabela 8 para o Ciclo 2 (C2).

Tabela 6 - Parâmetros do modelo 2S2P1D e valores de C1WLF e C2WLF de cada mistura obtidos por Bohn (2017).

MISTURA E* WLF

E00

(MPa) E0

(MPa) k h δ τE (s) β

C1WLF (°C)

C2WLF (°C)

Convencional 50/70 50 31500 0,22 0,6 2,2 0,4 200 31,82 230,12 Morna 50/70 35 32250 0,22 0,6 2,2 0,4 200 31,80 229,98 Morna 25% Fresado 50/70

65 32500 0,224 0,58 2,15 0,6 500 31,74 229,62

Morna 50% Fresado 50/70

110 33500 0,22 0,57 2,4 0,1 200 32,41 233,80


115 34800 0,195 0,54 1,7 1,5 1500 31,17 227,82


110 34000 0,185 0,525 1,78 1,8 1500 32,39 231,79

Fonte: Bohn (2017).

Tabela 7 - Parâmetros do modelo 2S2P1D e valores de C1WLF e C2WLF de cada mistura após o Ciclo 1.

Mistura E* WLF

E00

(MPa) E0

(MPa) k h δ τE (s) β

C1WLF

(°C)

C2WLF

(°C) Morna 25% Fresado 50/70

35 35100 0,2 0,59 2,1 0,2 15000 27,88 201,42


50 35000 0,195 0,58 2,38 0,4 15000 25,41 186,33


70 34300 0,27 0,64 3,7 0,4 15000 29,82 212,01


37 35000 0,17 0,52 1,92 0,2 15000 27,69 200,23

Tabela 8 - Parâmetros do modelo 2S2P1D e valores de C1WLF e C2WLF de cada mistura após o Ciclo 2.

MISTURA E* WLF

E00 (MPa) E0 (MPa) k h δ τE (s) β C1WLF

(°C) C2WLF

(°C) Morna 25% Fresado 50/70

45 33500 0,21 0,65 2,4 0,4 15000 19,81 151,22


50 34000 0,2 0,59 2,4 0,4 15000 19,76 151,75

Convencional 60/85 70 28000 0,22 0,6 2 0,4 15000 24,21 170,73 Morna 60/85 120 37500 0,2 0,6 2,3 0,1 1000 38,22 271,38 Morna 25% Fresado 60/85

50 34000 0,2 0,59 2,4 0,4 15000 27,47 198,90


200 34500 0,2 0,6 2,3 0,1 1000 39,83 269,55

59

De acordo com Yusoff et al. (2011), as propriedades reológicas das misturas

asfálticas são, normalmente, apresentadas em termos de módulo complexo e curvas

mestras em conjunto com ângulos de fase e determinação de fatores de desvio ou

deslocamento (shift factors), associados com a mudança de temperatura dos parâmetros

reológicos. A dependência da temperatura no comportamento viscoelástico das misturas

é indicada pelo fator de deslocamento e expressa por a(T), em escala logarítmica. A

inclinação das curvas log [a(T)] permite inferir a respeito da suscetibilidade térmica das

misturas, ou seja, quanto menos inclinada a curva melhor é o comportamento da mistura

quanto à suscetibilidade térmica, e tende ter maior estabilidade.

Bohn (2017) observou que a Mistura Convencional CAP 60/85 foi a mistura que

apresentou ser menos suscetível à temperatura, pois a mesma mostrou ter a linha de

tendência mais na horizontal. Em contrapartida, a mistura mais suscetível à temperatura,

que apresenta uma maior inclinação para a vertical, é a Mistura Morna 50% Fresado, do

mesmo ligante.

A Figuras 48 e 49 apresentam um comparativo das curvas log [a(T)], obtidas após

o Ciclo 1 e Ciclo 2, respectivamente. Para a Figura 48 não possível notar diferenças

significativas quanto à inclinação das linhas, indicando que após o C1 as misturas não

apresentam grandes variações. Já para a Figura 49, que apresenta o comparativo para o

C2, é perceptível a grande diferença da inclinação das retas referentes às Misturas M6 e

M8 para as demais, porém isso se deve ao fato de que estas misturas não tiveram valores

medidos à 54ºC devido aos problemas de fixação dos LVDTs, assim como as misturas

M5 e M7, logo não se deve levar em conta estas duas misturas na análise. Diante disso, é

possível afirmar que as misturas que mostrou ser menos suscetível à temperatura foi a

Morna 50% Fresado CAP 50/70 juntamente com a Morna 25% Fresado CAP 50/70, pois

apresentaram valores muito semelhantes. Em seguida têm-se a Morna 25% Fresado AMP

60/85 seguido da Convencional AMP 60/85.

Portanto, com base na análise das figuras, pode-se inferir que, após dois ciclos de

danificação por umidade, as misturas mornas com teores de fresado apresentaram menor

susceptibilidade à temperatura se comparadas com a convencional, porém, quanto ao tipo

de ligante não foi possível estabelecer uma influência deste, visto a dificuldade

encontrada durante a realização do ensaio na temperatura de 54°C.

60

Figura 48 - Comparação das linhas de tendência lineares das curvas log [a(T)] para todas as misturas após C1 (@ 21°C).

Figura 49 - Comparação das linhas de tendência lineares das curvas log [a(T)] para todas as misturas após C2 (@21°C).

4.1.5. Curvas Mestras

Para descrever e representar as características viscoelásticas de ligantes e misturas

asfálticas, pesquisadores tem se utilizado das curvas mestras, pois estas permitem que se

faça uma previsão dos valores de uma determinada propriedade reológica em uma ampla

faixa de temperaturas e frequências.

As curvas mestras foram construídas, considerando o comportamento

termoreológico das misturas asfálticas, a partir dos resultados dos ensaios de módulo

-5,00

-4,00

-3,00

-2,00

-1,00

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

-20 -10 0 10 20 30 40 50 60

Lo

g [

a(T

)]

Temperatura (°C)

Linear (Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1)


Linear (Convencional AMP 60/85 C1)

Linear (Morna AMP 60/85 C1)

Linear (Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1)


-5,00

-4,00

-3,00

-2,00

-1,00

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

-20 -10 0 10 20 30 40 50 60

Lo

g [a

(T)]

Temperatura (°C)



Linear (Convencional AMP 60/85 C2)

Linear (Morna AMP 60/85 C2)



61

complexo (módulo dinâmico e ângulo de fase), utilizando-se do princípio da superposição

tempo-temperatura (TTSP – Time-Temperature Superposition Principle), sendo as curvas

ajustadas pelo modelo reológico 2S2P1D. Uma das grandes vantagens destas curvas é

que possibilitam a previsão dos valores de uma determinada propriedade reológica ao

longo de uma gama de frequências mais ampla do que a utilizada inicialmente, e nas mais

variadas temperaturas.

Barra (2009), após avaliar o ensaio de módulo complexo para suas misturas,

constatou que o aumento do valor do módulo de rigidez complexo |E*| das misturas

asfálticas ocorreu devido ao endurecimento do ligante betuminoso, que está diretamente

relacionado ao processo de envelhecimento do material, ocasionado após os períodos de

prévio condicionamento alternado com ciclos de imersão na água e secagem em estufa,

ambos a 60ºC. Castañeda (2004), também relacionou o fenômeno do aumento da rigidez

ao endurecimento do ligante betuminoso, que ocorre ao final dos processos secagem em

estufa, o que caracteriza o processo de envelhecimento do material, induzindo à

superestimação da resistência na presença da água.

As Figuras de 50 a 55 apresentam, para cada mistura, uma comparação entre as

curvas mestras obtidas por Bohn (2017) e as curvas mestras obtidas após o C1 e o C2. Ao

observar as figuras, é possível constatar que o módulo dinâmico cresce com o aumento

da frequência e independe do tipo de mistura asfáltica. Nas maiores frequências o tempo

de carga é menor, o que limita a manifestação de deformações viscoelásticas, ou seja,

praticamente só existem deformações elásticas no material. Nas baixas frequências, o

tempo de carregamento é maior, o que faz com que as deformações viscoelásticas do

material se manifestem.

As análises nas altas frequências correspondem às baixas temperaturas e nas

baixas frequências às altas temperaturas. Como a temperatura de ensaio variou de -10°C

a 54°C, o comportamento viscoelástico é válido para essa faixa de temperatura.

É importante destacar, novamente, que não foi possível obter os resultados do

ensaio de módulo dinâmico na temperatura de 54°C para as misturas M5 e M6 após C1 e

para as misturas M5, M6, M7 e M8 após C2.

Analisando separadamente cada mistura, após o C1, as misturas apresentaram

perda na sua rigidez, exceto as misturas Morna 50% Fresado CAP 50/70 (M4), Morna

AMP 60/85 (M6), as quais apresentaram um aumento na rigidez após o efeito da água. A

mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7) diminuiu o valor de módulo nas baixas

frequências e aumentou seu valor nas altas frequência.

62

Após o C2, novamente, grande parte das misturas sofreram perda na rigidez,

exceto as misturas M6 e Morna 50% Fresado AMP 60/85 (M8), que apresentaram um

pequeno aumento no valor de módulo nas altas frequências.

Ressalta-se que quanto maior a rigidez da mistura, melhor a distribuição das

tensões que um revestimento transfere para as camadas subjacentes.

Figura 50 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura Morna 25% Fresado CAP 50/70 (M3) (@ 21°C).

Figura 51 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura Morna 50% Fresado CAP 50/70 (M4) (@ 21°C).

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 100000

Mod

ulo

Din

amic

o |E

*| (

MP

a)

Frequencia reduzida (Hz)

Morna 25% Fresado CAP 50/70Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1Morna 25% Fresado CAP 50/70 C2

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 100000

Mo

du

lo D

ina

mic

o |E

*| (

MP

a)


Morna 50% Fresado CAP 50/70Morna 50% Fresado CAP 50/70 C1Morna 50% Fresado CAP 50/70 C2

63

Figura 52 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura Convencional AMP 60/85 (M5) (@ 21°C).

Figura 53 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura Morna AMP 60/85 (M6) (@ 21°C).

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 100000

Mo

du

lo D

inam

ico

|E*

| (M

Pa

)


Convencional AMP 60/85Convencional AMP 60/85 C1Convencional AMP 60/85 C2

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 100000

Mod

ulo

Din

amic

o |E

*| (

MP

a)


Morna AMP 60/85Morna AMP 60/85 C1Morna AMP 60/85 C2

64

Figura 54 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7) (@ 21°C).

Figura 55 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para Mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85 (M8) (@ 21°C).

As Figuras 56 e 57 mostram a comparação das curvas mestras obtidas por Bohn

(2017) com as curvas obtidas após o C1 e C2, respectivamente.

Bohn (2017), ao analisar as altas frequências, constatou que as misturas que

apresentaram maior rigidez foram as Misturas Morna 25% (M7) e 50% Fresado CAP

60/85 (M8). Nas altas frequências para o C1, observando a Figura 56, novamente a M7

foi a mistura que apresentou o maior valor de rigidez em relação as outras misturas,

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 100000

Mo

du

lo D

ina

mic

o |E

*| (

MP

a)


Morna 25% Fresado AMP 60/85Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1Morna 25% Fresado AMP 60/85 C2

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 100000

Mo

du

lo D

inam

ico

|E*

| (M

Pa)


Morna 50% Fresado AMP 60/85Morna 50% Fresado AMP 60/85 C1Morna 50% Fresado AMP 60/85 C2

65

seguida da M6, M3, M5 e M4. Já a M8 sofreu uma diminuição da sua rigidez e apresentou

o menor valor dentre todas as misturas.

Figura 56 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico entre os valores de referência e os valores obtidos após o C1 para todas as misturas (@ 21°C).

Ao comparar os resultados de C2 com os resultados de referência (Figura 57) é

possível verificar que a M7 ainda apresenta o maior valor para o módulo nas altas

frequências e que a M5 passou a apresentar o menor valor.

Figura 57 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico entre os valores de referência e os valores obtidos após o C2 para todas as misturas (@ 21°C).

0

10000

20000

30000

40000

0,0001 0,01 1 100 10000

Mód

ulo

Din

am

ico

|E*

| (M

Pa

)

Frequência Reduzida (Hz)


0

10000

20000

30000

40000

0,0001 0,01 1 100 10000

Mód

ulo

Din

amic

o |E

*| (

MP

a)



66

Bohn (2017) confirmou, com seus resultados, o comportamento esperado das

misturas com ligante modificado apresentarem uma superioridade se comparadas com as

misturas com ligante convencional, e com base nos ensaios de MR, de que com a inserção

de fresado a mistura adquirisse maior resistência a deformabilidade.

A Figura 58 apresenta as curvas mestras dos valores de referência juntamente com

C1 e C2. Após a análise das curvas não foi possível constatar um padrão para o

comportamento das misturas que contém ligante convencional e modificado, e também

não foi possível estabelecer um padrão de comportamento para as misturas com diferentes

teores de fresado. Tais dificuldades na conclusão dos resultados podem ter influência da

heterogeneidade do material fresado, e também por se tratar de um material envelhecido.

Figura 58 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para todas as misturas com os valores de referência e os valores após C1 e C2 (@ 21°C).

Para a Figura 59 é possível perceber que, nas baixas frequências, as misturas

apresentam um menor valor de módulo dinâmico, sendo menos rígidas. Estas frequências

estão relacionadas com a ocorrência de deformação permanente na mistura asfáltica,

enquanto nas temperaturas intermediárias ao dano por fadiga. Nessas frequências pode-

se perceber que, após sofrerem os ciclos de danificação por umidade, as misturas

apresentaram menores valores para o módulo.

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

45000

0,0001 0,01 1 100 10000

Mó

du

lo D

ina

mic

o |E

*| (

MP

a)



67

Figura 59 - Comparação das curvas mestras de módulo dinâmico para todas as misturas nas baixas frequências com os valores de referência e os valores após C1 e C2 (@ 21°C).

O ângulo de fase (φ) é um parâmetro utilizado frequentemente para avaliar o efeito

da modificação por polímero, e está relacionado às propriedades elásticas e viscosas dos

materiais asfálticos. Estas curvas foram obtidas através da modelagem 2S2P1D. Por fim,

as Figuras 60 até 62 apresentam a curva mestra do ângulo de fase para todas as misturas.

Foram plotadas as curvas obtidas pela modelagem 2S2P1D, e os resultados foram,

novamente, apresentados da seguinte forma: primeiramente tem-se os valores de

referência comparados com C1, seguido dos valores de referência comparados ao C2 e,

por último, os valores de referência juntamente com C1 e C2.

É importante citar que Bohn (2017), após analisar a curva mestra para o ângulo

de fase das misturas de referência, concluiu que, em geral, as misturas com ligante

modificado exibem uma maior elasticidade e resistência à deformação permanente e que

as misturas mornas e convencionais se comportaram de maneira equivalente, sendo que

as com CAP 50/70 praticamente ficaram sobrepostas ao longo de todo o espectro de

frequências. Quanto ao teor de fresado, a autora não encontrou um comportamento que

seja equivalente para todas as misturas, mas constatou um visível aumento da parcela

elástica quando utilizado o material reciclado em conjunto com ligante modificado por

polímero.

Ao analisar a Figura 60, nota-se que a partir do C1 e da frequência 0,0005Hz,

todas as misturas apresentaram um aumento para o ângulo de fase em relação aos valores

de referência. A mistura M3 - Morna 25% fresado CAP 50/70 apresentou o maior valor

0

5000

10000

15000

20000

0,0001 0,01

Mó

du

lo D

ina

mic

o |E

*| (

MP

a)



68

até a frequência 0,1. A partir daí a Mistura M7- Morna 25% Fresado AMP 60/85 passou

a ter o maior valor até a frequência de 3Hz, quando começou a cair até apresentar o menor

valor dentre todas as misturas, nas maiores frequências.

Nas frequências acima de 0,03Hz observa-se que as misturas M4 – Morna 25%

Fresado CAP 50/70 e M6 – Morna AMP 60/85, após o C1, começaram a apresentar

menores valores em relação aos valores de referência e esse comportamento continua até

nas altas frequências. Assim, para as Misturas M4 e M6 pode-se inferir que após a ação

da água, estas misturas tiveram uma melhora na sua rigidez nas frequências acima de

0,02Hz, confirmando os resultados encontrados para estas misturas nas curvas mestras de

módulo dinâmico. Também é possível perceber que as misturas M3- Morna 25% Fresado

CAP 50/70, M5, M7 e M8 mantiveram valores mais altos que as misturas de referência

também nas altas frequências.

A variação no comportamento das misturas nas frequências abaixo de 0,002Hz

pode estar relacionada com o descolamento dos pinos de fixação dos LVDTs na

temperatura de 54°C, já que este nível de frequência está relacionado às altas

temperaturas.

Então, conclui-se que, com exceção das misturas M4 e M6, as misturas

diminuíram sua elasticidade e a resistência à deformação permanente após a ação da água.

Vale observar que em baixas frequências há atuação do esqueleto pétreo e por isso uma

queda no valor do ângulo de fase que estava em ascensão, pois o ligante não consegue

suportar sozinho o carregamento e o agregado passa a atuar, tendo este último um

comportamento elástico e por conta disso diminuindo a defasagem.

A Figura 61 apresenta o ângulo de fase para os valores de referência e os valores

após C2 e a Figura 62 apresenta o ângulo de fase para os valores de referência e todos os

ciclos, onde é possível constatar nas altas frequências que há diferença pouca diferença

nos valores após cada ciclo. Apenas nas baixas frequências é possível notar que as

misturas M5, M6 e M7 tiveram uma diminuição nos valores de ângulo de fase.

69

Figura 60 - Comparação das curvas mestras de ângulo de fase para todas as misturas nas baixas frequências com os valores de referência e os valores após C1 (@ 21°C).

Figura 61 - Comparação das curvas mestras de ângulo de fase para todas as misturas nas baixas frequências com os valores de referência e os valores após C2 (@ 21°C).

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000

Ân

gu

lo d

e F

ase

φ(°

)



0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000

Ân

gu

lo d

e F

ase

φ(°

)



70

Figura 62 - Comparação das curvas mestras de ângulo de fase para todas as misturas nas baixas frequências com os valores de referência e os valores após C1 e C2 (@ 21°C).

4.1.6. Módulo Dinâmico Retido das misturas |Er*|e ângulos de fase retido (φr*)

Utilizando os valores de referência (Vr) obtidos por Bohn (2017) para o módulo

dinâmico e ângulo de fase e os valores obtidos nesta pesquisa após os ciclos de

danificação por umidade foram montados os gráficos apresentados nas Figuras 63 e 64

onde foram calculados os valores de módulo retido |E*r| e ângulo de fase retido (φr*) para

6 frequências escolhidas, as quais são: 0,001; 0,01; 0,1; 1; 10 e 100Hz.

Estes valores indicam, em relação ao módulo, o quanto do módulo original ficou

retido na amostra após os ciclos de danificação. Por exemplo, se uma amostra obtém,

após o C1, o valor de 0,6 significa que a amostra teve 60% do módulo retido em relação

ao original após este ciclo. Ou seja, quanto maior o valor encontrado, maior a resistência

da amostra ao dano por umidade.

Em altas frequências, o ângulo de fase está relacionado com a parcela elástica do

material, e nas baixas com a parcela viscosa. Assim para o ângulo de fase retido, valores

acima de 1 indicam que a mistura teve seu comportamento elástico ou viscoso reduzido

em relação aos valores obtidos antes dos ciclos.

Estes gráficos foram obtidos através das Equações (7) e (8) para o módulo e o

ângulo de fase, respectivamente:

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000

Ân

gu

lo d

e F

ase

φ(°

)



71

��∗ =

��

�� (7)

Onde:

E*r = Módulo Retido;

Cx = Ciclo de danificação (1 ou 2);

Vr =Valor de referência.

φ�∗ =

��

�� (8)

Onde:

�*r = Ângulo de fase Retido;

Cx = Ciclo de danificação (1 ou 2);

Vr =Valor de referência.

Ao observar a Figura 63, as misturas Morna 25% Fresado CAP 50/70 (M3) e

convencional AMP 60/85 (M5) tiveram comportamento semelhantes, sendo que a M3

reteve, em média, nas baixas frequências, aproximadamente 60% do seu módulo original

após o C1 e aproximadamente 80% nas altas frequências e, após o C2, a mistura seguiu

o mesmo padrão, com pouca diferença para o primeiro ciclo.

As Misturas Morna 50% Fresado CAP 50/70 (M4) e Morna AMP 60/85 (M6)

exibiram um comportamento distinto das demais, pois apresentaram maior módulo retido

em todas as frequências e, ao longo do aumento das frequências, o módulo retido foi

diminuindo para ambas. A M4 apresentou maiores valores que o módulo original após os

dois ciclos, sendo que os maiores foram encontrados nas baixas frequências, onde é

possível notar valores de até 60% acima. A mesma mistura também não teve grande

diferença nos valores para os ciclos 1 e 2. Já a M6 teve um aumento de até 55% após o

C1, porém, mostrou ser a mistura mais suscetível à ação da água após o C2, diminuindo

os valores de módulo pela metade nas menores frequências e indicando uma tendência

para esta mistura sofrer danos pela ação da água.

Por fim, as misturas Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7) e Morna 50% Fresado

AMP 60/85 (M8) apresentaram comportamento muito semelhante ao das Misturas M3 e

M5, porém, é importante observar que as duas foram as que obtiveram menor valor para

o módulo retido nas baixas frequências dentre todas as misturas e que a mistura M7 teve

um aumento de rigidez nas altas frequências.

72

Assim sendo, não foi possível encontrar um padrão das misturas, com relação ao

teor de fresado e ao tipo de ligantes, para os valores de módulo retido.

Figura 63 - Valores para |E*r|.

Ao comparar os valores de |E*r|, Figura 63, com os Valores de RRT, obtidos por

Bohn (2017) após o ensaio de Lottman Modificado, percebe-se diferenças quanto à

previsão da susceptibilidade ao dano por umidade das misturas.

Bohn (2017) observou que as misturas convencionais apresentaram maiores

valores de RRT se comparadas com as mornas para misturas com ligante convencional e

modificado, respectivamente. Neste presente trabalho, os resultados obtidos com o |E*r|

mostraram-se contrários ao da autora, pois as misturas Convencional CAP 50/70 (M1) e

Morna CAP 50/70 (M2) não resistiram ao primeiro ciclo de danificação pela umidade, o

que indicaria alta susceptibilidade à ação da água e da temperatura do condicionamento.

Já para as misturas com ligante modificado, a M6 apresentou valores muito superiores

para |E*r| em comparação à M5.

73

Quanto ao teor de fresado incorporado nas misturas, Bohn (2017) constatou que

houve um aumento de RRT na medida em que esse teor aumentou, para as misturas com

CAP 50/70 se comparadas com a mistura morna sem material reciclado. Já para as

misturas com AMP 60/85, realizando a mesma comparação, a autora encontrou uma

pequena queda quando aumentada a fração de fresado na mistura, porém com resultados

superiores.

Para este trabalho, de acordo com a Figura 63, foi constatado comportamento

semelhante para estas análises. As misturas M3 e M4 apresentaram melhores valores logo

de início, pois resistiram ao ciclos de danificação pela umidade, ao contrário das amostras

M1 e M2 que não continham nenhum teor de fresado. Ainda, a Mistura M4 teve os

maiores valores para |E*r| dentre todas as outras misturas. Porém, as misturas M7 e M8

apresentaram, nas baixas frequências, menores valores para |E*r| se comparadas às

misturas sem teor de fresado, M5 e M6. Já nas frequências mais altas, a M7 obteve uma

pequena superioridade em relação à M5.

Quanto ao fato das misturas M3 e M4 possuírem valores superiores às misturas

M7 e M8, Bohn (2017) também encontrou a mesma superioridade das misturas M3 e M4

e atribuiu a melhora no comportamento ao fato do fresado ter ligante modificado por

polímero envelhecido, e a composição com ligante convencional gerar misturas com

melhor desempenho quanto à adesividade.

Portanto, a avaliação da susceptibilidade das misturas ao dano por umidade

através do módulo dinâmico retido |E*r| mostra ser uma opção ao ensaio Lottman que

avalia através da resistência retida à tração (RRT) a previsão do dano por umidade. Os

resultados obtidos pelo |E*r| foram coerentes e foi possível constatar no antes do término

do primeiro ciclo de condicionamentos a alta susceptibilidade das misturas com ligante

convencional à ação deltéria da água.

A Figura 64 apresenta os valores obtidos na análise do ângulo de fase para todas

misturas. É possível notar que em todas misturas não houve grande diferença entre os

valores de C1 para C2. De forma geral, as misturas M7 e M8 exibiram, novamente

comportamentos muito semelhantes e obtiveram os maiores valores para φr* em todas

frequências, sendo essa diferença mais significativa nas maiores frequências. Em média,

estas misturas tiveram um aumento de 50% na sua parcela elástica o que estaria

relacionado com uma diminuição da resistência à deformação permanente.

74

As misturas M3 e M5 diminuíram os valores de φr* conforme o aumento das

frequências, porém estes valores foram sempre superiores a 1, o que indica um aumento

na parcela elástica.

Já a M4, manteve valores abaixo de 1 a partir de 0,1Hz após C1 e C2 e a mistura

M6 apresentou valores abaixo de 1 apenas nas frequências 10Hz e 100Hz após C1. Este

comportamento apresentado pela M4 e M6 indica um aumento na elasticidade das

misturas e após serem submetidas aos efeitos da água e, consequentemente, um aumento

da resistência à deformação permanente.

Figura 64 - Valores para φ*r.

4.1.7. Relações |E*|. sen φ e |E*|/sen φ

Com o objetivo de realizar inferências sobre o comportamento à deformação

permanente e fadiga, foram utilizados os dados do Módulo Complexo para fazer as

relações E*.senφ e E*/senφ, respectivamente. Esse tipo de inferência teoricamente não é

75

possível, visto que relaciona viscoelasticidade linear com dano, mas é apenas uma

correlação dessas propriedades visando melhorar o ponto de vista prático das misturas

asfálticas.

A Figura 65 mostra a análise à fadiga das misturas, para o caso crítico de

temperatura mediana de 21°C, onde, quanto menor o valor de |E*|.sen φ melhor é o

desempenho da mistura frente à fadiga, nas quais são utilizadas preferencialmente as

frequências mais altas para avaliação deste parâmetro.

Ao analisar o |E*|.sen φ após o C1 e C2, é possível observar que nas frequências

mais altas não houve diferença significativa nos valores das misturas. A mistura M4

apresentou uma diminuição no valor nas maiores frequências após o C1 de danificação,

porém são valores muito parecidos, logo não se pode afirmar nada a respeito do

comportamento nas altas frequências, das misturas frente à fadiga após cada ciclo de

danificação pela água.

Figura 65 - Inferência à fadiga a 21°C das misturas após os Ciclos 1 e 2.

Outra análise realizada nesta pesquisa foi a inferência, das misturas, à deformação

permanente para a temperatura de 54°C. A análise para este tipo de dano é nas baixas

frequências, de 0,01 a 1Hz. Quanto maior o valor de E*/senφ melhor o comportamento à

deformação permanente. Quanto à deformação permanente, a inferência pode ser

validada, pois na pesquisa de Bohn (2017) foi realizado o ensaio de Flow Number (FN),

que avalia as misturas quanto a resistência ao afundamento em trilha de roda e também

foi realizada esta inferência.

1

10

100

1000

10000

0,01 0,1 1 10

E*.

sen

φ

Frequência (Hz)

Morna 25% Fresado CAP 50/70 Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1Morna 25% Fresado CAP 50/70 C2 Morna 50% Fresado CAP 50/70Morna 50% Fresado CAP 50/70 C1 Morna 50% Fresado CAP 50/70 C2Convencional AMP 60/85 Convencional AMP 60/85 C1Convencional AMP 60/85 C2 Morna AMP 60/85Morna AMP 60/85 C1 Morna AMP 60/85 C2Morna 25% Fresado AMP 60/85 Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1Morna 25% Fresado AMP 60/85 C2 Morna 50% Fresado AMP 60/85Morna 50% Fresado AMP 60/85 C1 Morna 50% Fresado AMP 60/85 C2

76

Bohn (2017) apresentou inferências na temperatura de 54ºC e na temperatura de

37ºC, visto a dificuldade de leitura do ângulo de fase na temperatura de 54°C. Através

dessas inferências, a autora constatou que as misturas se comportaram de maneira

semelhante ao mostrado pelo ensaio de FN, alterando um pouco as posições, mas

mantendo a hegemonia das misturas com adição de fresado e mostrando que o ligante

modificado apresenta melhor comportamento frente à deformação permanente se

comparado ao convencional.

Da mesma forma que Bohn (2017), devido à dificuldade de leitura do ângulo de

fase, será apresentado as inferências na temperatura de 54ºC (Figura 65) e 37ºC (Figura

66).

É importante ressaltar que nas misturas M5 e M6, para C1 e C2, e M7 e M8 para

C2 não foi possível realizar a leitura dos valores devido ao descolamento dos pinos para

esta temperatura de 54ºC.

Assim, pela Figura 66, nota-se que todas misturas tiveram um decréscimo no valor

de E*/senφ, porém esta figura não permite uma análise completa pois não consta todas as

misturas.

Já na Figura 67, com os valores à 37ºC, é possível perceber com clareza que todas

as misturas apresentaram menores valores para E*/senφ, tanto após o C1 como após o

C2, podendo inferir que todas misturas diminuíram sua resistência à deformação

permanente após os dois ciclos de danificação pela água.

77

Figura 66 - Inferência à deformação permanente das misturas a 54 ºC após os Ciclos 1 e 2.

Figura 67 - Inferência à deformação permanente das misturas a 37 ºC após os Ciclos 1 e 2.

1

10

100

1000

10000

0,01 0,1 1 10

E*

/sen

φ

Frequência (Hz)

Morna 25% Fresado CAP 50/70 Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1

Morna 25% Fresado CAP 50/70 C2 Morna 50% Fresado CAP 50/70

Morna 50% Fresado CAP 50/70 C1 Morna 50% Fresado CAP 50/70 C2

Convencional AMP 60/85 Morna AMP 60/85

Morna 25% Fresado AMP 60/85 Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1

Morna 50% Fresado AMP 60/85 Morna 50% Fresado AMP 60/85 C1

1

10

100

1000

10000

0,01 0,1 1

E*

/sen

φ

Frequência (Hz)

Morna 25% Fresado CAP 50/70 Morna 25% Fresado CAP 50/70 C1Morna 25% Fresado CAP 50/70 C2 Morna 50% Fresado CAP 50/70Morna 50% Fresado CAP 50/70 C1 Morna 50% Fresado CAP 50/70 C2Convencional AMP 60/85 Convencional AMP 60/85 C1Convencional AMP 60/85 C2 Morna AMP 60/85Morna AMP 60/85 C1 Morna AMP 60/85 C2Morna 25% Fresado AMP 60/85 Morna 25% Fresado AMP 60/85 C1Morna 25% Fresado AMP 60/85 C2 Morna 50% Fresado AMP 60/85Morna 50% Fresado AMP 60/85 C1 Morna 50% Fresado AMP 60/85 C2

78

5 CONSIDERAÇÕES FINAIS

Nesta última seção serão apresentadas as conclusões observadas no decorrer desta

pesquisa através dos dados obtidos em laboratório com base na revisão de literatura.

Posteriormente serão apresentadas sugestões para pesquisas futuras.

5.1. CONCLUSÃO

O presente trabalho teve como principal objetivo de estudo analisar o efeito

deletério da água na rigidez das misturas asfálticas recicladas, utilizando como referência

a dissertação de Bohn (2017), que originou os corpos de prova aqui ensaiados e os valores

de referência que conduziram toda a pesquisa.

As misturas que apresentaram ser mais suscetíveis ao dano por umidade foram as

Misturas Convencional CAP 50/70 (M1) e Morna CAP 50/70 (M2) que não aguentaram

a exposição ao primeiro dos ciclos de condicionamento, pois se desintegraram na etapa

em que as amostras eram submersas em água à 60°C por 24h. Esse fato pode ser atribuído

às misturas conterem somente ligante convencional, pois as Misturas Morna 25% Fresado

(M3) e 50% Fresado CAP 50/70 (M4), que continham o material fresado aguentaram

todos os ciclos de condicionamento. Vale ressaltar que o material fresado possuía ligante

modificado.

De modo geral, a rigidez das misturas diminuiu após serem submetidas aos ciclos

de danificação por umidade, com exceção das misturas Morna 50% Fresado CAP 50/70

(M4) e Morna AMP 60/85 (M6), que mesmo nas menores frequências apresentaram

aumento na rigidez. A mistura Morna 25% Fresado AMP 60/85 (M7) teve o maior valor

nas mais altas frequências. O comportamento das misturas M4 e M7 pode ser explicado

devido ao fato do material fresado já ter sofrido envelhecimento. Já a mistura M6 mostrou

ser menos suscetível à ação da água do que a Mistura Convencional AMP 60/85 (M5),

indicando superioridade da mistura morna. A Mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85

(M8) diminuiu significativamente sua rigidez, indicando que essa mistura é mais

suscetível à ação da água.

O cálculo do módulo retido mostrou ser uma boa alternativa para à previsão

quanto à suscetibilidade das misturas ao dano pela água, pois possibilitou uma melhor

visualização do comportamento de todas misturas após cada condicionamento,

confirmando o efeito da água no comportamento quanto à rigidez de algumas misturas.

79

Bohn (2017) ao analisar os valores para RRT encontrou superioridade das misturas

convencionais em relação as misturas mornas, indicando que as primeiras teriam uma

melhor resistência ao efeito da água, porém, com o módulo retido foi possível observar

que a mistura M6 apresentou ser menos suscetível para ação da água do que a mistura

M5, corroborando com os resultados encontrados nas curvas mestras.

Já o cálculo de ângulo de fase retido não mostrou ser muito útil ou apresentar

novas informações, apenas confirmou os resultados analisados nas curvas mestras de

ângulo de fase.

Quanto às inferências realizadas de E*.senφ e E*/senφ, para a primeira os valores

se mostraram muito próximos, não podendo inferir muito quanto ao comportamento

frente à fadiga. Já para E*/senφ foi possível constatar que todas misturas diminuíram seu

valor após ambos os ciclos de danificação podendo concluir então que as misturas

diminuíram sua resistência à deformação permanente após os dois ciclos de danificação

pela água.

Portanto, conclui-se que:

• As misturas mais suscetíveis à ação da água foram as misturas

Convencional e Morna CAP 50/70 sem nenhum teor de fresado;

• Após serem submetidas ao efeito deletério da água as Misturas Morna 50%

Fresado CAP 50/70, Morna AMP 60/85 e Morna 25% Fresado aumentaram seu valor de

rigidez;

• A mistura Morna 50% Fresado AMP 60/85 teve uma diminuição de rigidez

bem grande, indicando uma maior suscetibilidade da mistura à ação da água;

• As Misturas Mornas CAP 50/70 25% e 50% de Fresado mostraram ser

menos suscetíveis à ação da água se comparadas com as Misturas Mornas AMP 60/85

25% e 50% de Fresado;

• O cálculo de módulo retido pode ser utilizado em substituição ao ensaio

de RRT para prever o comportamento das misturas frente à ação deletéria da água.

• Pode-se dizer que o ciclo que mais alterou o comportamento das misturas

foi o Ciclo 1, após o Ciclo 2 não houve alteração significativa nos valores das misturas

de maneira geral.

80

5.2. SUGESTÕES PARA FUTUROS ESTUDOS

1. Estudar o comportamento das misturas à fadiga quando submetidas ao

efeito deletério da água;

2. Estudar o efeito deletério da água nas demais camadas do pavimento e a

possibilidade da utilização de fresado nestas camadas;

3. Estudar a rigidez em fresados com diferentes tipos de ligante;

4. Realizar mais ciclos de danificação por umidade para melhor estudar o

comportamento das misturas frente à ação da água.

81

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

AASHTO, 2002, Mixture Conditioning of Hot-Mix Asphalt. American Association of State Highway and Transportation Officials, AASHTO R 20, Washington, D.C. ALMEIDA Jr., P. O. B. de. Comportamento mecânico de concretos asfálticos com diferentes granulometrias, ligantes e métodos de dosagem. 2016. 217p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) - Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, 2016. ANITELLI, A. Estudo do dano por umidade de misturas densas com ligantes asfálticos convencional e modificado com polímero SBS. Dissertação (Mestrado) em Engenharia de Transportes. Escola de Engenharia de São Carlos de Universidade de São Paulo, São Paulo, 2013. BAHIA , H., AHMAD, S., 1999. Evaluation and Correlation of Lab and Field Tensile Strength Ratio (TSR) Procedures and Values in Assessing the Stripping Potential of Asphalt Mixes. Final Report No. WI/SPR-10-99, Wisconsin Department of Transportation, Madison, WI, USA. 1999. BAHIA, H.; FAHEEM, A.. Using the Superpave gyratory compactor to estimate rutting resistance of hot-mix asphalt. In: Transportation Research Circular EC124 - Practical approaches to hot mix asphalt mix design and production quality control testing, pp. 45-61. Washington, D.C., EUA, 2007. BALBO, J. T. Pavimentação asfáltica: materiais, projeto e restauração. 2007. 558p. São Paulo: Oficina de Textos, 2007. BARRA, B.S. Avaliação da ação da água no módulo complexo e na fadiga de misturas asfálticas densas. 327p. Tese (doutorado). Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis, SC. 2009. BERNUCCI, L. B.; MOTTA, L. G.; CERATTI, J. A. P.; SOARES, J. B. Pavimentação Asfáltica: Formação Básica para Engenheiros. Rio de Janeiro: Petrobrás: ABEDA. 504 p. 2010. BOHN, K. A. Avaliação das misturas asfálticas mornas com uso de ligantes convencional e modificado por polímero. 2017. 254f. Dissertação de mestrado. Universidade Federal de Santa Maria, Centro de Tecnologia, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, Santa Maria, RS, 2017. BRUXEL, D. F. Estudo do comportamento viscoelástico de concretos asfálticos convencionais e modificados através de ensaios laboratoriais e de análise de desempenho. 2015. 129 p. Dissertação (Mestrando em Engenharia Civil) – Universidade Federal de Santa Maria, Centro de Tecnologia, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, Santa Maria, RS, 2015. CARO, S. A. Coupled Micromechanical Model of Moisture-Induced Damage in Asphalt Mixtures: Formulation and Applications. Tese de Doutorado, Texas A&M University, College Station, Texas. 2009. CASTAÑEDA, E., Contribution de Methodes Non Destructives a l’Evaluation de l’Effet de l’Eau sur les Enrobés Bitumineux. Thèse de Doctorat. Université de Nantes, 2004. CAVALCANTI, L. S. Efeito de alguns modificadores de ligante na vida de fadiga e deformação permanente de misturas asfálticas. 2010. 196p. Dissertação (Mestrado em Ciências em Engenharia Civil) – Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 2010.

82

CHRISTENSEN, R.M. Theory of viscoelasticity .2 ed. New York: Academic, 1982. CNT – Confederação Nacional do Transporte. Pesquisa CNT de rodovias 2017: relatório gerencial. Brasília, 2016. 20. ed. 399 p. Disponível em: <http://http://pesquisarodovias.cnt.org.br/>. Acesso em: 07 nov. 2017. DI BENEDETTO, H.; OLARD, F.; SAUZÉAT, C.; DELAPORTE, B. Linear Viscoelastic Behaviour of Bituminous Materials: from binders to mixes. Road Materials and Pavements Design. Departement Génie Civil et Bátiment, Ecole Nationale des TPE (ENTPE), 2004. 41p. DI BENEDETTO, H.; NGUYEN, Q.T.; SAUZEAT, C. Linear viscoelastic behaviour of bituminous mixtures: experiment and modelling. Conference franco-vietnamienne CIGOS. Lyon, France. 2013. DI BENEDETTO, H.; CORTÉ, J. F. Matériaux routiers bitumineux 2: Constitution et propriétés thermomécaniques des mélanges. Paris: Hermes-Lavoisier. 2005. DNIT – Departamento Nacional de Infra-Estrutura de Transportes. Manual de Restauração de Pavimentos Asfálticos. Instituto de Pesquisas Rodoviárias. 2ª ed. Rio de Janeiro, 2006. KANITPOG, K. E BAHIA, H.U. Evaluation of HMA moisture damage in Wisconsin as it relates to pavement performance. International Journal of Pavement Engineering, Vol 9, Issue 1, February pp. 9-17 2008. KIGGUNDU, B. M.; ROBERTS, F. L. Stripping in HMA Mixtures: State-of-the-Art and Critical Review of Test Methods. Auburn University: National Center for Asphalt Technology. 1988. KIM, R. Y. Modeling of asphalt concrete. 1º ed. McGraw-Hill. p. 460. New York. 2009. KRINGOS, N. Modeling of Combined Physical-Mechanical Moisture Induced Damage in Asphaltic Mixes. Tese de Doutorado, Technische Universiteit Delft, Holanda. 2007. LIBERATORI, L. A. CONSTANTINO, R.S. Melhoradores de adesividade para misturas asfálticas. Estado da Arte. 18° Encontro de Asfalto. Rio de Janeiro. 2006. MEDINA, J.; MOTTA, L. M. G. Mecânica dos Pavimentos. 3ª ed. Rio de Janeiro: interciência, 2015, 638p. MORAES, R., VELASQUEZ, R., BAHIA, H.U. Measuring the effect of moisture on asphalt-aggregate bond with the bitumen bond strength test. Transp. Res. Rec. J.transp. Res. Board 2209 (1), 70e81. 2011. MOTTA(a), R. S. Estudo de misturas asfálticas mornas em revestimentos de pavimentos para redução de emissão de poluentes e de consumo energético. 2011. 229p. Tese (Doutorado em Engenharia - Área de concentração: Engenharia de Transportes) - Escola Politécnica de São Paulo, São Paulo, 2011a. NADKARNI, A.A., K.E. KALOUSH, W.A. ZEIADA, 2009. Using the Dynamic Modulus Test for Moisture Susceptibility Evaluation of Asphalt Mixtures. In 88th Annual Meeting of the Transportation Research Board, National Academy of Sciences, Washington, D.C., USA, 2009. NASCIMENTO, L. A. H. Nova Abordagem da Dosagem de Misturas Asfálticas Densas com Uso do Compactador Giratório e Foco na Deformação Permanente. Dissertação (Mestrado

83

em Ciências em Engenharia Civil) – Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Rio de Janeiro, 2008. OLARD, F.; DI BENEDETTO, H. General "2S2P1D" model and relation between the linear viscoelastic behaviors of bituminous binders and mixes. Road Materials and Pavement Design, 4, p 185-224. 2003. OTTO, G. G. Misturas Asfálticas Mornas - Verificação da Fadiga e do Módulo Complexo. 2009. Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis, 2009. PRADYUMNA, T. A.; MITTAL, A.; JAIN, P. K. Characterization of Reclaimed Asphalt Pavement (RAP) for Use in Bituminous Road Construction. 2° Conference of Transportation Research Group of India – Procedia – Social and Behavioral Sciences, 2013. RENAUD, C. L. R. S. A. Module de rigidité et comportement em fatigue desenrobésbituminuex. Expérimentations et nouvelles perspectives d’analyse. Tese de Doutorado –EcoleCentrale Paris, 1996. SOLAIMANIAN, M.; CHANG, C. Using dynamic modulus test as a tool to determine resistance of asphalt concrete to moisture damage. 11th International Conference on Asphalt Pavements. Nagoya, Japan. 2010. TERREL, R; AI-SWAILMI, S. Water Sensitivity of Asphalt-Aggregate Mixes: test selection. Strategic Highway Research Program. National Research Council. Washington, D.C. (USA). 1994. TRICHÊS, G.; LORENA, M.; SANTOS, A. Reciclagem de pavimento com adição de cimento: estudo do desempenho da rodovia SC 303, trecho BR 282 - Capinzal (SC). 40ª RAPV: REUNIÃO ANUAL DE PAVIMENTAÇÃO, 2010, Rio de Janeiro. Anais... Rio de Janeiro, 2010. VASCONCELOS, K. L.; SOARES, J. B. Projeto de Misturas de Concreto Betuminoso Reciclado a Quente com Diferentes Teores de Material Fresado. In: Anais do XII CONGRESSO IBERO LATINOAMERICANO DEL ASFALTO – CILA. Anais... 2003. VASCONCELOS, K. L.; BHASIN, A.; LITTLE, D. N.; SOARES, J. B. Avaliação do dano por umidade induzida e da recuperação de trincas em mástique. 18º Encontro de Asfalto, maio de 2006. Anais... Rio de Janeiro, RJ. 2006. WOLDEKIDAN, M. F. Response modelling of bitumen, bituminous mastic andmortar. Tese de Doutorado. Delft University of Technology, Delft, Holanda, 2011. YUSOFF, N. I.; CHAILLEUX, E.; AIREY, G. D. A Comparative Study of the Influence on shift Factor Equations on Master Curve Construction. International Journal of Pavement Research and Technology. Vol. 4. No. 6. Nov. 2011.

bethania machado correa - ufsmcoral.ufsm.br/engcivil/images/pdf/2_2017/tcc_bethania machad… ·...

Documents