Estudo da aderência entre placas de concreto de cimento Portland e concretos asfálticos para fins...
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RITA MOURA FORTES
ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE O CONCRETO
DE CIMENTO PORTLAND E CONCRETOS
ASFÁLTICOS PARA FINS DE REFORÇOS
ULTRADELGADOS DE PAVIMENTOS
Tese apresentada à Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo para obtenção do título de
Doutor em Engenharia
São Paulo
1999
RITA MOURA FORTES
Engenheiro Civil, Universidade Federal de São Carlos, 1984
Mestre em Engenharia, Escola Politécnica da USP, 1990
ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE O CONCRETO
DE CIMENTO PORTLAND E CONCRETOS
ASFÁLTICOS PARA FINS DE REFORÇOS
ULTRADELGADOS DE PAVIMENTOS
Tese apresentada à Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo como parte dos requisitos
para obtenção do título de Doutor em Engenharia
Área de Concentração: Engenharia de Transportes
ORIENTADOR: Prof. Dr. José Tadeu Balbo
São Paulo
1999
1.1.1.1.1. Fortes, Rita Moura
Estudo da aderência entre o concreto de cimento Portland e concretos
asfálticos para fins de reforços ultradelgados de pavimentos.
São Paulo, 1999.
335p
Tese (Doutorado) – Escola Politécnica da Universidade de Sâo
Paulo. Departamento de Engenharia de Transportes.
1. Pavimentação 2. Whitetopping Ultradelgado I.
Universidade de São Paulo. Escola Politécnica. Departamento de
Engenharia de Transportes II.t
Quantas lágrimas se verte para que se possa desanuviar a nossa visão e assim vislumbrar e amadurecer a solução para os problemas com os quais nos defrontamos?
Quantas vezes o remédio que nos parece tão amargo de sorver, nos transmite um bem salutar, preparando-nos para enfrentar os obstáculos com os quais nos deparamos?
Uma tese é acima de tudo um crescimento disciplinar, um amadurecimento, um símbolo muito forte em nossas vidas, quando nos sentimos tais como a semente que do seio da terra começa a brotar em busca da luz que emana de nosso pai universal.
Dedico esse meu esforço a todos que acreditaram e tiveram a coragem de empreender esta jornada comigo, compartilhando as derrotas e vitórias, sendo os principais responsáveis por esse fruto que pudemos colher.
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Dr. José Tadeu Balbo pela orientação segura, estímulo, paciência e empenho,
conduzindo com maestria e segurança esta pesquisa ao seu objetivo.
Ao Laboratório de Mecânica dos Pavimentos da Escola Politécnica da Universidade de São
Paulo (LMP-EPUSP), particularmente ao engenheiro Alexandre R. Peres na execução da
pesquisa de laboratório, ao Eng. e mestrando Marcos Paulo Rodolfo, por ceder resultados
de análises realizadas através do programa de elementos finitos FEACONS 4.1 SI e à
doutoranda Andréa Arantes Severi no auxílio da pesquisa bibliográfica.
Ao Laboratório de Engenharia e Consultoria S/C Ltda (LENC), particularmente ao
engenheiro Ms. Alexandre Zuppolini Neto, a Engª Claudia Duarte de Souza que ajudou -me
em ensaios e preparação de amostras, a engenheiranda Lilian M. Gonçalves, aos técnicos
Benício B. Bento, Marin O. O. Silva, Alexandre P. Gonçalves, Marcelo M. Fortes, Ricardo
Luiz P.Corrêa, Tarciany A. R. Soares, Valtemir R. de Oliveira, José Adão e demais
funcionários, pelo apoio na viabilização da pesquisa.
Ao corpo técnico do Laboratório do Departamento de Engenharia de Construção Civil da
Escola Politecnica da Universidade de São Paulo (PCC-EPUSP), particularmente ao Prof.
Antonio Domingues de Figueiredo pelo apoio na viabilização e realização da pesquisa de
laboratório e sugestões oportunas para o desenvolvimento desse trabalho; à Profª Dr.
Mércia Botura de Barros e aos técnicos Reginaldo Mariano da Silva, Dorval Dutávio
Aguiar e Adilson Inácio dos Santos na realização da moldagem das placas.
Ao Prof. Dr. Manuel Alba Sória da Escola de Engenharia de São Carlos – USP, pelas
sugestões para a realização do ensaio de cisalhamento direto.
Ao Dr. Leto Momm, Eng. João V. Merighi, Eng. Alexandre R. Peres, Eng. Ricardo Garrido
por cederem as placas de concreto asfáltico para execução da placa de concreto de cimento
Portland sobreposto, conforme descrito no capítulo 2.
Ao Laboratório de Tecnologia da Pavimentação da Escola Politécnica da Universidade de São Paulo (LTP-EPUSP), particularmente à Profª Dr. Liedi B. Benucci e ao mestrando e tecnólogo Édson de Moura pelo apoio e disponibilização do laboratório para o desenvolvimento dos ensaios de carga repetida à tração na flexão de corpos-de-prova de WTUD prismáticos.
Ao Laboratório de Mecânica de Rochas do Departamento de Engenharia de Minas da
Escola Politécnica da Universidade de São Paulo (LMR-PMI), ao Prof. Dr. Lineu Azuaga
Ayres da Silva que disponibilizou o laboratório, e principalmente ao doutorando eng.
Eduardo César Sansone que viabilizou a realização dos ensaios (que não foram poucos),
tanto para a determinação da resistência ao cisalhamento (estático), como os dinâmicos.
À Fremix, ao amigo e colega eng. Ms.Valmir Bonfim, pela fresagem das placas na 2ª etapa
e pelo apoio na execução dessa pesquisa.
Ao Instituto de Pesquisas Tecnológicas de São Paulo – IPT, particularmente ao Eng. Ms. João Carlos
Marques e ao técnico Pedro Bilesky na execução de ensaios de controle tecnológico.
À Engemix S.A., particularmente ao Eng. Eliron Maia Souto Jr. e ao Sr. José Antonio
Santos Ribeiro de Queiroz pelo material cedido graciosamente para execução das placas e
do controle tecnológico da 2ª etapa da pesquisa.
Ao acadêmico de engenharia André Einsinger, nosso aluno, que me ajudou a habilitar o
equipamento para utilização de strain gages no laboratório do LTP-EPUSP para realização
de ensaios de carga repetida à tração na flexão.
Aos meus pais, Marcello de Andrada Fortes e Diva Moura Fortes e a D. Luxia de Florio Merighi e
Orlando Merighi, por tudo o que fizeram por mim.
Em especial à minha família, ao meu esposo e colega João Virgilio Merighi por suas sugestões e apoio e aos meus filhos, dos quais eu furtei muito do tempo que dediquei a esta pesquisa e que foram o meu oásis nos momentos mais áridos.
SUMÁRIO
Lista de Abreviaturas ...........................................................................................................vi
Lista de Figuras...................................................................................................................viii
Lista de Quadros ..................................................................................................................xii
Lista de Símbolos ...............................................................................................................xiii
Lista de Tabelas ...................................................................................................................xv
Resumo...............................................................................................................................xvii
Abstract. ........................................................................................................................... xviii
Introdução...............................................................................................................................1
Objetivo da Pesquisa .............................................................................................................4
CAPÍTULO 1 - Trajetória de uma década da utilização do WTUD ..................................9
1.1 Pavimentos de CCP sobrepostos (Whitetopping)..................................................9
1.2 Revestimentos de CCP ultradelgados (Whitetopping Ultradelgado) .................12
1.2.1 Definição do WTUD....................................................................................12
1.2.2 Histórico de pavimentos com WTUD.........................................................16
1.3 Novas tecnologias – Modificações do WTUD ....................................................35
1.4 Desempenho do WTUD........................................................................................36
1.4.1 Conceitos Fundamentais ..............................................................................36
1.4.2 Aderência entre o WTUD e o pavimento asfáltico remanescente.............39
1.4.3 Espaçamento entre as juntas – posicionamento de juntas serradas...........41
1.4.4 Espessura apropriada da camada asfáltica remanescente ..........................43
1.5 Execução do WTUD .......................................................................................48
1.6 Recomendações na utilização do WTUD ......................................................55
1.6.1 Gerais ............................................................................................................55
1.6.2 Relatos sobre a utilização de fibras.............................................................56
1.7 Tópicos que necessitam ser melhor pesquisados.................................................58
1.8 Aderência entre o CCP e o CA.............................................................................60
1.8.1 Introdução .....................................................................................................60
1.8.2 Ensaios para determinação da resistência a aderência ...............................62
CAPÍTULO 2 Caracterização dos materiais utilizados e moldagem de corpos-de-
prova .............................................................................................................................76
2.1 Introdução ..............................................................................................................76
2.2 Execução das Placas ..............................................................................................79
2.2.1 Materiais e métodos ....................................................................................79
2.2.2 Moldagem dos corpos-de-prova..................................................................87
2.2.3 Cura ...............................................................................................................99
2.2.4 Desforma das Placas ....................................................................................99
2.3 Ensaios de Controle Tecnológico...................................................................99
2.3.1 Macrotextura das placas de CA.................................................................105
2.3.2 Consistência do Concreto Fresco ..............................................................107
2.3.3 Ensaio de Compressão ...............................................................................107
2.3.4 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova cilíndricos .............110
2.3.5 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos..............115
2.3.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos. ..........116
2.4 Resultados Obtidos..............................................................................................119
2.4.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico................119
2.4.2 Consistência................................................................................................120
2.4.3 Resistência à Compressão..........................................................................121
2.4.4 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos..............125
2.4.5 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos ...........125
2.5 Discussão dos Resultados ...................................................................................126
2.5.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico................126
2.5.2 Consistência................................................................................................127
2.5.3 Resistência à Compressão..........................................................................128
2.5.4 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova cilíndricos .............130
2.5.5 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos..............132
2.5.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos ...........133
CAPÍTULO 3 Estudo da Aderência entre o Concreto de Cimento Portland e o
Concreto Asfáltico .....................................................................................................137
3.1 Introdução.............................................................................................................137
3.2 Método proposto da Resistência ao Cisalhamento Direto - Carregamento
Estático .................................................................................................................139
3.2.1 Introdução ..................................................................................................139
3.2.2 Preparação das amostras ...........................................................................142
3.2.3 Ensaio de cisalhamento .............................................................................150
3.2.4 Resultados Obtidos....................................................................................155
3.2.5 Análise dos Resultados .............................................................................157
3.3 Verificação da Perda de Aderência em Ensaio Dinâmico .............................. 162
3.3.1 Introdução...........................................................................................162
3.3.2 Ensaio de carga repetida à tração na flexão.........................................162
3.3.3 Ensaio de resistência ao cisalhamento direto com carga repetida .........166
3.3.4 Avaliação dos resultados.....................................................................173
CAPÍTULO 4 Avaliação teórica das tensões de cisalhamento em WTUD .................176
4.1 Introdução .................................................................................................... 176
4.2 Condições de contorno aplicadas .................................................................. 178
4.2.1 Dimensões das placas de WTUD ........................................................ 178
4.2.2 Concreto Asfáltico .............................................................................. 178
4.2.3 Módulo de Reação do Sistema ............................................................ 178
4.2.4 Concreto .............................................................................................179
4.2.5 Posições de cargas e eixo adotado .......................................................179
4.2.6 Malha de discretização........................................................................ 180
4.3 Simulações utilizando o FEACONS 4.1 SI ...................................................180
4.4 Avaliação dos Resultados .............................................................................189
Conclusões e Recomendações ...................................................................................193
Referências Bibliográficas.........................................................................................200
ANEXO I Caracterização dos Materiais Utilizados – 1ª etapa ...................................212
ANEXO II Caracterização dos Materiais Utilizados – 2ª etapa .................................. 215
ANEXO III Verificação da Compatibilidade dos resultados de ensaio à compressão de
corpos-de-prova curados ao ar ensaiados no laboratório do PCC-USP e no IPT221
ANEXO IV Medição da Temperatura e Umidade Relativa no período de cura das
placas moldadas.................................................................................. 224
ANEXO V Planilhas de Resultados – Módulo de Deformação Estática, de
corpos-de-prova cilíndricos e prismáticos de CCP .............................. 230
ANEXO VI Gráficos de ensaios para a determinação da resistência ao cisalhamento
estático, realizados no LMR-PMI .......................................................249
ANEXO VII Estudo da resistência ao cisalhamento na interface do CCP e do CA.....254
ANEXO VIII Calibração da Prensa MTS .................................................................. 259
ANEXO IX Gráficos obtidos através de simulações realizadas pelo FEACONS
4.1 SI.................................................................................................. 262
LISTA DE ABREVIATURAS
ABCP Associação Brasileira de Cimento Portland
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ABNT NM norma Mercosul da Associação Brasileira de Normas Técnicas
ACPA American Concrete Pavement Association
ACI American Concrete Institute
ARI cimento Portland de alta resistência inicial
ARI RS cimento Portland de alta resistência inicial com resistência à sulfato
ASTM American Society For Testing And Materials
BS British Standard
CA concreto asfáltico
CAD concreto de alto desempenho
CBR California bearing ratio
CCP concreto de cimento Portland
CEB Comité Euro-International du Béton
cp corpo-de-prova
CPU centro de processamento da unidade
CRL crack relief layer
CTL Construction Tecnology Laboratories
CU câmara úmida
CVA Coeficiente de variação da amostra
DER-SP Departamento de Estradas de Rodagem de São Paulo
DNER Departamento Nacional de Estradas de Rodagem
DOT Department of Transportation
EPUSP Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
ESRD eixo simples roda dupla - eixo-padrão - 80 kN
EUA Estados Unidos da América
FAPESP Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo
FEACONS Finite element analysis of concrete slab
FWD Falling Weight Deflectometer
FWHA Federal Highway Administration
IPT Instituto de Pesquisas Tecnológicas S.A
LENC Laboratório de Engenharia e Consultoria S/C Ltda
LMP -EPUSP
Laboratório de Mecânica dos Pavimentos da Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo
LMR-PMI
Laboratório de Mecânica de Rochas do Departamento de Engenharia de
Minas da Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
LTP- EPUSP
Laboratório de Tecnologia de Pavimentação da Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo
LVDT Linear Variable Differential Transducer
MB método brasileiro
NBR norma brasileira
NCHRP National Cooperative Highway Research Program
NDT non destrutive testing
PCA Portland Cement Association
PCC - EPUSP
Departamento de Engenharia de Construção Civil da Escola Politécnica
da Universidade de São Paulo
PCI Pavement Condition Index
PMSP Prefeitura do Município de São Paulo
RBV relação betume-vazios
SEM-SP Estação Meteorológica de Superfície do Aeroporto de Congonhas
SHRP Strategic Highway Research Program
SI sistema internacional de unidades
ST strain gauges
TCW thin composite whitetopping
TRR Transportation Research Record
VTBCC Very thin bonded cement concrete
WT Whitetopping
WTUD Whitetopping Ultradelgado
2-D Modelo em duas dimensões
LISTA DE FIGURAS
Figura 1. 1 Esquema da seção experimental (MACK et al., 1993)................................17
Figura 1. 2 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de temperatura entre o
topo e a base................................................................................................................19
Figura 1. 3 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de umidade entre o topo
e a base .......................................................................................................................19
Figura 1. 4 Transição entre o WTUD e a camada asfáltica adjacente (ACPA, 1998)....38
Figura 1. 5 Esquema do ensaio de arrancamento..........................................................63
Figura 1.6 Ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento slant shear........66
Figura 1. 7 Envoltórias de resistência de dois materiais hipotéticos (SANTAGATA &
CANESTRARI, 1998).................................................................................................66
Figura 1. 8 Esquema do método de ensaio de cisalhamento de Grzybowska na interface
(GRZYBOWSKA et al., 1993)....................................................................................68
Figura 1. 9 Esquema do ensaio do método do repique (LIN & SANSALONE, 1996) ..69
Figura 1. 10 Espectro obtido em estudo de campo em uma ponte de concreto revestida com
concreto asfáltico: resultados obtidos em regiões: (a) elevada aderência; (b) média
aderência; (c) pouca ou nenhuma aderência e (d) nenhuma aderência LIN &
SANSALONE, 1996 ...................................................................................................69
Figura 1. 11 Ensaio de cisalhamento (Wedge Splitting Test ) (STEIGENBERGER, 1998)
....................................................................................................................................70
Figura 1.12 Esquema de ensaio de cisalhamento direto utilizado por Felt (McGHEE et al.,
1994)...........................................................................................................................72
Figura 1.13 Molde do ensaio do método Iowa 406 (GROVE et al., 1993)....................72
Figura 1.14 Ensaio de Cisalhamento de Ancona (SANTAGATA & CANESTRARI, 1998)
....................................................................................................................................74
Figura 2. 1 Posições de medidas das espessuras na placa de CA ..................................80
Figura 2. 2 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório – 1ª
etapa. ....................................................................................................................87
Figura 2. 3 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório – 2ª
etapa. ....................................................................................................................87
Figura 2. 4 Detalhe da fôrma contendo a placa de concreto asfáltico tratada com resina do
tipo epóxi..............................................................................................................89
Figura 2. 5 Fôrmas contendo placas de concreto asfáltico recobertas com resina do tipo
epóxi, assentadas sobre colchão de areia para nivelamento....................................89
Figura 2. 6 Esquema da seqüência da fresagem realizada com a F120 (1ª etapa). .........90
Figura 2. 7 Fresagem das placas com fresadora manual – 1ª etapa ...............................91
Figura 2. 8 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem com a fresadora manual
.............................................................................................................................91
Figura 2. 9 Fresadora 1000C – Fresagem a frio – Wirtgen ...........................................93
Figura 2. 10 Fôrma metálica utilizada na fresagem com a 1000C.................................93
Figura 2. 11 Fresagem da placa de concreto asfáltico, fixada em fôrma metálica ........94
Figura 2. 12 Placa de CA após a fresagem. Os sulcos são paralelos e longitudinais (2ª
etapa)....................................................................................................................94
Figura 2. 13 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem, utilizando-se a 1000C
.............................................................................................................................96
Figura 2. 14 Limpeza da superfície das placas de concreto asfáltico com jato de ar .....96
Figura 2. 15 Moldagem das placas na 2ª etapa .............................................................97
Figura 2. 16 Adensamento do concreto lançado na fôrma com vibrador de imersão...100
Figura 2. 17 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 1ª
etapa. .................................................................................................................. 100
Figura 2. 18 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 2ª
etapa ...................................................................................................................101
Figura 2. 19 Moldagem de corpos-de-prova cilíndricos .............................................106
Figura 2. 20 Moldagem de corpos-de-prova prismáticos............................................ 106
Figura 2. 21 Ensaio de Mancha de Areia em placa fresada.........................................107
Figura 2. 22 Determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone.......... 108
Figura 2. 23 Representação esquemática dos módulos de deformação: tangente (Etg),
tangente inicial (Eo) e secante (Esec,n) (NBR 8522/84). ........................................ 112
Figura 2. 24 Foto do corpo-de-prova cilíndrico com o dispositivo para fixação do LVDT –
ensaio NBR 8522/84...........................................................................................113
.Figura 2. 25Curvas de Calibração do LVDT1, LVDT2, LVDT3 e LVDT4...............115
Figura 2. 26 Esquema de carregamento para ruptura dos corpos-de-prova prismáticos
...........................................................................................................................116
Figura 2. 27 Suporte para fixação do LVDT em corpo-de-prova prismático .........................................117
Figura 2. 28 Foto do dispositivo tipo “Yoke”, utilizado no ensaio ........................................................117
Figura 2. 29 Sistema de fixação do LVDT onde as deformações de cutelo e apoio do corpo-
de-prova incidem nas deflexões lidas (procedimento não recomendado)
(FIGUEIREDO – 1997)...................................................................................... 118
Figura 2. 30 Curvas carga por deflexão obtidas a partir de três técnicas diferentes de medida
da deflexão (BANTHIA e TROTTIER, 1995).....................................................118
Figura 2. 31 Tensão de compressão x deformação dos corpos-de-prova 3, 4 e 6 (ensaio
NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP) 123
Figura 2. 32 Gráfico do módulo de elasticidade secante em função da resistência à
compressão dos corpos-de-prova cilíndricos – 1a etapa (módulo de deformação estática
NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP) 124
Figura 2. 33 Gráfico da Tensão x Deformação Específica dos corpos-de-prova 52, 53, 54 e
55 – 2ª e tapa (ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no IPT) 124
Figura 2. 34 Carga x deformação de corpos-de-prova prismáticos – 1ª etapa – laboratório
PCC-EPUSP (ensaio não normalizado, descrito no item 2.3.6)............................ 126
Figura 2. 35 Esquema do ensaio para determinação do módulo de deformação.......... 133
Figura 3. 1 Esquema inicialmente proposto para aplicação de carga .......................... 141
Figura 3. 2 Esquema de corte das placas – (a) 1ª proposta, 2ª proposta, tipo 1 (b) e tipo 2
(c) .............................................................................................................................144
Figura 3. 3 Serragem das placas ................................................................................ 144
Figura 3. 4 Nivelamento da superfície da placa, de maneira a garantir nivelamento da
interface .................................................................................................................... 145
Figura 3. 5 Nivelamento da interface entre concreto de cimento Portland e concreto
asfáltico, com auxílio do nível de mão (corpo-de-prova tipo 1).................................. 146
Figura 3. 6 2ª prop osta - tipo 2 (a) corpo-de-prova sendo colado (b) colocado na prensa
.................................................................................................................................. 146
Figura 3. 7 Capeamento de corpo-de-prova, utilizando-se o capeador (a) tipo 1 e (b) tipo 2
da 2ª proposta (seqüência da esquerda para a direita e de cima para baixo) ................ 148
Figura 3. 8 Esquema de capeamento para realização do ensaio – 1ª proposta (a); 2ª proposta
- tipo 1(b) e tipo 2 (c) ................................................................................................ 149
Figura 3. 9 Esquema de aplicação de carga (1ª e 2ª propostas) ...................................150
Figura 3. 10 Foto da amostra colocada na prensa (1ª proposta) .................................151
Figura 3. 11 Corpo-de-prova colocado na prensa (a) (2ª proposta – tipo 1) com relógio
comparador para medir o deslocamento do pistão (b) ................................................ 152
Figura 3. 12 – Foto da ruptura na interface (1ª proposta) ............................................ 154
Figura 3. 13 Foto da ruptura na interface (2ª proposta (a) tipo 1 e (b) tipo 2) .............155
Figura 3. 14 Esquema de corte das placas para o ensaio de carga repetida à tração na flexão
.................................................................................................................................. 163
Figura 3. 15 Esquema de disposição do ST durante o ensaio de carga repetida à tração na
flexão........................................................................................................................ 164
Figura 3. 16 Esquema de problema da colagem do CCP ............................................ 169
Figura 3. 17 Gráfico do deslocamento pelo número de ciclos para a freqüência de 1,0 Hz
.................................................................................................................................. 171
Figura 3. 18 Gráfico do deslocamento pelo número de ciclos para a freqüência de 5,0 Hz
.................................................................................................................................. 171
Figura 3. 19 Tensão de Cisalhamento Máxima Aplicada em função do Número de Ciclos,
para a freqüência de 5,0 Hz .......................................................................................172
Figura 3. 20 Corpos-de-prova 69 C-D e 69 A-B (invertidos) após ensaio de cisalhamento
direto com cargas repetidas do que para 1 Hz ............................................................ 174
Figura 4. 1 Esquema da carga aplicada nas placas de 1,20 x 1,20m............................ 179
Figura 4. 2 Malha para as análises realizadas.............................................................181
Figura 4. 3 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de
reação do sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa................................ 183
Figura 4. 4 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de
reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa...............................184
Figura 4. 5 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para
módulo de reação do sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa ...............185
Figura 4. 6 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para
módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa .............186
Figura 4. 7 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio
para a espessura da camada asfáltica de 0,07 m e ECA de 2.000 MPa........................ 187
Figura 4. 8 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio
para a espessura da camada asfáltica de 0,12 m e ECA de 3.000 MPa........................ 188
LISTA DE QUADROS
Quadro 1. 1 Comparação entre Whitetopping e Whitetopping Ultradelgado (SPEAKMAN
& SCOTT III, 1996)....................................................................................................14
Quadro 1. 2 Alguns dados de pavimentos WTUD (COLE,1997(1); ARMAGHANI & TU,
1997(2); CABLE et al., 1997(3); KING, 1997 (4); MACK et al., 1998 (5); STURM &
MORRIS, 1998(6); STEIGENBERGER, 1997(7); SILFWERBRAND, 1998(8);
SPEAKMAN & SCOTT III, 1996(9); MCFEELY (1997) (10) ; MCCOMB &
LARSON,1998 (11); SALCEDO, 1998 (12); ARMAGHANI & TU, 1998 (13); COLE et
al., 1998 (14); CHATTIN, 1997 (15) ; WU et al.,1998 (16); McCOMB & LARSON, 1998
(17); SALCEDO, 1996(18); LORD,1998(19); ACPA, 1998(20); ARMAGHANI, & TU,
1999(21); CRAWLEY & PEPPER, 1998 (22) ; GUCUNSKI et al., 1999(23) e BALBO,
1999(24)) ....................................................................................................................24
Quadro 1.3 – Pavimentos tipo VTBCC executados na França (CHAMBON et al., 1998).
....................................................................................................................................35
Quadro 1. 4 Resumo dos fatores importantes para o desempenho do WTUD...............47
Quadro 2. 1 Valores recomendados para a resistência à compressão .........................131
Quadro 2. 2 Expressões de correlação entre ECCP e fc (extraído de GOMES, SHEHATA e
ALMEIDA; 1997) ............................................................................................. 131
Quadro 3.1 Proposta de velocidade de deslocamento/carregamento para o ensaio de
cisalhamento...................................................................................................... 153
LISTA DE SÍMBOLOS
δ Deslocamento
ε deformação específica ou unitária
σ tensão normal
τ tensão ao cisalhamento
τmáx. tensão de cisalhamento máxima analisada numericamente
τrup resistência ao cisalhamento
rupτ tensão média de ruptura
∆l Alongamento
1:a:b:x traço do concreto: cimento: areia: brita nº1: relação água/cimento.
1:a:p:b:x traço do concreto: cimento: areia: pó de pedra: brita nº1: relação
água/cimento.
a distância entre o apoio e o cutelo
A Área da seção de ruptura
a’ distância entre dois cutelos
b largura média da seção transversal do corpo-de-prova
c Coesão
d altura média da seção do corpo-de-prova
E módulo de deformação
ECA módulo resiliente do CA
ECCP módulo de deformação do CCP
F força normal a uma superfície
f flecha no meio do vão no ensaio de dois cutelos
fc resistência à compressão
fck resistência à compressão característica do concreto de cimento Portland
fctm resistência à tração na flexão do concreto de cimento Portland
Frup força normal aplicada no instante da ruptura
I momento de inércia em m4
k módulo de reação do sistema de apoio
l extensão inicial de uma base de medida
la comprimento do corpo-de-prova entre apoios
P carga total aplicada na amostra
Q carga total sobre um eixo ESRD em kN
r Coeficiente de correlação
r2 coeficiente de determinação.
sd desvio-padrão
t Tempo
tCA espessura da camada de CA
tWTUD espessura da camada de WTUD
Vv volume de vazios
x relação água/cimento
z distância do apoio a um ponto qualquer do corpo-de-prova prismático
LISTA DE TABELAS
Tabela 1.1 Resultados do ensaio pull off test utilizado para avaliar a resistência a aderência
em obra onde foi utilizado o WTUD............................................................................64
Tabela 1.2 Resultados da resistência à aderência obtidos através do ensaio de Iowa 406
....................................................................................................................................73
Tabela 1. 3 Resumo dos resultados apresentados por SANTAGATA & CANESTRARI
(1998) .........................................................................................................................75
Tabela 2. 1 Condições e medidas das placas de concreto asfáltico ...............................81
Tabela 2. 2 Condições e medidas das placas de CA após a fresagem com equipamento
1000C...................................................................................................................82
Tabela 2. 3 Características das placas cedidas por MOMM (MOMM,1998) ...............83
Tabela 2. 4 Características das placas cedidas por Peres PR-7 e PR8 de (PERES &
BALBO, 1998) .....................................................................................................83
Tabela 2. 5 Características das placas cedidas por MERIGHI (J1 a J24 e J60 a J88 – Faixa
III da PMSP (MERIGHI, 1998, 1999)...................................................................84
Tabela 2. 6 Caracterização das placas M1A, M1B (Mistura 1) e M2B (Mistura 2) de
Garrido (GARRIDO & BALBO, 1997).................................................................84
Tabela 2. 7 Traço empregado na concretagem das placas.............................................97
Tabela 2. 8 Medidas das placas após a concretagem e desforma ................................ 102
Tabela 2. 9 Medidas das placas da 2a etapa após a concretagem e desforma.............. 103
Tabela 2. 10 Resumo do número de corpos-de-prova moldados para controle tecnológico.
...........................................................................................................................104
Tabela 2. 11 Sensibilidade típica de saída de um transdutor.......................................113
Tabela 2. 12 Calibração dos LVDT para ensaios de módulo de deformação .............. 114
Tabela 2. 13 Resultados do ensaio de mancha de areia em placas de concreto asfáltico
...........................................................................................................................120
Tabela 2. 14 Valores obtidos na determinação da consistência pelo abatimento do tronco de
cone.................................................................................................................... 120
Tabela 2. 15 Resultados do Ensaio à Compressão de corpos-de-prova cilíndricos 122
Tabela 2. 16 Concreto – Determinação do módulo de Elasticidade Secante – Plano de carga
tipo II – NBR 8522/84 – 2ª etapa ........................................................................ 123
Tabela 2. 17 Medições e Resultados do ensaio de Resistência à Tração na Flexão - ABNT
MB-3483/91 (1ª, 2ª e 3ª etapas) .......................................................................... 125
Tabela 2. 18 Resultados do ensaios de mancha de areia efetuados por MERIGHI(1999) e
nesta pesquisa .....................................................................................................127
Tabela 2. 19 Valores do módulo de elasticidade calculados pelas expressões e os obtidos (1ª
etapa – laboratório PCC-EPUSP) ........................................................................ 131
Tabela 2. 20 Valores do módulo de elasticidade calculados pelas expressões e os obtidos (2ª
etapa – laboratório IPT) ...................................................................................... 132
Tabela 2. 21 Valores de Resistência à Tração na Flexão obtido através do ensaio e através
de expressões de correlação com a resistência à compressão (1ª, 2ª e 3ª etapas ).. 133
Tabela 2. 22 Módulo de Elasticidade dos corpos-de-prova prismáticos...................... 135
Tabela 2. 23 Módulo de Elasticidade dos corpos-de-prova prismáticos (sem considerar o
cp nº4) ................................................................................................................ 135
Tabela 3. 1 Placas utilizadas no ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento
direto estático proposto (1ª e 2ª propostas) .........................................................140
Tabela 3. 2 – Resumo dos Resultados Obtidos (1ª proposta) ...................................... 155
Tabela 3. 3 – Resumo dos Resultados obtidos (2ª proposta) .......................................156
Tabela 3. 4 Faixa de valores da Resistência ao Cisalhamento em amostras com a interface
CCP/CA fresada, obtida por alguns autores ...............................................................157
Tabela 3.5 Resumo dos valores médios obtidos nos ensaios para determinação da
resistência ao cisalhamento estática ...........................................................................159
Tabela 3. 6 – Tipos de ensaios efetuados para verificação da perda de aderência .......162
Tabela 3. 7 – Resumo das placas ensaiadas no LTP-EPUSP...................................... 166
Tabela 3. 8 Características dos ensaios de carga repetida de cisalhamento direto .......168
Tabela 3. 9 Dados de ensaios de cisalhamento dinâmico............................................ 172
Tabela 4. 1 Avaliação dos gráficos da tensão de cisalhamento pela espessura de WTUD.
.................................................................................................................................. 189
Tabela 4. 2 Faixa de valores das tensões de cisalhamento para cargas de 80kN.......... 191
RESUMO
Neste trabalho de pesquisa é avaliada a capacidade de resistência da interface aderida entre
o concreto de cimento Portland e o concreto asfáltico para fins de pavimentos compostos,
em especial no que tange ao emprego de reforços ultradelgados de concreto de cimento
Portland sobre antigos revestimentos asfálticos denominados por Whitetoppings
Ultradelgados.
A aderência entre ambos os materiais, que devem trabalhar monoliticamente para garantir
uma redução significativa dos esforços de tração na flexão no concreto de cimento
Portland, é tomada como a principal hipótese de cálculo dessas estruturas de pavimento
composto, sendo que sua ausência (inicial ou tardia) teria drásticas conseqüências para o
desempenho das placas delgadas de concreto.
Os estudos experimentais realizados em laboratório permitiram a inferência de valores de
resistência ao cisalhamento dessa interface aderida, bem como avaliar a perda potencial
dessa aderência quando a interface é submetida à ação de esforços de cisalhamento
repetidos em níveis de tensôes inferiores à tensão de ruptura.
Com apoio em modelagem numérica de tensões de cisalhamento em interfaces aderidas de
concreto de cimento Portland e concreto asfáltico foi possível melhor delinear em que
situações o emprego do whitetopping ultradelgado apresentaria desempenho favorável
como alternativa de manutenção.
ABSTRACT
This work presents a research on the bond strength between Portland cement concrete and
hot asphalt mixtures for composite pavements, with special concern to ultra-thin concrete
overlay or inlay for old asphalt pavement surfaces (ultra-thin whitetopping).
Bond interface for such materials is taken as the key for ultra-thin whitetopping once this
condition allows significant reduction of bending stresses on the concrete slab, and the
early loss of adherence would drasticaly commit the pavement performance.
In order to clarify the behavior of bond interface under shear stresses a laboratorial research
was carried out employing static and dynamics solicitations and through the results it was
identified loss of bond for a low number of load repetitions.
Supported both by numerical simulations of shear stresses on composite pavements and experimental results
it becomes possible to better identify the current conditions for using ultra-thin whitetopping as a attractive
maintenance alternative.
Introdução
Voltando-se o relógio do tempo algumas décadas atrás e observando-se as necessidades
políticas e econômicas dos organismos públicos gestores da malha viária do nosso país,
quando os baixos custos de implantação norteavam suas decisões, os pavimentos de
concreto de cimento Portland (CCP) eram preteridos em relação aos pavimentos asfálticos,
por apresentarem elevado custo inicial, o que era uma restrição à sua utilização.
Esta desvantagem era decisiva para marginalizá-los, mesmo que em contrapartida,
apresentassem elevada durabilidade e consequentemente, baixo custo para sua manutenção.
Hoje, frente ao novo panorama, quando a política nacional tem difundido a concessão de rodovias, o
pavimento de CCP é olhado sob outro prisma e tem sido apontado como solução para atender o usuário da
rodovia, proporcionando-lhe pavimentos de boa
qualidade quanto ao conforto ao rolamento, a um custo de implantação e de manutenção
compatível com as necessidades de quem gerencia uma via.
Se há alguns anos, a idéia da utilização de pavimentos de CCP estava ligada à desvantagem
de um elevado custo inicial devido (dentre outros fatores) à espessura das placas, hoje, com
o desenvolvimento de concretos de alto desempenho (CAD) tal espessura poderia ser
reduzida significativamente e sua aplicação tem sido incrementada e classificada como
altamente competitiva.
Inserindo o pavimento de CCP na nova realidade nacional, a iniciativa privada tem buscado
implementar a tecnologia construtiva e de controle tecnológico desses pavimentos.
A preferência dessa tecnologia em construção de novos pavimentos torna-se clara quando
observado o projeto do Rodoanel Metropolitano, que interligará as rodovias que chegam à
cidade de São Paulo, apresentando uma rota alternativa para desviar o tráfego de veículos
comerciais pesados, reduzindo-se este tráfego no interior da malha urbana altamente
deteriorada pela falta de investimentos financeiros na área de infra-estrutura viária.
Seus pavimentos no primeiro trecho (oeste) serão executados predominantemente em CCP,
projetados para um horizonte de 30 anos. Sua extensão será de aproximadamente 161 km,
sendo suas principais características físico-operacionais: via expressa com controle de
acessos; velocidade entre 80 e 100 km/h; duas pistas e duas a quatro faixas de tráfego por
sentido; interseções em desnível; sistema viário secundário composto por marginais e
trevos.
No entanto, mais do que a construção de novos pavimentos, é necessário reabilitar os
existentes, o emprego do concreto de cimento Portland pode ser promissor para a
recuperação da malha viária predominantemente constituída de pavimentos asfálticos.
Uma maneira de se utilizar o pavimento de CCP na recuperação da malha viária de
pavimentos com revestimento de misturas asfálticas consiste na realização do recapeamento
de CCP sobre pavimentos asfálticos, que tem sido empregado nos Estados Unidos da
América (EUA) desde 1918, denominado de Whitetopping (WT), que consiste na
moldagem de uma camada de CCP sobreposto ao concreto asfáltico existente.
BALBO (1999) esclarece que: “O termo na língua inglesa – whitetopping – empregado
tomou como diferencial a cor predominante do CCP que dará lugar à antiga cor presente
em uma superfície com revestimento asfáltico.”
Cabe salientar que o WT tem sido dimensionado empregando-se métodos e critérios
convencionais de pavimentos de CCP, seguindo a teoria convencional para pavimentos de
concreto, assumindo que não exista aderência entre o pavimento asfáltico remanescente e o
de concreto (ARMAGHANI & TU, 1997; MACK et al., 1998).
Na última década a aplicação da técnica do WT evoluiu para a utilização do Whitetopping
ultradelgado (WTUD) que pode ser definido como um pavimento ultradelgado de CCP
sobreposto a uma camada de concreto asfáltico, sendo que a espessura do recobrimento
pode variar de 50 a 100 mm, com juntas pouco espaçadas, segundo BALBO (1999) com
distância inferior a 1,20 m, considerando-se essencial a aderência desta placa ao pavimento
asfáltico subjacente, criando-se assim uma estrutura de pavimento composta pela camada
subjacente de concreto asfáltico (CA) e a camada de CCP.
Objetivo da pesquisa
Face ao entendimento sobre tópicos que necessitam ser melhor pesquisados sobre o WTUD
e que estão abordados no item 1.7 do capítulo 1, pode-se ressaltar que vários autores, tais
como, COLE & MACK (1997), STEIGENBERGER (1998), SALCEDO (1998), BALBO
et al. (1998), ARMAGHANI & TU (1998, 1999), KING (1997), COLE & MACK (1997),
STURM & MORRIS (1998) e BALBO (1999) foram unânimes em sugerir a importância
de maior conhecimento e esclarecimento do fenômeno de aderência entre o WTUD e o CA
do pavimento existente.
Assim sendo, esta pesquisa concentrou seus esforços no estudo do fenômeno de aderência
entre a camada subjacente de CA e a camada sobreposta de CCP, uma das principais
responsáveis pelo sucesso ou insucesso do WTUD, tendo por objetivo:
estudar o fenômeno de aderência, verificando a influência do tratamento entre a interface de
CA e CCP;
1 Trata-se de um projeto de pesquisa, fomentado pela FAPESP, com placas de WTUD instrumentadas.
a) desenvolver um método de ensaio estático para determinação da resistência ao
cisalhamento, analisando o desempenho dos tratamentos efetuados na interface da placa
de CA, verificando as potencialidades do método proposto;
b) por meio de ensaio de dinâmico, avaliar o potencial da perda da aderência na interface
dos corpos-de-prova quando submetidos à um número de ciclos repetidos;
c) comparar os resultados de laboratório com tensões de cisalhamento esperadas para a
interface WTUD-CA, estimadas por meio de teoria adequada.
O desenvolvimento da pesquisa presentemente consolidada nesta tese seguiu a linha de
ensaios laboratoriais. Complementando-se esta linha de pesquisas, o Laboratório de
Mecânica de Pavimentos (LMP-EPUSP) está atualmente avaliando as questões
relacionadas à aderência na interface em campo, em pista experimental construída em via
urbana1
Em laboratório realizou-se a moldagem de corpos-de-prova em placas de 180 x 500 x 50
mm de CA, que foram recobertas com 60 mm de CCP, atendendo os seguintes quesitos e
etapas:
a) moldagem das placas: com a intenção de melhor conhecer a influência de diversos
tratamentos na interface de CA e CCP, moldaram-se as placas, introduzindo
tratamentos diferenciados na superfície da placa de CA, antes da moldagem do concreto
fresco; tais tratamentos foram a fresagem manual, a aplicação de resina epóxica sem
fresagem, a fresagem manual seguida da aplicação de resina epóxica e a fresagem com
fresadora 1000C da Wirtgen, utilizada em fresagem de pavimentos a frio.
b) controle tecnológico dos materiais empregados: como as placas de CA utilizadas
já haviam sido caracterizadas, suas características principais anteriormente
definidas, foram sistematicamente registradas. Diversos ensaios de controle de
materiais empregados foram elaborados conforme descrito no Capítulo 2;
c) ensaios de cisalhamento estático, quando se buscou um método de ensaio
simples, que utilizasse equipamentos disponíveis nos laboratórios nacionais na
área de engenharia civil e oferecesse resultados confiáveis, assim, foi
desenvolvido e proposto um ensaio para determinação da resistência ao
cisalhamento na interface do CCP e CA.
Realizou-se uma série de ensaios e comparou-se os valores obtidos com os
apresentados na literatura existente sobre o assunto.
Os resultados observados variando-se o tipo de tratamento da interface, também
foram analisados, na busca de esclarecimentos sobre a melhoria da aderência
entre CA e CCP.
d) ensaios de carga repetida buscando dirimir dúvidas e responder perguntas sobre o
fenômeno de aderência, tais como:- Ocorre ou não a perda de aderência na
interface do CA e do CCP quando o pavimento é solicitado por aplicação de
cargas repetidas? – Como será que ocorre esse processo? - Inicialmente
pesquisou-se o comportamento de vigotas de CCP aderidas a CA, submetendo-as
à carregamentos cíclicos de tração à flexão e monitorando a posição da linha
neutra, que no caso de perda de aderência se deslocaria. Infelizmente este estudo
não pode ser concluído, conforme apresenta-se no Capítulo 3.
Na seqüência de foram realizados ensaios de cisalhamento direto com carregamento
cíclico, similar ao efetuado para determinação da resistência ao cisalhamento direto
estático, procurando-se observar o comportamento da resistência na interface aderida
do corpo-de-prova, quando solicitado à aplicações repetidas. Tais ensaios foram
realizados no Laboratório de Mecânica de Rochas do Departamento de Engenharia de
Minas da EPUSP (LMR-PMI).
a) Efetuou-se uma avaliação teórica das tensões de cisalhamento em WTUD, partindo-se
da análise de placas quadradas e 1,20 x 1,20 m, utilizando-se o programa de análise
numérica para pavimentos de concreto FEACONS 4.1 SI do Laboratório de Mecânica
dos Pavimentos da Escola Politécnica da Universidade de São Paulo (LMP-EPUSP).
Para melhor orientar o leitor desse trabalho, a descrição dessa pesquisa, bem como
discussão dos resultados e conclusões, está apresentado nos seguintes capítulos:
• Capítulo 1 – Trajetória de uma década da utilização do WTUD: é apresentado um relato
do estado atual de utilização do WTUD, ressaltando pontos importantes e discutindo-os,
além de procurar reunir, na literatura específica, quais tópicos necessitam ser melhor
pesquisados, buscando um embasamento para a importância do tema desenvolvido.
Também é efetuada uma pesquisa sobre o fenômeno da aderência e sobre os principais
ensaios estáticos existentes para determinação da resistência ao cisalhamento
Capítulo 2 – Caracterização dos materiais utilizados e preparação de corpos-de-prova : neste capítulo está reunido tanto a descrição de como foram moldadas as
• placas de CCP sobrepostas à placas de CA, além das características das placas de
concreto asfáltico utilizadas, o controle tecnológico efetuado e seus resultados.
• Capítulo 3 – Estudo experimental da aderência entre o CCP e o CA: é apresentada uma
proposta de ensaio de fácil execução e assimilação pelos laboratórios de engenharia
civil, que conduzisse à valores de resultados plausíveis aos apresentados na literatura
internacional sobre o assunto.
Procurando adentrar na problemática do tema, que se por um lado não deixa dúvidas
sobre importância da aderência entre os dois materiais (CA e CCP), por outro, alerta
para o fato de que essa aderência tende a decrescer quando o pavimento é colocado em
operação e submetido a ciclos de carga, a essa pesquisa foi incorporada a execução de
ensaios dinâmicos, com repetição de aplicações de carga inferiores ao valor estimado de
ruptura ao cisalhamento, objetivando investigar a ocorrência ou não da perda de
aderência entre a camada de CCP e CA, quando submetidas à ação de cargas repetidas.
Este capítulo, além de conter a descrição do procedimento de ensaio tanto estático como
dinâmico, apresenta e discute resultados de ensaios efetuados, variando-se inclusive o
tratamento dado à interface CCP-CA.
Capítulo 4 – neste capítulo é aprofundada a discussão sobre os resultados obtidos nos
estudos experimentais de laboratório à luz das tensões de cisalhamento possíveis em campo
determinadas por meio do emprego de métodos numéricos para a avaliação de tensões em
pavimentos de CCP.
CCAAPPÍÍTTUULLOO 11 - Trajetória de uma década da
utilização do WTUD
1.1 Pavimentos de CCP sobrepostos (Whitetopping)
Nos EUA a técnica de execução de pavimentos de CCP sobrepostos (Whitetopping -WT)
tem sido empregada já há algumas décadas em corredores de tráfego pesado. Segundo
COLE (1997), a espessura mínima que geralmente tem sido empregada é de 125 mm
podendo atingir até 450 mm em aeroportos. ARMAGHANI & TU (1997) e MACK et al.
(1998) afirmaram que as placas de WT são projetadas seguindo-se a teoria convencional
para pavimentos de concreto, ou seja, não é considerada nenhuma aderência entre o
pavimento asfáltico remanescente e o de concreto. COLE et al. (1998) acrescentaram que
as juntas geralmente são espaçadas de 3,7 - 4,0 – 5,5 – 5,8 m e que não são utilizadas
barras de transferência de carga.
McGHEE et al. (1994) e COLE & MACK (1997) afirmam que o primeiro pavimento de
CCP sobreposto a concreto asfáltico executado que se tem notícia é o da South 7th St., Terre
Haute, Indiana, EUA, em 1918, para reforço de pavimento asfáltico em uma via urbana,
com 76 a 101 mm de espessura.
McGHEE et al. (1994) apresentaram um histórico do CCP sobreposto a concreto asfáltico
onde relataram diversos casos de sua utilização. Nesse artigo, afirmaram que a American
Concrete Pavement Association (ACPA) avaliou 18 projetos executados, entre eles o
referente à via US-101 em Orange County, Los Angeles, Califórnia, que se apresentava em
excelentes condições, mesmo após 10 milhões de solicitações do eixo simples de rodas
duplas (ESRD)- eixo padrão - 80 kN.
McGHEE et al. (1994) concluíram que enquanto a execução de CCP sobreposto a concreto
asfáltico é muito recente para se conhecer o seu comportamento, muitos desses pavimentos
estão em serviço há alguns anos, e apresentam excelente desempenho. O argumento para
justificar o fato é que o pavimento asfáltico corresponde a uma base de excelente qualidade
para o recobrimento com pavimento de CCP, pois geralmente a camada asfáltica apresenta
boas características no que tange à uniformidade de suporte para as placas. Segundo esses
autores, há razões para acreditar que o CCP sobreposto a concreto asfáltico se torne uma
alternativa de pavimentação de emprego mais extensivo.
Segundo COLE (1997) e MACK et al. (1998) a utilização dessa técnica cresceu nos
Estados Unidos da América (EUA), de aproximadamente 70 em 1982 para 187 projetos em
1998. COLE et al. (1998) acrescentaram que 156 desses projetos foram construídos com a
utilização de concretos sem adição de fibras, tendo sido aplicado nos mais diversos
segmentos da engenharia de pavimentos, tais como em rodovias, ruas, estradas
rurais, aeroportos e estacionamentos, sendo que cerca de 500 quilometros de CCP sobreposto a
concreto asfáltico estão em serviço em estradas rurais.
GROVE et al. (1993) afirmaram que o CCP sobreposto a concreto asfáltico tem sido utilizado
com sucesso em áreas urbanas. Em Iowa, EUA, aproximadamente 420 km já haviam sido
executados até a data do relato. Os autores ressaltaram que é difícil saber como tratar a
contribuição estrutural da camada remanescente de concreto asfáltico. No caso de existência de
aderência entre os pavimentos, então a estrutura apresentará um comportamento de pavimento
monolítico e deve ser utilizado conceito similar ao do recapeamento de pavimento de CCP
existentes, com camadas desse mesmo material aderidas. Caso contrário, ou seja,
desconsiderando a aderência entre as camadas, a camada de concreto asfáltico deveria ser
considerada como uma base e a espessura do pavimento de CCP não poderia sofrer reduções
relevantes.
Para esses autores, vários projetos apresentaram bom desempenho, mas em sua maioria foram
construídos para rodovias com baixo volume de tráfego, inferior a 1.000 veículos por dia.1
McGHEE et al.(1994) apresentaram uma outra opção de execução do CCP sobreposto a
concreto asfáltico – o WT encaixado (whitetopping inlay), que poderia ser utilizado em
situações onde seria desejável recuperar somente parte da largura do pavimento, por exemplo,
uma faixa, ou quando fatores geométricos não permitissem a utilização do CCP sobreposto
convencional. Segundo relatado pelos autores, o CCP encaixado no pavimento de concreto
asfáltico construído na via I-70 em Kansas na metade de 1980 não foram bem sucedidos.
Conforme comunicação pessoal de Roger Larson a McGHEE et al. (1994), em dezembro de
1993, após 3 anos os dois trechos apresentavam fissuras
1 GROVE et al. (1993) não apresentam maiores especificações sobre o tráfego.
com mais de 3 mm nas juntas, algumas fissuras longitudinais com bombeamento de finos e
fissura de canto1. O Iowa Department of Transportation (Iowa DOT) concluiu que a
ausência de barras de transferência de cargas foi o fator que mais contribuiu para o mal
desempenho do trecho submetido ao tráfego de uma rodovia interestadual.
Para SPEAKMAN & SCOTT III (1996) dois fatores limitariam a utilização do CCP
sobreposto a pavimento com revestimento de concreto asfáltico (whitetopping):
• a necessidade de liberar rapidamente a camada ao tráfego. Para atender a esse quesito
foi empregada a tecnologia dos concretos de liberação rápida (fast track concrete),
atingindo-se em menos de 8 horas até 3 MPa de resistência à tração na flexão (50% da
resistência final) e cerca de 5 MPa em 24 horas.
aumento da espessura final do pavimento, no caso do CCP sobreposto, que em áreas
urbanas acabaria diminuindo o gabarito sob os viadutos, afetando diretamente o encontro
do pavimento e sarjeta.
Esta segunda limitação está sendo resolvida com o desenvolvimento de uma nova técnica
denominada de Whitetopping Ultradelgado (WTUD), ou seja, pavimento de CCP
ultradelgado sobreposto ou encaixado ao CA existente.
1.2 Revestimentos de CCP ultradelgados (Whitetopping Ultradelgado)
1.2.1 Definição do WTUD
Na literatura americana, para autores como SPEAKMAN & SCOTT III (1996) e GEIGER (1998), o WTUD é definido como um processo onde uma camada de
1 “Fissura de canto é uma fissura que intercepta as juntas a uma distância menor ou igual a metade do comprimento da placa em ambos os lados, medida do canto da placa. Por exemplo, em uma placa de 7,5 x 7,5 m, uma fissura interceptando a junta a 2,0 m de um lado e 3 m de outro é considerada fissura de canto.” (ASTM, 1994)
espessura de 50 a 75 mm de concreto de elevada resistência seria moldada de forma
sobreposta ao pavimento de concreto asfáltico previamente fresado. Em artigo do
Transportation Research Record (TRR), os primeiros autores, citados acima, apresentaram
a comparação do WT com o WTUD, no tocante aos seguintes itens: características,
utilização, dosagem do concreto, resistência e considerações adicionais, conforme
indicados no Quadro 1.1.
Para BALBO (1999) o limite de diferenciação entre WT e WTUD seria a espessura do
CCP, ou seja, para espessuras iguais ou inferiores a 100 mm e aderidas ao CA, o pavimento
seria considerado do tipo WTUD.
Em diversos artigos (COLE, 1997; ARMAGHANI & TU, 1997 e 1999; LORD, 1998;
MACK et al., 1998; COLE & MACK, 1998; COLE et al., 1998; SILFWERBRAND, 1998;
BALBO & RODOLFO, 1998; ACPA, 1998; e GUCUNSKI et al., 1999), o WTUD foi
definido como um pavimento de concreto de cimento Portland de elevada resistência e com
ou sem adição de fibras, sobreposto a uma camada de concreto asfáltico com função
estrutural, sendo a espessura do recobrimento de 50 a 100 mm, com juntas pouco espaçadas
(espaçamento menor que o usual em placas de CCP), aderido à camada asfáltica subjacente.
Para a ACPA (1998) o WTUD poderá ser aplicado onde uma espessura significativa de
camada asfáltica exista, ou onde, múltiplas camadas asfálticas superpostas tenham sido
executadas anteriormente.
Quadro 1.1 Comparação entre Whitetopping e Whitetopping Ultradelgado (SPEAKMAN & SCOTT III, 1996)
WT OU PAVIMENTO DE CCP SOBREPOSTO A CA
WHITETOPPING COM CCP DO TIPO DE LIBERAÇÃO RÁPIDA AO TRÁFEGO
WTUD OU PAVIMENTO DE CCP ULTRA-DELGADO SOBREPOSTO A CA
Car
acte
ríst
icas
Espessura de 89 a 254 mm. Dimensionamento similar a do pavimento de concreto convencional
Rápido aumento na resistência à tração na flexão em 8 a 24 horas.
Concreto sobreposto a camada asfáltica previamente fresada, com menos de 102 mm de espessura. Aderência entre as camadas de concreto e asfalto aumenta a resistência.
Uti
lizaç
ão Intersecções,
estacionamento de carros, pista de pouso/decolagem de aeronaves, ruas.
Onde a manutenção causa conflitos operacionais e se necessite liberar rapidamente ao tráfego.
Intersecções, linhas de ônibus, e vias de baixo volume de tráfego. É recomendado para estacionamento de automóveis.
Tra
ço d
o C
oncr
eto
O mesmo dos concreto utilizados em pavimentação convencional.
Dosagem típica: Cimento: 322 kg Areia: 617 kg Brita: 694 kg Água: 120 kg Fibra de polipropileno ou outra pode ser utilizada. Aditivo redutor de água e incorporador de ar pode ser adicionado na razão de 148 ml e 30 ml por centena da massa, respectivamente. Traço fornecido por Iowa Dept. of Transportation para Dundee em Michigan Mistura com abatimento tronco-cônico de 64 mm
Dosagem típica: Cimento: 363 kg Areia Natural: 499 kg Brita (Ø≤ 19 mm): 776 kg Água: 127 kg Ar incorporado: 5% Aditivo redutor de água: 425,2 g/ 45,4 kg de cimento Fibras de Polipropileno: 1,4 kg Traço utilizado nas Ruas North First, Nashiville, TN, em maio de 1992.
Res
istê
ncia
Depende da dosagem do concreto e da construção.
Resistência à tração na flexão com 8 horas de 2,87 MPa e 5,21 MPa dentro de 24 horas
Idade Compressão Tração na Flexão 24 horas 33,07 MPa 4,27 Mpa 28 dias 55,40 MPa 7,99 Mpa
Con
side
raçõ
es a
dici
onai
s
Fresagem da camada asfáltica é opcional. A espessura do concreto pode ser variada para compensar áreas com tráfego pesado. A cura é essencial para a durabilidade. Caso não seja utilizado concreto especial, liberar ao tráfego de carros após 3 dias e de caminhões após 7 dias
Adição de fibras melhora o desempenho para evitar fissuras e resistência ao gelo/degelo.
Adição de fibras, pequeno espaçamento entre juntas, adequada subbase. A serragem das juntas deve iniciar tão logo o concreto fresco suporte carga. Cuidados com a cura são muito importantes devido ao elevado consumo de cimento e rápida hidratação.
No 8th International Symposium on Concrete Roads, ocorrido em Lisboa,
SILFWERBRAND (1998) recomendou que para volume de tráfego médio1 seja utilizada
uma espessura do CCP de elevada resistência sobreposto, de pelo menos 70 mm e para
tráfego pesado de 80 a 90 mm.
Para LORD (1998), pavimentos asfálticos com trilha-de-roda seriam os primeiros
candidatos à utilização do WTUD, desde que não apresentem fissuras interligadas do tipo
“couro de jacaré” ou que estivessem demasiadamente deteriorados.
Outros autores como GEIGER (1998) limitaram a espessura do WTUD de 50 a 75 mm,
sendo o CCP sobreposto ao pavimento de CA, e CHATTIN (1997) limitou em de 90 mm.
Como pode ser observado, há uma nítida tendência na literatura sobre o assunto, de
diferenciarem o WTUD do WT, através da espessura, limitando-se esta em até 100 mm;
por outro lado, alguns autores tais como BALBO et al. (1998), MACK et al. (1998),
COLE et al.(1998) e ACPA (1998) acrescentaram que o WTUD é diferente do WT pois
considera a aderência entre o CCP sobreposto e a camada de CA remanescente, com
pequeno espaçamento entre as juntas. O WTUD foi desenvolvido para baixo volume de
tráfego: ruas residenciais, intersecções de vias para solucionar o problema de trilhas-de-
roda em camadas de CA, pistas de taxiamento de pequenos aeroportos, estacionamentos de
carros, corredores de ônibus municipais, etc. Para os autores, o número de projetos tem
mostrado que o WTUD é uma alternativa evidente para vias com baixo volume de tráfego,
pelo menos na atualidade.
1 O autor não define, neste texto, volume de tráfego médio ou pesado.
1.2.2 Histórico de pavimentos com WTUD
1.2.2.1 Experiência Norte americana
Para examinar a aplicabilidade do CCP sobreposto, com menos de 100 mm de espessura,
sobre camada de CA, foi realizado em Louisville, Kentucky, nos EUA o primeiro projeto
experimental, que teve início em setembro de 1991 (RISSER et al., 1993; e COLE , 1997;
CRAWLEY & PEPER, 1999; ARMAGHANI & TU, 1999 e GUCUNSKI et al., 1999).
MACK et al. (1993) descreveram que no projeto de Louisville – Kentucky – EUA, tiveram
o apoio da Portland Cement Association (PCA) e de outras 40 empresas. O CCP sobreposto
foi construído em um local que apresentava elevado tráfego de caminhões pesados.
Para BALBO et al. (1998) muitos autores convergem para a afirmação de “que esta técnica
tenha sido inicialmente empregada no Estado de Kentucky. No entanto muitos concordam
também que grande parte dessa tecnologia foi desenvolvida no Estado de Iowa.”
O trecho em Louisville foi escolhido por apresentar um elevado número de solicitações
(400 a 600 caminhões/dia à razão de 5,5 dias por semana). O pavimento existente
apresentava um perfil relativamente uniforme com algumas pequenas distorções
superficiais e moderadas trilha-de-roda na camada de concreto asfáltico. Contudo, não
existiam fissuras ou comprometimento estrutural nas seções a serem testadas. Para obter-se
uma espessura uniforme no CCP sobreposto, o pavimento asfáltico foi fresado antes de ser
executado o WTUD. A fresagem deixou a superfície do pavimento asfáltico com superfície
rugosa. Inicialmente, acreditou-se que a espessura da fresagem fosse de
102 mm, contudo, posteriormente encontrou-se menor espessura (RISSER et al., 1993 e
MACK et al., 1993).
O experimento consistiu em duas seções de teste. A primeira seção tinha placas de 89 mm
de espessura, com juntas a cada 1,83m x 1,83m. A segunda seção era de 50 mm com juntas
a cada 1,83m x 1,83m em algumas áreas e 0,61m x 0,61m em outras, como apresentada na
Figura 1.1 (COLE, 1997 e COLE et al., 1998).
Figura 1. 1 Esquema da seção experimental (MACK et al., 1993)
Foi utilizado concreto de elevada resistência com adição de fibras de polipropileno, com
resistência a compressão de 27,59 MPa em 18 horas. Após aproximadamente 3 horas da
concretagem, as juntas das placas de 1,83 x 1,83 m foram serradas em 1/4 da espessura do
WTUD (± 22 mm). Nas placas de 0,61 m, foram serradas juntas com espessura de 25,4 mm
e nenhuma junta foi selada.
Ainda com relação ao WTUD, McGHEE et al.(1994) relataram que durante a construção foram
empregados strain gauges no WTUD, em posições estratégicas. O pavimento foi monitorado
por 13 semanas, sendo que já havia sido solicitado por um tráfego de caminhões de
aproximadamente um ano, e indicações iniciais foram que o pavimento apresentou um
desempenho melhor que o previsto no projeto(COLE, 1997; COLE et al., 1998).
MACK et al. (1993) apresentam um estudo analítico para compreender o desempenho desse
pavimento de concreto de cimento Portland sobreposto ao concreto asfáltico. Investigações
iniciais e estudos teóricos baseados na teoria convencional do concreto (não considerando a
aderência) indicavam que o pavimento deveria se romper após as primeiras solicitações.
Contudo, isto não ocorreu. Após 11 meses de abertura ao tráfego pesado, o pavimento
apresentava comportamento muito melhor que o esperado, sugerindo que o bom desempenho
do pavimento foi devido a existência de aderência entre o CCP sobreposto e a camada asfáltica
remanescente.
Os autores relataram que após 28 dias, sob um número de repetições equivalentes de cerca de
4,3 x 103 eixos-padrão, o WTUD em Louisville apresentava somente alguns pontos rompidos.
Cerca de 6% das placas apresentavam sinais visíveis de ruptura, a maioria concentrada nas
bordas das placas de 1,83 x 1,83 m. Menos de 0,6% do WTUD possuía fissuras transversais.
Uma das placas de 1,83 m possuía uma fissura longitudinal, ocorrida pelo fato de durante a
fresagem haver sido removida, inadvertidamente, toda camada de CA, e o concreto colocado
sobre a base granular.
No entanto, nenhuma ruptura foi notada nas placas com espaçamento de juntas de 0,61x 0,61m
e mesma espessura, mesmo após um ano de abertura ao tráfego, sob um número de repetições
equivalente de 5 x 105 do eixo-padrão.
De acordo com os autores já citados, as fissuras de canto ocorridas nas placas de 1,83m
seriam resultantes de dois fatores:
• empenamento das bordas devido a diferença de temperatura entre o topo e a base da
placa, conforme apresentado na Figura 1.2, e a diferença de umidade entre o topo e a
base que induzem a fissuração de canto (vide Figura 1.3).
Figura 1. 1 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de temperatura entre o
topo e a base
Figura 1. 2 Esquema do empenamento da placa devido a diferença de umidade entre o topo
e a base
• a elevada deflexão nas bordas.
Os autores afirmaram que a ocorrência da elevada deflexão combinada com a variação de
temperatura e diferença umidade entre o topo e a base da placa
úmido
úmido
seco
seco
topo da placa mais úmido que a base o inverso
sol
dia frio
frio
dia quente
contribuíram para a perda de aderência entre o pavimento de concreto asfáltico
remanescente e o WTUD.
Analisando o projeto de Kentucky e seu desempenho, RISSER (1993), MACK et al.
(1993) e COLE et al. (1998) acrescentaram que o espaçamento entre juntas influenciaria
o aparecimento de fissuras de borda, pois em pavimentos com 50 mm de espessura, com
juntas de 0,61m, ocorreram menos fissuras que em juntas espaçadas de 1,83m.
Ainda em relação a esse pavimento, BALBO et al. (1998) reforçaram, através de
análises numéricas realizadas com programas de modelagem por elementos finitos, que
uma possível condição de não aderida seria drástica para o desempenho do pavimento,
uma vez que tensões muito elevadas solicitariam o concreto.
De acordo com COLE et al. (1998), desde o projeto de Louisville mais de 100 projetos
de WTUD foram construídos nos EUA. A ACPA (1998) afirmou que cerca de um
milhão de metros quadrados foram executados nos EUA, apresentando bom
desempenho sob a solicitação de tráfego leve, como ruas de bairros residenciais.
CHATTIN (1995) acrescentou que na cidade de Leawood, Kansas, foi realizado o
recobrimento com WTUD da rua 119th, que havia sido construída em 1987. Sob uma
solicitação de 22.000 veículos por dia, e um crescimento estimado para 35.000 em
2014, onde 230 mm de pavimento de concreto asfáltico foram recobertos com 50 mm
de WTUD. Neste projeto foram utilizadas placas de 0,91 m x 0,91 m e de 1,22 m x 1,22
m e concreto com adição de fibras de polipropileno. O projeto foi monitorado pelo
Kansas Department of Transportation por um período de cinco anos, utilizando
medições de deflexões com o FWD. (Falling Weight Deflectometer)1, e extração
1 F.W.D. (Falling Weight Deflectometer) – A avaliação estrutural através de ensaios não destrutivos (NDT) desempenha um importante papel na pavimentação rodoviária, através de medidas de deflexão na superfície do pavimento, para avaliação do pavimento. O FWD é um equipamento de deflexão por impacto.
superfície do pavimento, para avaliação do pavimento. O FWD é um equipamento de deflexão por impacto.
corpos-de-prova para determinação da perda de aderência entre o pavimento asfáltico
remanescente e o CCP sobreposto.
Neste experimento, também relatado por COLE et al. (1998) e MCFEELY (1997), que
inclusive consideraram o experimento bem sucedido, as placas de 0,91m de dimensão por 50
mm de espessura, teriam apresentado melhor desempenho que as placas de 1,22m por 50 mm,
reforçando, mais uma vez, o conceito já verificado no experimento de Louisville, de que o
pequeno espaçamento entre as juntas reduziria o momento fletor, além de reduzir a retração.
SPEAKMAN & SCOTT III (1996) apresentaram relatos de WTUD executados com a
utilização de concretos de cimento Portland reforçados com fibras de polipropileno. Os autores
relataram que o primeiro teste de Tennessee ocorreu em Nashville em maio de 1992, localizado
na interseção da Woodland Street e North First Street.
O CA foi fresado e recoberto com CCP com adição de fibras de polipropileno e fator
água/cimento de 0,35, apresentando resistência à compressão de 20,67 MPa com 24 horas (ver
Quadro 1.1).
Os recobrimentos que possuiam espessuras médias de 63 a 75 mm e moldados em uma faixa de
9,15 x 30,5 m foram realizados em um dia. Após quatro anos, sob um número de solicitação
equivalente de 4 x 106, o pavimento ainda apresentava boa serventia, com pequenas fissuras.
Os autores também relataram a cerca de pavimentos executados em Chattanooga, Knoxville,
Maryville, McMinnville, Athens e Cheveland (vide Quadro 1.2) e concluíram que o WTUD
poderia ser utilizado em intersecções urbanas, para reabilitar
pavimentos asfálticos, eliminando-se trilhas-de-roda e melhorando a resistência à
derrapagem.
A ACPA (1998) ressaltou algumas experiências da utilização do WTUD, em que os
pavimentos foram instrumentados com strain gages, com a finalidade de medir o efeito do
carregamento. Foram tais experimentos:
• em Lousville, Kentucky, executado em 1991, conforme indicado no Quadro 1.2 e
descrito anteriormente;
• em área de Denver, Colorado, oeste de Santa Fé, rodovia Frontage, região 6, executado
em 1996, com e sem fresagem (ver Quadro 1.2), tendo sido utilizado concreto com
adição de fibras;
• em área de Denver, Colorado, rodovia estadual 119, próximo a Longmont, região 4,
executado em 1996, (ver Quadro 1.2), sendo que foi utilizado concreto com adição de
fibras;
• em área do sudeste da US 287, Colorado, executado em 1996, (ver Quadro 1.2), sendo
que foi utilizado concreto com adição de fibras;
• em Iowa Highway 21, Iowa, entre Victor e Belle Plaine, construída em junho-julho/94,
sem fresagem (ver Quadro 1.2);
em St. Louis, de Missouri, no aeroporto " Spirit of St. Louis Airport" tendo sido executado
o WTUD no pátio de manobras de aeronaves, com um movimento de 500 a 600 aeronaves
por dia, com carga de mais de 5700 kN. Este pavimento foi instrumentado e o Construction
Tecnology Laboratories (CTL) monitorou o desempenho do WTUD sob tensões de
carregamento e de temperatura (ACPA, 1998);
ARMAGHANI & TU (1997, 1999) relataram sobre três trechos experimentais executados
em Gainesville, na Flórida que apresentaram bom desempenho e cujas características
principais são indicadas no Quadro 1.2., levando o Flórida Department of Transportation
(FDOT) a implementar o primeiro projeto de WTUD para reabilitação de pavimentos que
apresentavam trilhas-de-roda, na balança de caminhões em Ellaville – Interstate 10 no
norte da Flórida. A novidade que os autores trouxeram é a aplicação do crack relief layer
(CRL), que consistiria em um tratamento da superfície asfáltica com aplicação de asfalto e
agregado (similar a um tratamento simples), com a finalidade de prevenir reflexão de
trincas, após a fresagem, além de lavagem da superfície, o que melhoraria a aderência entre
as camadas, que segundo os autores, seria fundamental para o bom desempenho do WTUD.
Os autores salientaram que a resistência ao cisalhamento deveria ser de pelo menos 1,40
MPa na interface aderida, se determinada pelo método de ensaio de Iowa.
Esses mesmos autores apresentaram no 8th International Symphosium on Concrete Roads
(1998) relato sobre a aplicação do WTUD na Interstate 10 (I-10), no norte da Flórida, cujas
características principais são indicadas no Quadro 1.2.
A superfície asfáltica do pavimento asfáltico foi fresada, lavada e aplicaram o tratamento
simples. Todas as juntas da seção leste foram seladas utilizando-se selante à base de
silicone. A maioria das juntas a oeste não foram seladas. Os autores relataram que o fato
das juntas terem sido seladas ou não, não representou diferenças no desempenho do
WTUD.
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52
Neste experimento da Califórnia, os critérios para aceitação do pavimento foram três:
• resistência à compressão do CCP em 24 horas e 28 dias de 17,5 MPa e 40 MPa,
respectivamente;
• resistência ao cisalhamento da interface aderida de pelo menos 1,4 MPa e;
• trafegabilidade com medição do Índice de Irregularidade Internacional limitado em 110
mm/km.
ARMAGHANI & TU (1999) acrescentaram que o pavimento foi monitorado e seis meses
depois, repetiu-se o ensaio para medir a deflexão com a utilização do FWD, sendo que a
medida resultou 56% menor que a medida do pavimento asfáltico original, indicando que o
pavimento ainda apresentava comportamento monolítico, com as duas camadas aderidas e
suporte ao carregamento atendendo ao elevado volume de tráfego de caminhões pesados.
MCCOMB & LARSON (1998) apresentaram o programa Applied Research and Tecnology
onde relataram que em Iowa estavam pesquisando sobre o WTUD na I-21, próximo a Belle
Plaine, em um projeto de cooperação entre o Iowa DOT e Iowa State University. O trecho
era de aproximadamente 13,3 km de extensão. O pavimento asfáltico que seria recoberto
foi construído em 1961 e era composto de cerca de 90 mm de revestimento asfáltico sobre
uma base tratada com cimento de 178 mm e uma subbase granular de 152 mm. A pista
possuía 7,32 m de largura e o acostamento 2,75 m. A pista seria instrumentada e
monitorada pelo Iowa State University durante cinco anos. Seriam construídas vinte e seis
seções experimentais de CCP simples, com espessuras de: 50 mm, 100 mm, 150 mm e 200
mm; com barras e sem barras de transferência.
53
Com base na literatura relatada, é possível concluir que para o sucesso do WTUD é
essencial que haja boa aderência entre o CA remanescente e o CCP, o que geralmente é
obtido pela fresagem e limpeza da superfície asfáltica. Também é observado que as
dimensões das placas são fatores importantes a serem considerados, visto serem
ressponsáveis por diferentes tensões no WTUD. Sem dúvida, o tipo de concreto
empregado influi diretamente na tensão admissível do pavimento, assim como a
espessura da camada asfáltica remanescente, uma vez que esta camada, enquanto
aderida, contribui solidariamente para resistir aos esforços de tração oriundos da flexão
na placa, aos quais o pavimento é submetido.
Também pode-se entender que o fenômeno de empenamento das bordas das placas,
introduza um foco de tensões que somado às solicitações de carga a que o pavimento é
submetido, possa conduzir à perda de aderência entre as placas de CCP e o CA, que
tende a aumentar, sobretudo pela penetração de material estranho, devido a não selagem
das juntas, material este que vai contribuir para introduzir esforços que levam ao
aparecimento de fissuras de canto, tão citadas pelos autores em diversos experimentos
com o WTUD.
1.2.2.2 Experiência Sueca
SILFWERBRAND (1997) relata que em 1993, uma extensão de 375 m de WTUD foi
executado na Rodovia Nacional Sueca, localizada 50 km ao norte de Estocolmo. Em
1987, o volume médio diário era de 2700 veículos, nos dois sentidos. Em 1993,
diminuiu para 2400, sendo que a carga de eixo de projeto era de 100 kN.
Sobre o pavimento asfáltico fresado foi executada uma camada de CCP com adição de
fibras de polipropileno, com espessura de 70 a 90 mm. A resistência à compressão era
cerca de 80 MPa. O pavimento foi executado sem juntas, com exceção de 6 ou 7 juntas.
54
Em 1997 existia uma fissura longitudinal ao longo da metade da seção e várias fissuras
largas, transversais. A extração de corpos-de-prova permitiu detectar que a espessura da
camada asfáltica remanescente era muito fina ou até ausente. O autor atribuiu o mau
desempenho do WTUD à presença de tráfego pesado, espessura pequena da camada
asfáltica remanescente e grande espaçamento entre as juntas.
NODA et al. (1998) apresentaram um relato sobre o histórico do WT e WTUD e
comentaram a experiência de Silfwerbrand, na Suécia, onde foi executado um
pavimento de CCP com placas de 70 mm e várias juntas espaçadas de 1,25 a 3,5 m, que
apresentou bom desempenho, mesmo após um elevado volume de tráfego pesado. Os
autores ressaltaram que o pavimento de CA foi fresado para melhorar a aderência ao
pavimento de CCP sobreposto, com pequeno espaçamento das juntas e espessura do
concreto menor que 100mm, sem a utilização de barras de transferência, justificando o
bom desempenho como sendo conseqüência da aderência entre a camada remanescente
de CA e o CCP sobreposto.
1.2.2.3 Experiência Mexicana
SALCEDO (1998) relatou que a primeira experiência com a aplicação do WTUD no
México foi em 1993. Posteriormente, mais de 600.000 m2 de pavimentos asfálticos
deteriorados foram reabilitados com WTUD, observando que:
• A espessura da maioria dos projetos estava compreendida entre 63 e 83 mm;
• Foi utilizado concreto de elevada resistência sem adição de fibras na maioria dos
projetos;
Somente em um projeto a camada asfáltica foi fresada antes de ser executado o
recobrimento;
55
• Todos os projetos foram para tráfego urbano, sendo que recentemente estariam
aplicando para tráfego leve a médio. Até 1996, nenhum projeto de WTUD, no
México, tinha sido submetido à tráfego pesado e pretendiam determinar o máximo
estado de tensão de maneira a estimar o seu período de vida sob aplicações de
cargas repetidas.
As principais características do pavimento executado para tráfego pesado em agosto de
1996 são indicadas no Quadro 1.2, cabendo ressaltar que o pavimento foi construído
conforme as práticas correntes no EUA e Suécia, exceto que a superfície não foi fresada
pelo fato do agregado da camada asfáltica estar suficientemente exposto, e por esta
razão, acreditava-se que apresentasse boa aderência. Neste projeto também tomaram o
cuidado de lavar a superfície com água e detergente para remoção do resíduos de óleo.
As juntas não foram seladas.
O autor relatou, ainda, que após um ano foram extraídos (por broqueamento) dois
corpos-de-prova e observou-se excelente condição de aderência entre o CCP e o CA.
Também observou uma tendência das placas de seção retangular apresentarem fissuras,
enquanto que as quadradas não.
1.2.2.4 Experiência Brasileira
A primeira experiência da aplicação de pavimento tipo WTUD encaixado (inlay) em
rodovia foi realizado na SP – próximo ao quilômetro 156 da Rodovia Castelo Branco,
na faixa da direita da pista sentido interior-capital. O trecho experimental possuía 546m
com 3,30 m de largura. Este trecho foi subdividido em dois sub-trechos denominados de
T1 e T2, com espessuras de 80 e 100 mm, respectivamente. (BALBO, 1999).
56
Foram executadas placas de 0,80 x 0,80 mm e 1,20 x 1,20 mm, com espessuras de 80 a
100 mm. Esta experiência sob o ponto de vista de desempenho do CCP encaixado não
foi bem sucedida. Segundo BALBO (1999) poder-se-ia observar quão importante é a
aderência concreto/asfalto e a necessidade de selagem de juntas.
As experiências relatadas reforçam principalmente três pontos para a questão do
desempenho do WTUD:
1. a importância da aderência entre o CCP sobreposto e a camada de CA remanescente,
salientando procedimento para melhoria desta e cuidados para que não ocorra a
perda, quando da utilização do pavimento;
2. espaçamento entre as juntas e;
3. espessura da camada de CA remanescente.
BALBO (1999), que desenvolveu um trabalho de pesquisa para análise de desempenho
deste primeiro experimento de campo no estado de São Paulo, afirma que as metas de
dosagem do CCP estabelecidas foram atingidas, sendo que o processo de deterioração
das placas de concreto se deu por ruptura à fadiga, com aparecimento de fissuras de
canto.
Ainda, de acordo com BALBO (1999), no trecho 2, que apresentou índices de
fissuração de 10% após 3 meses de abertura ao tráfego, ocorreu a perda de aderência,
embora não tenha conseguido estabelecer quando e como esse fenômeno ocorreu.
1.2.2.5 Experiência Francesa
Os franceses que também vêm se preocupando com a aderência entre o pavimento
asfáltico remanescente e o CCP, apresentaram uma adaptação do WTUD, a qual
57
denominaram Concreto de Cimento Portland Ultradelgado Aderido – Very thin bonded
cement concrete (VTBCC) (CHAMBON et al., 1998).
A espessura do VTBCC é da ordem de 40 a 100 mm, atendendo as normas francesas,
tais como, carga legal de 127 kN/ESRD, baixo nível de ruído, etc.; apresentando boa
aderência entre as camadas, juntas com pequena abertura; oferecendo uma estética de
um pano único.
Os autores relataram que a primeira aplicação do VTBCC foi em 11 de dezembro de
1996, próximo a Paris – França e depois em Aire des Châtaigniers, conforme
especificado no Quadro 1.3.
Quadro 1.1 – Pavimentos tipo VTBCC executados na França (CHAMBON et al., 1998).
Local Data Dimensão da
Placa (m2)
Espessura
(mm)
Juntas (mm)
3,50 x 25,0 40 0,87 x 0,87 Próximo a Paris – França 11/12/96
3,50 x 25,0 50 1,17 x 1,17
Motorway A 6 – Aire des Châtaigniers 26/11/97 3,75 x 100 40 a 80 -
A execução é similar a do WTUD e salientaram que um dos fatores para que o VTBCC
funcionasse seria a boa aderência entre a camada de CA remanescente e a de CCP.
1.3 Novas tecnologias – Modificações do WTUD
Achou-se conveniente separar essas modificações introduzidas no WTUD, como uma
maneira de ressaltá-las neste relato.
O fato da aderência entre o CCP e o CA no WTUD ser tão relevante está conduzindo a evolução dessa
técnica a procurar maneiras de melhorar o seu efeito, procurando-se aliá-la também ao WT, o que leva a
uma diminuição da sua espessura usual.
58
Para COLE & MACK (1998) e COLE et al. (1998) seria tão importante a aderência
para o sucesso da utilização do WTUD, que eles apresentaram uma nova tecnologia
denominada de thin composite whitetopping (TCW), que poderia ser definido como um
CCP sobreposto aderido, intencionalmente, à camada de CA, para criar uma seção de
pavimento conjunto (CCP e CA), com espessuras de 100 a 175 mm, ou seja, a estrutura
do pavimento passaria a ter com espessura maior que a usual do WTUD e menor que a
do WT convencional para atender tráfego pesado. As juntas seriam espaçadas a curto
intervalo para reduzir tensões no concreto sobreposto.
Os autores relataram que três experimentos desse tipo de pavimento foram construídos
para elevado volume de tráfego nas rodovias interestaduais I-495 próximo a Boston,
Massachusetts, I-20 próximo a Bolton, Mississippi e I-94 próximo a Otsego, Minnesota,
como parte do programa de avaliação do MnROAD de pavimento.
Segundo os autores, o bom desempenho deste pavimento se justificaria pelo fato da
aderência entre as camadas, enquanto que no WT convencional não existia esta
aderência.
1.4 Desempenho do WTUD
1.4.1 Conceitos Fundamentais
COLE (1997), MACK et al. (1998) e COLE & MACK (1998) recomendaram que o
WTUD com espessura entre 50 e 90 mm seriam empregados em locais com baixo
volume de tráfego, ruas de áreas urbanas residenciais e pátios para estacionamento de
veículos leves.
Essa técnica de reforço é recomendada quando ocorre desgaste, corrugações superficiais
ou presença de trilhas-de-roda (HAWBAKER, 1996). No entanto, a ACPA (1996)
59
ressaltou que superfícies com presença de fissuras do tipo “couro de jacaré” severas ou
no caso em que exista degradação da base do pavimento, não devem ser reabilitadas
utilizando-se o WTUD.
Para COLE & MACK (1998), MACK et al. (1998) e COLE et al. (1998) os fatores a
seguir são a chave para o bom desempenho do WTUD.
a) A aderência entre o CCP sobreposto e a camada asfáltica remanescente; segundo
BALBO (1999) esta questão é crucial. A ACPA (1998) mostrou que a existência de
uma seção monolítica, leva ao rebaixamento da linha neutra e a uma tensão no topo
da placa bastante reduzida;
b) pequeno espaçamento das juntas; além de reduzir o carregamento de veículos e
consequentemente, o momento fletor, também minora o efeito de empenamento das
placas. Os autores observaram que o surgimento de fissuras se dá
predominantemente na primeira e na última placa de uma faixa, sendo esse defeito
atribuído ao impacto do carregamento dos veículos na passagem da junção do
pavimento asfáltico para o de CCP, principalmente quando a junção não for bem
executada e nivelada e ocorrer falta de aderência entre a placa e a camada asfáltica
remanescente;
c) concretos de elevada resistência; estes CCP seriam mais empregados que os usuais.
Segundo a ACPA (1998), o concreto deveria apresentar resistência à compressão de
pelo menos 20 MPa em 24 horas, ao que BALBO & RODOLFO (1998)
acrescentaram que deve apresentar ganho acelerado de resistência para liberação ao
tráfego, não se podendo, segundo LORD (1998) colocou, descuidar-se em relação à
cura do concreto.
60
Ainda sobre esse ponto de vista, BALBO et al. (1998) ressaltaram que para que o
WTUD seja competitivo, antes de mais nada, não pode causar perturbações
significativas à operação do tráfego, seja urbano ou rodoviário. A camada de reforço em
CCP deverá ser liberada com a maior brevidade possível ao tráfego, de tal modo que
possa apresentar vantagem, nesse sentido, semelhante ao reforço tradicional.
No que diz respeito à cura, pelo fato de se utilizar, geralmente, traços ricos em cimento,
deve-se evitar de executá-los em dias ensolarados e ou chuvosos, procurando-se
concretá-los nas primeiras horas do dia, redobrando-se os cuidados na cura das
primeiras horas e protegê-los da incidência do sol, pelo menos durante 48 horas.
a) espessura apropriada da camada asfáltica remanescente; de acordo com a ACPA (1998)
a camada asfáltica proporcionaria uma camada de suporte resistente e não erodível para
a placa de concreto. Também sugeriu que se utilizasse uma espessura maior na
transição para o pavimento asfáltico, conforme Figura 1.4.
Figura 1. 1 Transição entre o WTUD e a camada asfáltica adjacente (ACPA, 1998)
ARMAGHANI & TU (1999) afirmaram que parâmetros de projeto tais como espessura da
camada de WTUD, espaçamento das juntas, espessura da camada asfáltica
w CCP h h’
Asfalto
placas de aproximadamente 2 m. h’= h + 75 mm, mínimo de 150 mm
61
remanescente, condições de suporte da base, aderência entre a camada asfáltica e de CCP,
são muito importantes para o desempenho e longevidade do WTUD.
Quanto à espessura da camada remanescente de CA pode-se concluir que a sua importância
está ligada ao fato da estrutura de CCP aderido ao concreto asfáltico contribuir
significativamente para reduzir as tensões de flexão na placa de WTUD.
Quanto à vida de serviço do WTUD, segundo SPEAKMAN & SCOTT III (1997) seria de 8
a 12 anos. Para McGHEE et al. (1994), MCFEELY (1997) e SALCEDO (1998) já estaria
na faixa de 10 a 15 anos. O que leva a considerar o WTUD, uma solução para um período
de vida de 10 anos. A dificuldade no entendimento desses relatos técnicos reside no fato de
que quando é citado um tipo de tráfego, por exemplo “tráfego leve”, não fica claro o que
isto significa em termos do número de solicitação e de anos.
1.4.2 Aderência entre o WTUD e o pavimento asfáltico remanescente
No CCP sobreposto, as fissuras ocorrem quando a tensão no concreto excede à tensão de
ruptura, sendo tais tensões causadas tanto pelas cargas dos veículos como também pelas
condições do meio ambiente (ACPA, 1998).
Vários autores, entre eles GROVE et al. (1992), RISSER et al., (1993), MACK et al.
(1993), HAWBAKER (1996) e BALBO (1999), tem sido unânimes em afirmar que a
aderência entre a camada de pavimento asfáltico remanescente, que não apresente
condições de fissuração severa, e o pavimento de concreto de cimento Portland é
fundamental.
A aderência pode ser obtida aumentando-se a superfície de agregados expostos e isso é
conseguido através da fresagem da camada asfáltica remanescente, limpeza e remoção
62
do material solto, que segundo HAWBAKER (1996), é o tratamento da superfície que
melhor aderência produz, ou seja, que atende às condições de desempenho monolítico da
estrutura do pavimento.
É importante que a superfície fresada seja devidamente limpa, inclusive com jato de ar ou
água, para que na concretagem seja criada aderência entre as duas camadas.
ARMAGHANI & TU (1999) salientaram que a fresagem além de remover a trilha-de-roda,
remove o óleo da superfície asfáltica e produz uma superfície com textura adequada. Esses
autores recomendaram que a profundidade da fresagem deve ser de no mínimo 20 mm.
Para STEIGENBERGER (1998) o aumento da aderência é obtido quando a fresagem do
asfalto produz sulcos com largura e profundidade suficientes para acomodar o agregado
graúdo do concreto. BALBO (1999) relatou que esses sulcos deveriam ter no mínimo
largura e profundidade de 8 mm, ou seja, ao invés de se executar a fresagem, executar-se-
ia o grooving.
Cabe comentar que embora se consiga aumentar a aderência entre as camadas, a dificuldade
em se realizar esta técnica, reside no fato de ainda não existir esse equipamento disponível,
no Brasil, e mesmo que esse problema fosse contornado, restaria ainda incutir a cultura de
utilização desse equipamento, uma vez que as empresas que atuam nesse ramo possuem as
fresadoras à frio. Por estas razões, julgou-se que no momento não seria tão importante
utilizar-se desse tipo de tratamento superficial na pesquisa.
SALCEDO (1998) considerou o jateamento de ar e lavagem com água ao invés da
fresagem da superfície asfáltica, uma boa prática para promover aderência entre as
63
camadas, quando os agregados da camada asfáltica estiverem expostos superficialmente.
BALBO et al. (1998) apresentaram análises numéricas realizadas com programa de
modelagem por elementos finitos para verificação da possível contribuição da aderência.
Os autores mostraram que a condição não aderida; no caso de placas finas de WTUD, seria
drástica para o desempenho do pavimento, pois as placas de CCP estariam submetidas à
tensões extremamente elevadas que as levariam a ruptura.
NISHIZAWA et al. (1999) também apresentaram uma análise numérica realizada com
programas de modelagem por elementos finitos para estudo do comportamento mecânico
do pavimento composto e afirmaram que a separação entre as camadas ocorreria se a
resistência à aderência na interface fosse baixa.
DELATTE Jr. (1999) apresentou um trabalho sobre a tensão na interface e a tensão de
aderência em camadas sobrepostas de CCP. Embora o seu estudo tratasse de recobrimento
com CCP sobre camada existente de CCP e utilizasse um concreto com adição de
polímeros, demonstrou-se que a tensão de aderência na interface diminuia com a
diminuiação da espessura da camada sobreposta.
1.4.3 Espaçamento entre as juntas – posicionamento de juntas serradas
A ACPA (1998) recomendou espaçamento de 12 a 15 vezes a espessura da placa e uma
profundidade de serragem das juntas de pelo menos 1/3 da espessura da placa. Para COLE
& MACK (1998), o pequeno espaçamento entre as juntas reduziria o momento da carga
aplicada e minimizaria a tensão devido ao empenamento de 25 a 50%. Para os autores, o
espaçamento das juntas para um bom desempenho do WTUD deveria ser de 0,60 a 1,50 m.
Para LORD (1997) não seria geralmente necessário o emprego de
64
selantes nas juntas, e segundo a ACPA (1998) dispensar-se-ia a utilização de barras de
transferência ou de ligação.
COLE (1997), MACK et al. (1998) e COLE & MACK (1998) compartilharam da
opinião de que o espaçamento entre as juntas teria efeito significativo no aparecimento
de fissuras de canto, justificando essa afirmação relatando que trechos de pavimentos
com juntas espaçadas de 0,61m apresentaram menor fissuração que trechos com juntas
espaçadas de 1,83m, em WTUD com espessura de 50mm.
SILFWERBRAND (1997) e COLE et al. (1998) recomendaram que as juntas fossem
espaçadas de no máximo 1,50m e ressaltaram que a experiência norte americana
recomenda que seja de 12 a 15 vezes a espessura da placa, em ambas as direções.
DIXON (1998) recomendou que o espaçamento entre as juntas fosse de 0,61 a 1,22 m.
Já SILFWERBRAND (1998) recomendou que a razão entre o espaçamento das juntas e
a espessura do WTUD fosse menor que 20.
ARMAGHANI & TU (1997) recomendaram para espessura de WTUD de 75 a 100 mm,
que o espaçamento de junta fosse de 1,22 a 1,83m e para 50 mm de espessura,
espaçamento entre juntas menor que 1,22 m, pois o pequeno espaçamento entre juntas
minimiza o empenamento nas placas. Em 1999, os autores acrescentaram que,
observando-se o experimento de Ellaville, espaçamentos de juntas de 1,20m e de 1,60m
apresentaram o mesmo desempenho.
SPEAKMAN & SCOTT III (1997) recomendaram que o intervalo do espaçamento
entre as juntas fosse de 0,3m para cada 25mm de espessura do CCP. Segundo os
autores, pavimentos com 50mm necessitariam de juntas espaçadas de 0,61 m; no
entanto, a espessura de 50 mm não é suficiente para a maioria das aplicações e o
pequeno espaçamento entre as juntas é muito dispendioso.
65
STEIGENBERGER (1998) afirmou que para CCP com espessura de 100 mm sobre uma
camada de mistura asfáltica remanescente de 120 a 150 mm, a distância entre as juntas não
deveria exceder 1,20 m. MACK et al. (1997), STURM & MORRIS (1998), BALBO et al.
(1998) e BALBO (1999) compartilharam da mesma opinião, observando que a utilização
de espaçamentos superiores a este são possíveis desde que se utilize concretos com
resistência bastante elevadas.
A profundidade da abertura da junta, segundo ARMAGHANI & TU (1999), deveria ser de
3 a 5 mm, requerendo apenas uma passada da serra. Já nas juntas transversais entre duas
seções adjacentes, a profundidade do corte deveria ser igual a da espessura da placa, de
maneira a separá-las.
Para BALBO (1999), espaçamento menores entre as juntas, ocasionariam decréscimos de
tensões de tração na flexão nos WTUD, implicando em um melhor desempenho das
camadas, o que seria desejável sob o ponto de vista de resistência do concreto.
O exposto leva a concluir que é melhor o desempenho de placas quadradas, sendo 1,20m
um valor recomendável, considerando-se o custo da serragem das placas, o efeito de
empenamento, aparecimento de fissuras de canto e momentos de carga aplicada.
1.4.4 Espessura apropriada da camada asfáltica remanescente
HAWBACKER (1996), ACPA (1996), SPEAKMAN & SCOTT III (1997), ARMAGHANI
& TU (1997), COLE & MACK (1998) e COLE et al. (1998) compartilham da opinião de
que a espessura mínima da camada asfáltica após a fresagem seja superior a 75mm.
ARMAGHANI & TU (1999) recomendaram que a espessura fosse de 50 a 75 mm, para
prevenir deterioração e danos estruturais na camada da base e assegurar uma boa
66
aderência entre a camada asfáltica e de CCP. No entanto, relataram que no experimento
de Ellaville, os locais onde existiam apenas 32 mm de espessura da camada asfáltica,
não apresentaram nenhuma fissuração precoce, alargando o horizonte de aplicação do
WTUD na Flórida, uma vez que as camadas asfálticas são relativamente delgadas se
comparadas aos demais estados do norte dos EUA.
KING (1997) salientou que a ACPA e a National Ready Mixed Concrete Association
recomendaram uma espessura mínima de 75 mm de camada asfáltica remanescente. O
autor contudo relatou sobre o bom desempenho do WTUD para manutenção e reforço
de um pavimento de concreto asfáltico na rampa D do trevo da “U.S. Route 22”e a
“Interstate 83”, na cidade de Dauphin, em que o CCP sobreposto foi aplicado sobre
espessuras mínimas de 38,1 mm de camada de CA, alertando que dever-se-ia dar maior
atenção na seleção de trechos, às condições do pavimento existente.
BALBO et al. (1998) também são da mesma opinião, concluindo em seu relato que os
revestimentos asfálticos a serem recobertos com placas de CCP não deveriam apresentar
condições de fissuração severa (fissuras de classe 2 ou 3) por não possibilitarem que a
estrutura trabalhe como um pavimento composto. Os autores fixaram a espessura da
camada remanescente em no mínimo 70 mm, de maneira que a linha neutra se desloque
do centro para a parte inferior do WTUD, havendo, portanto, uma contribuição aos
esforços de tração, por parte da camada asfáltica. BALBO (1999) reforçou que o
material encontrado na camada de CA deveria estar supostamente íntegro
estruturalmente, sem presença de fissuras interligadas.
SILFWERBRAND (1997; 1998) recomendou 150 mm de camada asfáltica
remanescente para uma camada de CCP sobreposto de 70 mm. Ele observou que a
fresagem geralmente possuia profundidade de 20 mm. Caso a espessura do asfalto fosse
67
menor que 150 mm, dever-se-ia executar uma camada de asfalto de maneira a garantir essa
espessura.
ARMAGHANI & TU (1997) alertaram para a importância da base na escolha da opção
para reforço do pavimento com WTUD. Também chamaram a atenção para os cuidados na
escolha do material, da mistura do CCP e suas respectivas técnicas de construção;
utilização de concretos de alto desempenho, serragem das juntas e utilização ou não de
selantes nas juntas. Os autores resumiram em dois os fatores responsáveis pelo desempenho
do WTUD: aderência entre o CCP e camada de mistura asfáltica e a condição estrutural da
camada subjacente à da mistura asfáltica. Relataram que na Flórida – EUA uma camada
asfáltica remanescente de 38 mm apresentou bom desempenho. Cabe aqui ressaltar que
abaixo dessa camada havia 150 mm de CCP e 163 mm de camada de areia e calcário.
Em 1998 e 1999, os mesmos autores recomendaram a espessura de 50 a 75 mm de camada
asfáltica após a fresagem.
STEIGENBERGER (1998) recomendou uma espessura mínima da camada asfáltica
remanescente de 120 mm. SILFWERBRAND (1998) salientou que revestimento de WTUD
com espessura de 70 mm ou menos, as juntas não deveriam exceder espaçamento de 1,50
m, de maneira a prevenir o aparecimento de fissura de canto.
Já STURM & MORRIS (1998) relataram que na experiência em Ontario, seções com
menos de 75 mm de asfalto remanescente apresentaram bom desempenho
No Quadro 1.4 está apresentado o resumo dos principais pontos abordados pelos autores
citados nesse levantamento bibliográfico e que são de interesse para essa pesquisa.
68
É importante salientar que não basta a espessura remanescente dessa camada, que a
maioria dos autores localizam no patamar de 75 mm, mas principalmente, as condições
em que ela se apresenta, sendo recomendável que os defeitos apresentados sejam de
trilha-de-roda ou fissuras de classe 1. Essas recomendações criam um entrave à
aplicação do WTUD em pavimentos urbanos no atual cenário das vias de grandes
centros, pois dificilmente se conseguirá contemplar a espessura remanescente da
camada asfáltica e a existência somente de fissuras da classe 1.
Cabe ressaltar que a aplicação dessa técnica em pavimentos urbanos na cidade de São
Paulo não conseguirá quase nunca atender a essa recomendação de camada asfáltica
remanescente de pelo menos 75 mm. Contudo, existem experiências como a relatada
por ARMAGHANI & TU (1997), em que utilizaram apenas 38 mm de CA e que
apresentou bom desempenho sobretudo pela presença das demais camadas subjacentes.
69
70
1.5 Execução do WTUD
KING (1997), COLE & MACK (1998) e STURM & MORRIS (1998) enfatizaram
quatro etapas básicas na construção desse pavimento:
1. Preparo da superfície do pavimento de CA com fresagem e limpeza com água ou
jato de ar;
2. Lançamento, acabamento do concreto, texturização e cura utilizando técnicas para
concreto de alto desempenho;
3. Serragem das juntas para evitar fissuras de retração;
4. Abertura do tráfego.
Para os autores, a limpeza da superfície é fundamental para garantir a aderência. A
fresagem da superfície e posterior limpeza melhora a aderência porque expõe o
agregado do pavimento asfáltico. A fresagem aumenta a superfície de contato e a
rugosidade, aumentando a aderência entre as duas camadas. Caso não seja executada,
deve-se jatear com água ou ar para limpar a superfície do pavimento asfáltico. Quando
for utilizado o jateamento com água, a superfície deve ser seca antes da aplicação do
concreto.
Parece bem claro que devem ser evitados empoçamentos de água e que o material
pulverulento, com a utilização de jateamento de água venha a se depositar, criando um
possível foco para uma falha na aderência. Da mesma maneira em que quando se
executa qualquer recuperação de estrutura, a parte deteriorada deve ser removida, após o
que se procede uma cuidadosa limpeza, de maneira a garantir a aderência do material
que vai ser aplicado; e da mesma forma se procede toda vez em que se pretende aplicar
um material sobre um outro, e garantir que tenham boa aderência, a limpeza é essencial;
mas muito difícil de ser executada no campo e no material asfáltico. No campo, pelo
71
fato do pavimento estar exposto a ventos, partículas de poeira, mesmo que a limpeza
seja executada a contento, no espaço de tempo entre a limpeza e a concretagem, alguma
poeira pode se sedimentar. Quanto ao material asfáltico, uma vez fresado e jateado,
mesmo assim pode vir a soltar pequenos grumos. Mesmo ao se proceder uma limpeza
rigorosa, provavelmente acabar-se-ia removendo o material superficial e como resultado
obter-se-ia sulcos menores, o que seria prejudicial em relação a aderência.
STEIGENBERGER (1998) resumiu a execução nos dois primeiros itens. O autor
salientou a importância da limpeza da superfície antes da execução do WTUD, caso ela
seja liberada ao tráfego. Uma vez que a superfície esteja limpa, deve ser mantida até o
lançamento do concreto. Manchas de óleo e demais sujeiras devem ser removidas da
superfície asfáltica.
Refletindo-se sobre o relato desse autor conclui-se que uma vez fresada a camada
asfáltica, essa fresagem poderia remover além das trilhas-de-roda, as manchas de óleo.
No entanto, seria recomendável que este pavimento não fosse liberado ao tráfego, de
maneira a preservá-lo de novas manchas de óleo, ou que caso contrário, na sua limpeza,
além de jateamento com ar ou água seja lavado com algum diluente em locais onde se
detectasse manchas de óleo, para remoção das mesmas.
O fato é que é muito difícil conseguir que as empreiteiras tomem todas medidas de
precaução para evitar condições propícias à falta de aderência entre o WTUD e o CA.
No Brasil é prática comum tomar-se ações corretivas aos invés das preventivas. Poder-
se-ia criar um controle tecnológico, por exemplo, extração de corpos-de-prova para
verificação da resistência de aderência, mas essa seria uma medida paleativa e de difícil
elaboração.
72
COLE & MACK (1998) afirmaram que a execução do WUTD não é diferente daquela
de um pavimento de CCP. Poder-se-ia utilizar fôrmas deslizantes ou fixas, e pequenos
equipamentos, tais como réguas vibratórias. Acabamentos superficiais usuais seriam
apropriados para o WTUD.
Esses autores recomendaram que fosse efetuada cura apropriada e cuidadosa com a
finalidade de evitar fissuras nas placas de concreto devido à retração e para prevenir a
perda de aderência entre o revestimento de CA e de CCP. Devido à pequena espessura
da placa e uma elevada área superficial em relação ao volume, a evaporação da água
poderia ser muito intensa, devendo ser tomados cuidados para que a cura fosse bem
feita.
COLE & MACK (1998) recomendaram que as juntas fossem serradas tão logo possível,
para controlar a ocorrência de fissuras. A profundidade do corte deve ser de 1/4 a 1/3 da
espessura do CCP sobreposto. Para SILFERBRAND (1998) a profundidade do corte
deveria ser de 1/3 da espessura do WTUD e não ultrapassar 30 mm. Geralmente as
juntas não seriam seladas. Dados de desempenho relatados pelos autores demonstraram
que não havia benefício na utilização de selantes e que elas apresentavam um bom
desempenho devido ao pequeno espaçamento entre as juntas. Reforçando esta
recomendação pode-se citar o relato de STURM & MORRIS (1998) sobre fissuras que
ocorreram durante a construção no projeto de Brampton em Ontario – Canadá, e que
foram atribuídas a atrasos na serragem das juntas.
Deve ser lembrado que a superfície de um pavimento delgado está sujeita a
temperaturas ambientes da ordem de pelo menos 30ºC durante o dia, o que leva a placa
a uma dilatação térmica, que no caso de juntas muito fechadas, poderia acarretar na
fissuração das placas. No entanto, para evitar que isso aconteça, seria necessário
aumentar a abertura da junta, que sofrerá novo incremento durante a noite, quando a
73
temperatura ambiente desce para o patamar do 10ºC, e a placa se retrai, aumentando o
afastamento das juntas e por sua vez aumentando as aberturas por onde se infiltram as
partículas de materiais estranhos.
Seguindo-se essa linha de raciocínio entende-se necessário que se faça uma pesquisa
mais profunda sobre o assunto, estudando os gradientes térmicos, o fenômeno de
retração das placas de WTUD, que deve ser complexo, uma vez que envolve dois
materiais tão diferentes, como o CCP e o CA, e que resulta no afastamento das juntas.
Quais esforços secundários seriam introduzidos devido ao alojamento de material com
relativa dureza na interface entre o WTUD e CA, quando da solicitação de cargas dos
veículos, além de estudar em um determinado pavimento, o desempenho de placas onde
se utilizou selante e outra que não, procurando-se fixar todas as demais variáveis
intervenientes, ou seja, colocar ambas placas sob as mesmas condições.
LORD (1998) salientou que o WTUD pode ser executado com utilização de máquinas
pequenas ou até manuais. Para ruas locais isto significa facilidade de execução,
tornando-o não dispendioso para ser utilizado em cidades e vilas.
CHATTIN (1995) afirmou que as rodovias deveriam ser fresadas para uniformizar a
profundidade. Dever-se-ia tomar o cuidado para a fresagem não atingir a camada
inferior à camada asfáltica (base). Na seqüência, a superfície deveria ser jateada e limpa.
No caso de utilização do WTUD para reabilitação de trechos de uma rodovia, o início e
o final da área fresada o pavimento deveriam ser cortados verticalmente, servindo assim
para delimitarem o trecho em que seria aplicado o WTUD, sendo que e as laterais da
área fresada, e obviamente o resto do pavimento que contorna a área fresada, serviriam
como fôrma, significando uma redução do custo da execução das mesmas, ou seja, o
WTUD seria encaixado no trecho que foi fresado. Então, a construção do pavimento
74
rodoviário de concreto seria executado utilizando-se equipamento de fôrmas deslizantes
(vibroacabadora) obtendo-se a mesma espessura da rodovia existente.
Resumindo, para esse autor, a execução seria similar àquela do pavimento convencional,
porém com algumas distinções:
• inicialmente o pavimento deveria possuir em 14 dias a resistência que um pavimento
usual teria em 28 dias;
• as operações de acabamento deveriam ser efetuadas imediatamente após a concretagem;
• a cura deveria ser iniciada dentro de 90 minutos após a concretagem. As juntas
deveriam ser serradas, transversalmente e longitudinalmente, enquanto o concreto ainda
estivesse fresco e deveriam ser completadas antes de se iniciarem as tensões iniciais de
hidratação, logicamente, tão logo as juntas pudessem ser efetuadas, com 1/3 da
espessura da placa e não mais que 30 mm.
ARMAGHANI & TU (1999) relataram o surgimento de algumas fissuras na execução do
WTUD em Ellaville, quando a serragem tardia de algumas juntas contribuiu para o
aparecimento de fissuras em algumas placas no acostamento e em áreas de estacionamento.
Para os autores, o surgimento de fissuras de canto poderá ocorrer devido à serragem das
juntas ter sido efetuada quando a aderência entre a camada de CCP e a camada asfáltica
ainda não estava suficientemente desenvolvida.
O relato de ARMAGHANI & TU (1999) alerta para a ocorrência de fissuras de canto, que
neste caso, pode ser explicada pelo fato da execução da serragem das juntas ter se dado
quando a aderência entre as duas camadas ainda não estava suficientemente desenvolvida, o
que levou a uma aderência deficitária, principalmente nas proximidades do local que sofreu
a intervenção precoce da serragem. O esforço ocasionado pela
75
serragem acabou introduzindo esforços secundários de movimentação próximo ao local,
ocorrendo com o concreto em relação à aderência algo similar ao que ocorre quando ao
se adensar o concreto, o vibrador vibra a armadura, ocasionando a perda de um dos
fatores que contribui para a aderência, a adesão, pois os “poros” da armadura ficam
obstruídos pela nata do cimento. Extrapolando para o caso em questão poder-se-ia dizer
que a movimentação da placa devido à serragem, fez com que ocorresse a ruptura na
interface, separando o CCP do CA que por sua vez estaria com todos os seus poros
obstruídos e mesmo que não os tivesse, o cimento do CCP, que já atingiu o fim de pega,
não possuiria mais habilidade para “reatar” a aderência perdida.
Seria o caso similar de se colar uma peça e por um esforço qualquer essa peça viesse a
se descolar. Parece bem claro que seria necessário limpar a superfície da peça,
removendo toda a cola para depois provavelmente lixá-la, de maneira a aumentar a
superfície específica e então colá-la. Portanto o fato de no caso relatado, ter afetado o
desenvolvimento da aderência, descartou a possibilidade de sua atuação para evitar o
aparecimento de fissuras de canto.
Complementando, resta lembrar que o fato ocorrido na Flórida alerta para o cuidado em
se melhor definir o momento apropriado para a intervenção da serragem, de maneira a
que a sua execução se finalize antes de que se iniciem as tensões de hidratação, e não
tão precocemente que venha a prejudicar o desenvolvimento da aderência.
SILFWERBRAND (1997; 1998) acrescentou que antes da camada de revestimento
asfáltico ser fresada, deveria ser executado um recobrimento com concreto asfáltico de
maneira a garantir pelo menos 150 mm de espessura. Salientou que após a fresagem a
superfície deveria ser cuidadosamente limpa para a retirada de materiais soltos.
Recomendou a utilização de fôrmas deslizantes e a serragem das juntas deveria iniciar
logo que o concreto atingisse 10 a 15 MPa de resistência à compressão e que o
76
pavimento deveria ser liberado ao tráfego com pelo menos 25 a 26 MPa de resistência à
compressão.
Devido a serragem das juntas e pequeno espaçamento entre as mesmas, estas não
precisariam ser seladas. A cura deveria iniciar logo após a execução, tomando-se muito
cuidado em locais quentes, secos e sujeitos a ventos, o que, em parte, é a realidade em
regiões tropicais.
A fixação de um valor mínimo para a resistência à compressão vem de encontro à
necessidade de assegurar que o concreto possua capacidade de resistir aos esforços
oriundos da serragem das placas. Ao que parece esse valor é um valor recomendado.
Seria interessante estudar esse fenômeno, para melhor definir o momento para a
serragem das placas. É interessante especificar em termos de resistência à compressão, e
não em termos de idade, uma vez que a resistência varia conforme o traço do CCP, o
tipo de cimento, etc.
Quanto à resistência à compressão mínima para abertura ao tráfego, STURM &
MORRIS (1998) consideraram o valor de 20 MPa e a utilização de um concreto com
resistência à compressão mínima de 30 MPa aos 28 dias.
CABLE et al. (1997) também dispensaram selantes nas juntas para WTUD de 50 a
100mm. Os autores consideram que o gradiente térmico é um dos fatores que afetariam
o desempenho do pavimento.
Reforçando este conceito, NODA et al. (1998) apresentaram um pequeno modelo
experimental para estudar as propriedades da interface da placa de concreto e o
pavimento asfáltico e verificaram que a influência da diferença de temperatura entre a
placa de concreto e a camada asfáltica existente, possui relação com a intensidade da
força de cisalhamento e esforço tangencial da interface.
77
1.4 Recomendações na utilização do WTUD
1.2.1 Gerais
Devido ao fato da importância para a rápida liberação do pavimento ao tráfego,
SILFWERBRAND (1998) sugeriu a utilização de cimento de alta resistência inicial ou
de concreto de elevada resistência, para que com pouca idade, já apresentasse uma
resistência adequada. Para acelerar o desenvolvimento da resistência, também poder-se-
ia utilizar a cura térmica, ou executar o pavimento, de preferência, em estações quentes,
ou até a aplicação de insolação na placa de concreto, tomando-se, logicamente, os
cuidados necessários para evitar o surgimento das fissuras de retração, pois o concreto
utilizado deveria possuir geralmente elevado consumo de cimento, o que favoreceria o
surgimento de fissuras precoces. Este efeito poderia ser minorado ou até controlado
escolhendo-se e executando-se cura apropriada.
Como o WTUD é utilizado em reabilitação de pavimentos, a questão de liberação rápida
do pavimento ao tráfego passa a ser primordial, justificando todas as possíveis soluções
para se obter um concreto com elevada resistência em um curto espaço de tempo. A
utilização de traços ricos em cimento ou de cimento de alta resistência inicial traz ao
concreto como herança, o inconveniente de ser muito susceptível à retração, que
somado ao fato de em pavimento possuir-se uma superfície maior exposta às ações das
intempéries, faz com que sejam redobrados os cuidados com a cura.
SILFWERBRAND (1998) também recomendou o aquecimento da camada asfáltica
antes do lançamento do concreto, para reduzir a transferência de calor do concreto para
o pavimento subjacente. Esta recomendação é aplicável em climas frios. Já em climas
tropicais, não se pode olvidar sobre a importância em se evitar o aquecimento da
78
camada asfáltica, executando-se preferencialmente o WTUD logo cedo ou a noite,
quando já houve tempo hábil para que a camada fresada tenha se resfriado.
1.2.2 Relatos sobre a utilização de fibras
BALBO & RODOLFO (1998) apresentaram um estudo quanto às resistências a serem
utilizadas no WTUD e recomendaram o emprego de concretos de elevada resistência,
sendo que os esforços de tração na flexão poderiam variar de 4,5 MPa até 10 MPa.
Também ressaltaram que a utilização de fibras de aço ou orgânicas aparentemente não
são técnicas promissoras, como tem sido pressuposto.
Segundo relatado por ARMAGHANI & TU (1997, 1999), no trecho 1 e 2, no
experimento da Flórida foram utilizadas fibras de polipropileno e fibras de poliolefino.
Os autores concluíram que a resistência na interface do WTUD - mistura asfáltica
deveria ser de pelo menos 1,40 MPa, determinada através do ensaio de Iowa (método do
colar). Para espessuras de CCP de 75 e 100 mm seria preferível que as juntas fossem
espaçadas de 1,22 a 1,83 m. Para espessuras de 50 mm, o espaçamento deveria ser
menor que 1,22m.
Com relação a esse artigo, BALBO (1999) enfatizou que não se poderia, de modo
genérico, fixar-se um valor de resistência a ser atingido, sem se considerar uma série de
fatores, tais como: espessura do WTUD, espessura do CA, módulo de reação do sistema
de apoio.
Para ARMAGHANI & TU (1997, 1999), não ficou bem claro o efeito da adição de
fibras no desempenho do WTUD, pois seções utilizando concreto com e sem adição de
fibras apresentaram igual desempenho. Acreditavam que seria necessário um número
maior de repetições de carga para se estabelecer o efeito da adição de fibras.
79
CABLE et al. (1997) relataram sobre a execução de 11,6 km de WTUD com utilização
de concreto convencional e com adição de fibras e afirmaram que não possuíam dados
suficientes para concluírem sobre o benefício da adição de fibras. Pretendiam em dois
anos chegarem a uma melhor definição do problema. Os autores acrescentaram que
somente duas das 41 seções testadas exibiram algum defeito, ou seja, depois de mais de
dois anos, o pavimento apresentou um bom desempenho.
Já STURM & MORRIS (1998) afirmaram que a adição de fibras melhora a aderência
entre as camadas e relataram que a faixa executada com concreto sem adição de fibras
apresentou fissuração devido a ausência de aderência na interface do CCP e o concreto
asfáltico remanescente, no primeiro pavimento com WTUD em Ontario no Canadá,
executado em três faixas, na interseção de Britannia e Dixie Road, em agosto de 1995.
Duas faixas foram executadas utilizando-se concreto reforçado com 1,6 kg/m3 de fibras
sintéticas e a terceira faixa com concreto sem adição de fibras.
SILFWERBRAND (1997) também considerou que a ausência de fibras de aço não
alteraria o bom desempenho do WTUD com juntas espaçadas em um curto intervalo.
Ao contrário, segundo o autor, o desempenho teria se apresentado melhor em seções
sem adição de fibras. Logo, concreto com adição de fibras de aço não seria necessário
se o espaçamento entre as juntas fosse pequeno.
SILFWERBRAND (1998) acrescentou que embora a adição de fibras de aço não seria
necessário, ela aumentaria a segurança contra a fissuração não controlada que poderia
ocorrer devido à má aderência entre as camadas de CCP e CA.
A ACPA (1998) afirmou que a necessidade da adição de fibras e o teor ótimo não foram
ainda estabelecidos, embora as características de resistência à fadiga sejam melhoradas.
80
1.4 Tópicos que necessitam ser melhor pesquisados
No itens anteriores foi apresentada a trajetória do WTUD. Para finalizar este capítulo é
importante relatar alguns tópicos levantados pelos autores citados, que necessitam ser
melhor delineados, como por exemplo SILFWERBRAND (1998) que sugeriu maiores
pesquisas sobre o comportamento do WTUD, desenvolvendo-se métodos de
dimensionamento apropriados que considerassem o pequeno espaçamento entre juntas
(menos que 1,50m). Estudos sobre o desenvolvimento de métodos para escolha do
momento apropriado para serragem das juntas e estudos teóricos e de campo de
concretos de liberação rápida sobrepostos a camadas asfálticas seriam muitos
importantes.
MACK et al., 1993 e BALBO et al. (1998) acrescentaram a necessidade de se pesquisar
mais sobre a perda de aderência entre as camadas, o que influenciaria sobremaneira o
dimensionamento e o desempenho do pavimento.
MACK et al. (1998) ressaltaram a necessidade de se pesquisar sobre a tensão e deflexão
de camadas de concreto asfáltico sob concretos de cimento Portland sobrepostos.
Identificaram ainda a necessidade de se pesquisar sobre a interação entre as dimensões
das placa, incluindo os efeitos do empenamento devido à umidade e à temperatura.
SALCEDO (1998) sugeriu maior investigação do desempenho da aplicação de WTUD
em vias com tráfego pesado.
NODA et al. (1998) salientaram alguns pontos a serem melhor pesquisados:
• determinação experimental do efeito de transferência de carga entre a mistura
asfáltica e o concreto;
• investigação da durabilidade da aderência;
• investigação da resistência ao cisalhamento de amostras de CCP e CA aderidas;
81
• execução de WTUD em rodovias e investigação da tensões desenvolvidas no
pavimento sob aplicação de carga;
• estabelecer a otimização da técnica para induzir fissuras com a utilização de juntas
espaçadas apropriadamente;
• estudar a aplicação do WTUD em rodovias com tráfego pesado.
ARMAGHANI & TU (1997, 1999) salientaram que maiores estudos deveriam ser
efetuados, verificando a necessidade ou não da selagem de juntas, o papel da adição de
fibras no desempenho do WTUD e como assegurar aderência adequada e permanente.
McGHEE et al. (1994) ressaltaram a importância do estudo da magnitude da aderência e
seu impacto na considerações do projeto; a interface entre as camadas de CCP e a
subjacente de concreto asfáltico precisariam ser melhor entendidas. Haveria necessidade
de pesquisas adicionais para verificar o desempenho do concreto de cimento Portland
sobreposto variando-se as condições do pavimento subjacente, o tipo de superfície, a
espessura.
Também haveria necessidade de pesquisas sobre os materiais que poderiam ser
utilizados em concreto de liberação rápida, pois enquanto altos consumos de cimento
têm sido utilizados, tem se verificado problemas de fissuração precoce e outros
problemas de desempenho.
MACK et al. (1993) chamaram a atenção para o conhecimento da razão de contribuição
da camada asfáltica em relação à tensão e à deflexão, os efeitos da dimensão da placa e
espaçamento das juntas, da resistência de aderência e sua durabilidade, espessura da
camada asfáltica e do concreto e do módulo de rigidez requerido, interação entre as
placas próximas, estudo do empenamento da placas devido a diferença de gradiente
82
térmico, caracterização da deformação permanente na camada asfáltica e da subbase,
efeitos da fadiga na camada asfáltica e na de CCP.
BALBO & RODOLFO (1998) sugeriram um estudo aprofundado do módulo de
deformação e comportamento à fadiga de cada tipo de concreto utilizado no WTUD.
BALBO (1999) salientou que para que o WTUD não viesse a ser uma alternativa de
risco para manutenção preventiva de pavimentos, ou seja, antes que os defeitos a que
estão sujeitos viessem a se manifestar, é de suma importância um maior conhecimento
sobre a questão do desempenho da aderência na interface de WTUD-CA e dos efeitos
climáticos sobre as placas (empenamento).
A análise dos textos apresentados denota que os autores convergem para a importância
no conhecimento do fenômeno de aderência e o fato de ocorrência da perda da mesma
na interface das camadas, podendo até ser colocada como a maior preocupação, se
assim quisermos classificá-la, seguida de uma melhor definição do espaçamento entre
juntas e da espessura da camada remanescente de CA.
1.4 Aderência entre o CCP e o CA
1.2.1 Introdução
Procurando-se definir o fenômeno de aderência, pode-se utilizar as parcelas
contribuintes para o fenômeno de aderência, descritas por FUSCO (1995) e adaptá-las
para o caso em questão, tem-se:
• aderência por adesão: a existência dessa parcela é verificada pela resistência à
separação de dois materiais. De acordo com o autor, essa parcela é devida às
ligações fisico-químicas que se estabelecem na interface dos dois materiais durante
83
as reações de pega do cimento, aparecendo uma certa resistência de adesão que se
opões à separação dos dois materiais;
• aderência por atrito: é a parcela de resistência devido ao coeficiente de atrito entre
os materiais, o qual é função da rugosidade superficial (microrugosidade). Ele
aumenta com a aplicação de uma força normal;
• aderência mecânica: é a decorrente de saliências entre as duas superfícies, como
seria o caso do grooving, onde o sulco deve possuir profundidade suficiente para
“abrigar” o agregado do concreto, criando condições para o travamento entre as
duas camadas, passando a ser uma parcela considerável de aderência
(STEIGENBERGER, 1998).
O boletim nº 162 do Comité Euro-International du Béton CEB (1983) descreve o
mecanismo de funcionamento da ponte de aderência que é a ligação entre dois materiais
diferentes ou iguais (por exemplo: concreto novo e velho). Dois componentes são
responsáveis pela ponte de aderência:
• adesão: é definida pela American Society for Testing and Materials (ASTM 907-
91b,1991) como sendo o estado no qual duas superfícies são mantidas unidas por
forças interfaciais, as quais podem constituir-se de forças de valência, ação de
intertravamento, ou ambas. A adesão é influenciada pelos seguintes fatores: a
rugosidade da interface, a área de agregados exposta na superfície, utilização de
agentes de ligação, cuidados na colocação do concreto novo, jateamento e saturação
da camada remanescente;
• atrito: é definida pelo CEB-FIP CODE 1990 (1991) como o mecanismo de
transferência de tensões tangenciais ao longo da interface a qual está
simultaneamente sujeita à compreensão normal e cisalhamento.
84
O boletim nº 162 do CEB (1983) também chama a atenção de alguns fatores que afetam
a adesão e o atrito, que aplicados ao caso em estudo seriam: a forma e tamanho dos
agregados, quanto mais angulosos aumentam o coeficiente de atrito; rugosidade da
superfície, quanto maior, maior a superfície específica; resistência à compressão do
concreto, melhora o comportamento do agregado e da pasta ao longo da interface;
tensão normal compressiva externa, quanto maior, menor o deslocamento por
cisalhamento; ciclos de carregamento levam a uma perda progressiva da aderência.
LIN et al. (1996) afirmam que existem três tipos de métodos de ensaio correntes para a
determinação da resistência à aderência:
• Ensaios de cisalhamento: como exemplo pode-se citar o “ARIZONA SLANT TEST”
ASTM C882-91;
• Ensaios de tração: pode-se citar ensaios destrutivos como o ensaio de tração indireta
(ensaio brasileiro de tração), tração por flexão (ASTM C-78), e ensaios não
destrutivos ou parcialmente como o ensaio de arrancamento (pull-off);
• Ensaio à tração.
1.2.2 Ensaios para determinação da resistência a aderência
Existem diversos ensaios para medir a resistência a aderência. Procurar-se-á apresentar
um resumo dos procedimentos considerados de interesse para esta pesquisa.
1.2.5.1 Ensaio de arrancamento (pull-off test method)
É um ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento do tipo de tensão, sendo
muito utilizado no campo para avaliar a resistência a aderência entre o material
utilizado para o reparo de uma estrutura de concreto e ela própria, ou seja, consiste em
medir-se a adesão entre uma camada e outra, aplicando uma força normal de tração.
85
Pela definição dada no item 1.8.1, pode-se dizer que a parcela da aderência medida
através desse ensaio é a de adesão.
Segundo LIN et al. (1996), esse ensaio originou-se em 1970 na Queens University em
Belfast.
Aplicando-se a esta pesquisa, consistiria basicamente na extração de amostra através do
broqueamento do material sobrejacente (CCP) até a interface com o material subjacente
(CA), tanto em amostras no laboratório como no campo e depois aplicando uma força
de arrancamento na superfície, similar ao mostrado na Figura 1.5.
Os autores relatam que os fatores que influenciam esse ensaio foram estudados por
Bungey e Madandoust, que utilizaram a norma inglesa BS 1881: Part 207 como
referência. A velocidade no carregamento foi de 0,05 ± 0,03 MPa/s. Neste estudo, o
coeficiente de variação dos valores foi de cerca de 10%.
Figura 1. 1 Esquema do ensaio de arrancamento
SANTAGATA & CANESTRARI (1998) afirmam que este ensaio é apropriado para
verificar a adesão sobre a tensão de tração e não serve para avaliar se a tensão de
aderência entre duas camadas sujeitas a diferentes coeficientes de retração. Nesse caso a
F
Concreto Asfáltico
CCP
Resina Epóxi
Broqueamento Parcial
Disco Circular de Metal
86
rugosidade da interface não desempenha papel significativo, ou seja, este ensaio só
mediria a coesão e não a contribuição do atrito.
STEIGENBERGER (1998) acrescenta que este ensaio fornece somente informações da
força necessária para iniciar a fissuração, mas não a resistência necessária para evitar a
propagação da fissuração.
O ACI Committee 503 recomenda que o valor mínimo para a resistência medido nesse
ensaio entre concreto novo e remanescente seja de 0,7 MPa e no concreto projetado de
1,00 MPa (TALBOT et al., 1994)
WU et al. (1998) apresentaram alguns resultados desse ensaio para medir a resistência a
aderência na interface de amostras extraidas por broqueamento no Aeroporto “Spirit of
St. Louis”.
Refletindo-se sobre esse ensaio, conclui-se que é recomendado para medir-se a
aderência devida principalmente a adesão, conforme explicado no item 1.8. Como o
estudo em questão é para medir a resistência a aderência em placas de WTUD, deve-se
considerar que as mesmas são executadas sobre placas de concreto asfáltico fresadas,
sendo portanto relevante a parcela de atrito que contribui para a resistência à aderência.
Por essa razão, não se recomenda a utilização desse ensaio pois acredita-se que o valor
lido estaria aquém dos observados na realidade.
Tabela 1.1 Resultados do ensaio pull off test utilizado para avaliar a resistência a aderência em obra onde foi utilizado o WTUD
Valor (kPa) - Pull Off Test Referência
Obra mínimo médio máximo
Desvio Padrão (kPa)
Coeficiente de Variação da Amostra
(%) WU et al. (1998) 280 510 770 160 31,4
MACK et al. (1997) Aeroporto Spirit
of St. Louis 280 510 770 180 35,3
87
1.2.5.2 Ensaio de cisalhamento oblíquo (slant shear test)
Este ensaio que avalia a resistência em presença de uma força normal tem sido
largamente aceito para medir a aderência entre materiais, principalmente para avaliar a
aderência de resinas no reparo de materiais de concreto (TAIR et al., 1996; WALL &
SHRIVE, 1988).
O ensaio de cisalhamento oblíquo utiliza um prisma quadrado ou uma amostra
cilíndrica, com as amostras formando um ângulo de 30º, conforme pode ser visto na
Figura 1.6 (a), (b) e (c), (d), respectivamente.
WALL & SHRIVE (1988) descreveram o Arizona Slant Shear Test, que utiliza amostra
cilíndricas de 152 mm de diâmetro por 305 mm de altura, com o plano de aderência a
60º.
A razão entre a altura e largura da amostra foi mantida em 3:1, para reduzir os efeitos da
retração na interface entre os materiais.
WALL & SHRIVE (1988) alertaram para o cuidado na interface dos dois materiais pois
a rugosidade poderá induzir a um travamento mecânico e assim afetar a medida do valor
da resistência à aderência.
Para SANTAGATA & CANESTRARI (1998), este ensaio conduz a erro na avaliação
de uma resistência ao cisalhamento direto sob uma tensão normal nula, conforme
apresentado na Figura 1.7. Para ambos os materiais, a relação entre a tensão ao
cisalhamento (τ) e a tensão normal (σ) pode ser escrita pela equação de Coulomb.
τ = c + σ tg ϕ [1.1]
88
onde τ é a tensão ao cisalhamento, c é a coesão, ϕ é o ângulo de atrito e σ é a tensão
normal.
Figura 1.2 Ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento slant shear
Figura 1. 3 Envoltórias de resistência de dois materiais hipotéticos (SANTAGATA & CANESTRARI, 1998)
σ
τ
1
2
ϕ2 ϕ1
75 mm 55 mm
75 mm
ARIZONA SLANT SHEAR TEST
F
30º
30º 30º
FT
100 mm
152
mm
60º
DIÂMETRO DO
CILÍNDRO = 25 mm
150 mm
150
mm
55
mm
150 mm
75 m
m
30º
CONCRETO VELHO
material reposto
Aderência (interface dos dois materiais)
diâmetro do cilíndro = 152 mm
FN
SLANT SHEAR SAMPLES TO ACI C728
(Designação similar da ASTM: C882-91)
SLANT SHEAR SAMPLES TO BS 6319 PART 5 SLANT SHEAR SAMPLES TO FIP PROPOSAL 631/25
(a) (b)
(c) (d)
89
Há a se considerar que esse ensaio possui como ponto positivo, a facilidade de
realização, pois a amostra sofre o esforço de compressão, mas em contrapartida deve-se
considerar o exposto por WALL & SHIVE (188) e por SANTAGATA &
CANESTRARI (1998).
1.2.5.3 Método de ensaio de Grzybowska
Este método foi desenvolvido na Universidade de Tecnologia de Cracow e apresentado
por GRZYBOWSKA et al. (1993). Foi utilizado para estimar quantitativamente a
adesão entre a camada de geotextil e de asfalto, no caso de utilização de geotextil em
reforço de pavimentos.
Corpos-de-prova prismáticos de 75 x 75 x 300 mm foram cortados em peças de 60 a 80
mm de comprimento e submetidas a tensão de cisalhamento, como mostrado na Figura
1.8.
NODA et al. (1998) referem-se a esse ensaio para avaliação do efeito de fresagem da
superfície asfáltica em resultados de resistência ao cisalhamento. Concluem que a
resistência na interface é fortemente afetada pela variação da temperatura, sendo que a
resistência ao cisalhamento a 50ºC cai cerca de 60%, quando comparado ao valor obtido
a 20ºC.
No ensaio é utilizado um dispositivo conforme mostrado na Figura 1.8. A velocidade de
descida do pistão da máquina foi de 1 mm/min e a temperatura do ensaio foi de 30ºC.
90
Figura 1. 4 Esquema do método de ensaio de cisalhamento de Grzybowska na interface (GRZYBOWSKA et al., 1993)
onde Pm é a máxima força atuando sobre a amostra, Pτ é a máxima força cisalhante, στ
é a tensão cisalhante e d é o comprimento da peça (68-80 mm).
1.2.5.4 Método do repique (impacto-echo method)
É um ensaio não destrutivo baseado na utilização da resistência à propagação de ondas
(LIN & SANSALONE, 1996)
Nesse ensaio, a propagação da onda é introduzida na estrutura através do impacto
mecânico de uma ponteira mecânica sobre a superfície. As ondas se propagam dentro da
estrutura e são refletidas por defeitos internos ou interfaces e pelo contorno externo da
estrutura. Um transdutor de deslocamento próximo a ponta de impacto, monitora o
deslocamento da superfície causado pela chegada das ondas refletidas. Estas ondas
tornam a ser refletidas na superfície e se propagam novamente para o interior do objeto,
refletindo-se outra vez na interface ou bordas. Ocorre, portanto, uma condição de
ressonância causada pelas múltiplas reflexões das ondas entre a superfície superior e
defeitos internos ou bordas externas. Na Figura 1.9 está representado o esquema do
ensaio.
s
p Pm
Pm
45º Pττ
Pp
Pτ = Pm/ √2 στ = Pτ / Fτ Fτ = fator de atrito F = d x s
ss = dimensão mostrada na figura
91
Figura 1. 5 Esquema do ensaio do método do repique (LIN & SANSALONE, 1996)
LIN & SANSALONE (1996) apresentaram resultados de ensaios de campo realizados
em pontes de concreto revestidas com concreto asfáltico, conforme pode ser observado
na Figura 1.10.
Figura 1. 6 Espectro obtido em estudo de campo em uma ponte de concreto revestida
com concreto asfáltico: resultados obtidos em regiões: (a) elevada aderência; (b) média
aderência; (c) pouca ou nenhuma aderência e (d) nenhuma aderência LIN &
SANSALONE, 1996
LIN et al. (1996) apresentam outro relato sobre a aplicação desse ensaio e concluíram
que o ensaio de repique pode ser utilizado somente para detectar áreas onde interfaces
são particularmente “descoladas”, pois:
• variações na resistência de aderência na interface medidas pelo ensaio de
arrancamento (pull off test) não afetam os resultados deste ensaio;
• regiões que são “descoladas” podem ser identificadas por causa que as reflexões da
interface produzem uma resposta característica no espectro do impacto-echo;
T
Receptor
t tc
F(t) Fonte de impacto
92
• a presença de microfissuras na interface, causadas pela remoção do concreto pelo
martelete não afetam os resultados do ensaio.
1.2.5.5 Método de cisalhamento (Wedge Splitting Test )
Este ensaio foi desenvolvido por Tschegg e foi citado por STEIGENBERGER (1998).
Na Figura 1.11 pode-se observar que uma força vertical é aplicada utilizando-se uma
cunha bem na interface dos dois materiais, que estão fixados na face superior em garras.
Figura 1. 7 Ensaio de cisalhamento (Wedge Splitting Test ) (STEIGENBERGER, 1998)
A aplicação dessa força resulta no cisalhamento na interface. Medindo-se a força
vertical e deslocamento da carga, consegue-se determinar o valor da aderência entre
asfalto e concreto.
1.2.5.6 Método de Tração Direta (pure tension)
SILFWERBRAND (1998) descreveu a aplicação desse ensaio para medir a resistência
de aderência.
As amostras foram obtidas através de broqueamento de cilíndros no campo, com
diâmetro nominal de 70 mm.
93
Os corpos-de-prova foram serrados na base e no topo, de maneira a obter-se faces
paralelas e perpendiculares ao eixo do corpo-de-prova.
Nas faces acabadas foram coladas placas de aço e a amostra ensaiada.
O autor comentou que a resistência à aderência entre o CCP e CA é susceptível à
temperatura e velocidade de aplicação de carga, portanto é importante registrar-se esses
parâmetros durante a execução do ensaio.
Para o autor, alta temperatura e baixo carregamento darão muito baixos valores de
tensão de cisalhamento. Os ensaios foram conduzidos a uma velocidade de
carregamento de 0,065 MPa/s (65kPa/s).
SILFWERBRAND (1998) alertou para o fato de que os valores obtidos através desse
ensaio são mais críticos quando comparados ao ensaio de cisalhamento direto, ou seja, a
resistência real de aderência seria maior do que a obtida.
1.2.5.7 Método de Iowa 406 – (test collar)
McGHEE et al. (1994) relata que Felt foi o primeiro a apresentar um trabalho sobre a
utilização desse ensaio em 1956, para a determinação da resistência à aderência entre o
concreto e concreto velho, em um esquema similar ao apresentado na Figura 1.12.
O ensaio denominado de Método Iowa 406, utiliza um esquema similar ao da Figura
1.12. GROVE et al (1993) especificaram que a resistência ao cisalhamento seja de no
mínimo 0,138 MPa (138kPa), com 14 dias de idade.
94
Figura 1.8 Esquema de ensaio de cisalhamento direto utilizado por Felt (McGHEE et al., 1994)
É talvez hoje, o método mais utilizado nos Estados Unidos, relatado em trabalhos
apresentados pelos autores GROVE et al. (1993) ; ARMAGHANI & TU (1997);
STURM & MORRIS (1998).
Este ensaio mede a resistência ao cisalhamento direto utilizando-se de um molde em forma de colarinho,
conforme mostrado na Figura 1.13, onde é colocada a amostra extraída pelo broqueamento e aplicado
esforço de tração.
Figura 1.9 Molde do ensaio do método Iowa 406 (GROVE et al., 1993)
95
Tabela 1.2 Resultados da resistência à aderência obtidos através do ensaio de Iowa 406
Valor da Resistência ao
Cisalhamento (kPa) Referência Obra Tratamento
Mínimo Médio Máximo
Desvio
Padrão
(kPa)
Coeficiente
de Variação
da Amostra
(%)
STURM & MORRIS (1998) Ontario
Canadá Fresada 540 660 780 170 25,7
Limpa 1.040 1.730 2.480 730 42,2
Fresada 2.350 2.570 2.970 290 11,3 ARMAGHANI & TU (1997, 1998) Flórida -
EUA CRL 760 760 760 - (1 amostra)
Ranhurada 250 960 1.850 470 49,0
Ranhurada (*) 650 930 1.200 390 41,9
Ranhurada (**) 450 600 700 130 21,7
Fresada 800 1.170 2.350 380 32,5
GROVE et al. (1993) Iowa -
EUA
Fresada (*) 950 1.000 1.050 70 7,0
CRL = Crack Relief Layer;
Ranhurada (*) – tratamento da superfície com cimento e grauteamento;
Ranhurada (**) – tratamento da superfície com emulsão;
Fresada (*) – tratamento da superfície com cimento e grauteamento
GROVE et al. (1993) apresentaram resultados do ensaio em interface fresada com
desvio padrão de 360 kPa e variação da amostra de 0,32(%).
ARMAGHANI & TU especificam que o valor médio obtido nesse ensaio seja de pelo
menos 1.400 kPa para o bom desempenho do pavimento.
1.2.5.8 Ensaio de Cisalhamento de Ancona (Ancona Shear Testing)
SANTAGATA & CANESTRARI (1998) apresentaram o ensaio de cisalhamento direto
utilizado na geotécnica, com modificação do aparelho em que duas camadas de concreto
com interface horizontal, o mais próximo da representação do sistema pavimento de
CCP e de concreto asfáltico, é cisalhado sem nenhuma tensão normal sendo aplicada.
96
O equipamento é composto de três partes, conforme mostrado na Figura 1.14: caixa de
cisalhamento, sistema de aplicação de carga e instrumentos para medir a força de
cisalhamento e os deslocamentos horizontal e vertical durante o ensaio.
A caixa possui uma seção de 100mm x 100 mm, de maneira a minimizar os efeitos
derivados do tamanho dos agregados. A velocidade de deslocamento é de 0,0008 a 9,5
mm/minuto.
Se necessário, uma carga normal pode ser aplicada a amostra, de maneira a simular a
situação de campo.
A superfície da interface pode ou não ser tratada, sendo que a amostra é cortada, ficando
com 60 mm x 60 mm, reduzindo-se a seção de 10000 mm2 para 3600 mm2.Essa redução
ocorre devido a elevada força necessária para cisalhar e a limitação do equipamento.
Figura 1.10 Ensaio de Cisalhamento de Ancona (SANTAGATA & CANESTRARI, 1998)
97
Do descrito no relato conclui-se que este método possui o inconveniente da necessidade
de se moldar a amostra, visto que outros ensaios nos quais trabalha-se com amostras
extraídas através do broqueamento de placas no campo, são mais representativos da
situação real. Também a dimensão do corpo-de-prova (60 mm x 60 mm) torna-se muito
pequena no caso de se medir a resistência ao cisalhamento no caso de amostra que
receberam a fresagem como tratamento superficial.
No estudo realizado pelos autores, foram utilizadas 12 amostras cujo resumo dos
resultados estão apresentados na Tabela 1.3, onde δ é o desvio padrão, τm é a tensão
média de cisalhamento.
Tabela 1. 3 Resumo dos resultados apresentados por SANTAGATA & CANESTRARI (1998)
Tratamento Interface Tempo de Cura ττm (kPa) sd (kPa)
Coeficiente de Variação da amostra (%)
Nenhum tratamento rugosa 24 horas 1.640 150 9,1
Nenhum tratamento rugosa 72 horas 2.360 310 13,1
Nenhum tratamento lisa 24 horas 1.260 70 5,6
Nenhum tratamento lisa 72 horas 1.350 200 14,8
P1 rugosa 24 horas 1.350 120 8,9
P1 rugosa 72 horas 1.390 100 7,2
P1 lisa 24 horas 700 80 11,4
P1 lisa 72 horas 900 150 16,7
P2 rugosa 24 horas 350 120 34,2
P2 rugosa 72 horas 2.690 170 6,3
P2 lisa 24 horas 40 - -
P2 lisa 72 horas 1.690 140 8,3
P1 – resina epóxi com a consistência utilizada no tratamento de juntas frias e selagem de fissuras, impermeável à água (após 15 dias de cura)
P2 – resina epóxi superfluidificante, empregada como selante e em injeções de fissuras em estruturas de concreto, de cura rápida (7 dias) τm é a resistência média ao cisalhamento e sd é o desvio-padrão
98
CCAAPPÍÍTTUULLOO 22 Caracterização dos materiais
utilizados e moldagem de corpos-de-prova
2.4 Introdução
Conforme relato apresentado no Capítulo 1 deste trabalho, a construção de
revestimentos com placas delgadas de CCP na manutenção de pavimentos de concreto
asfáltico vem sendo incrementada nos últimos anos, sobretudo nos EUA.
Nesse mesmo capítulo discorreu-se sobre estudos efetuados por diversos autores que
tem considerado como um dos principais fatores para o bom desempenho do pavimento
a boa aderência entre o revestimento de concreto asfáltico remanescente e o concreto de
cimento Portland. Também procurou-se definir o fenômeno de aderência, bem como
alguns fatores intervenientes no desempenho da aderência.
Entre estes, o tratamento superficial, é talvez um dos mais representativo, sendo que
autores tem desenvolvido experiências quanto a aderência dos materiais, variando o
acabamento superficial da interface.
99
TALBOT et al. (1994) apresentaram uma pesquisa sobre a influência da preparação da
superfície para maior duração da aderência no concreto projetado. Utilizaram diversos
tipos de preparação da superfície: jateamento de areia, utilização de picotamento com
martelete, utilização simultânea de picotamento com martelete e jateamento de areia, e
polimento da superfície com jato de água de alta pressão hidráulica (hydrodemolition).
Concluíram que a resistência ao cisalhamento entre o concreto projetado (com ou sem
fibras de aço) e o concreto remanescente, cuja superfície foi preparada com aplicação de
jato de água de alta pressão (hydrodemolition) ou fresagem seguido de jateamento de
areia, foram mais fortes e duráveis. Justificaram o insucesso da utilização do desgaste
superficial com a utilização de marteletes, que apresentou resistência baixa à aderência,
pela limpeza deficiente da superfície antes da projeção do concreto.
Os autores também salientaram que outros tipos de preparação da superfície sem
jateamento de areia resultaram em uma baixa aderência ou na redução da resistência
com o tempo.
Ainda que, o artigo apresentado relate sobre o tema de concreto projetado, cabe aqui
ressaltar a importância não só do tratamento superficial da interface, como também da
limpeza da superfície antes da aplicação de qualquer material, de maneira a garantir
uma melhor aderência. Essa prática é seguida quando da execução do WTUD, onde a
camada asfáltica é fresada com a finalidade não só de remover as trilhas-de-roda e
outras irregularidades mas também de promover o aumento da aderência, desde que se
tenha cuidado na limpeza da superfície antes da aplicação do CCP.
Com a finalidade de estudar as características da aderência na interface do CCP e do
CA, foi desenvolvida esta pesquisa, onde placas de concreto asfáltico de cerca de 180 x
500 x 50 mm, receberam quatro tratamentos superficiais diferentes: sem fresagem; com
fresagem e jateamento de ar; com fresagem, jateamento de ar e aplicação de resina tipo
100
epóxi e; sem fresagem e aplicação da resina do tipo epóxi. Tais placas foram recobertas
com concreto fresco de cimento Portland com aproximadamente 60 mm de espessura.
A aplicação desse tratamento simula situações que podem ocorrer na execução de
placas ultradelgadas de CCP aplicadas como reforço de pavimentos asfálticos, ou seja, o
recobrimento de pavimentos de CA com a execução de placas delgadas (50 a 100 mm
de espessura) de concreto de cimento Portland, que são geralmente fresadas e limpas
com jato de ar, mas que eventualmente podem apresentar falhas na fresagem (sem
fresagem).
As demais opções (aplicação de resinas do tipo epóxi) tem a finalidade de ampliar as
opções para tratamento superficial na melhoria da aderência. HELENE (1988),
estudando sobre reparos de estrutura de concreto, verificou que a aplicação de resinas
epóxicas como elementos facilitadores de pontes de aderência, é a que resulta melhor
desempenho do conjunto.
A moldagem das placas foi dividida em duas etapas, tendo sido utilizado em ambas,
concreto de alta resistência. A caracterização dos materiais utilizados encontra-se no
Anexo I e II, respectivamente para a 1ª e 2ª etapas, e os resultados do contro le
tecnológico estão apresentados no item 2.4.
As placas foram utilizadas em ensaios de laboratório, cujos resultados serão relatados
no Capítulo 3, para as duas etapas mencionadas cujos objetivos básicos seriam:
• Estudar o comportamento comparativo da aderência entre as camadas, para diversas
opções de tratamento da interface. Foram realizados ensaios de cisalhamento direto
e estático com corpos-de-prova extraídos das placas, no Laboratório de Engenharia e
Consultoria e Engenharia S/C Ltda (LENC) e no Laboratório de Mecânica das
Rochas da Minas – EPUSP (LMR-PMI).
101
• Estudar o comportamento das placas quando submetidas a solicitações de cargas
repetidas, realizados inicialmente em uma prensa pneumática dinâmica do
Laboratório de Tecnologia de Pavimentação (LTP-EPUSP) e posteriormente em
uma prensa dinâmica hidráulica do LMR-PMI , verificando se ocorreria a perda de
aderência durante os ciclos de repetição de carga.
2.4 Execução das Placas
2.2.1 Materiais e métodos
Para execução da pesquisa foram utilizadas placas de concreto asfáltico (CA) de 180
mm x 500 mm x 55 mm, discriminadas nas Tabelas 2.1 e 2.2 . Nestas tabelas estão
apresentados os valores médios das dimensões das placas, sendo que para cada uma,
foram realizadas dez determinações da espessura, em diferentes posições conforme
esquematizado na Figura 2.1.
Em uma primeira etapa foram utilizadas 38 placas de CA, sendo25 placas cedidas de
uma pesquisa de doutorado (MOMM, 1998), denominadas pela inicial D; 8 placas de
outra pesquisa de doutorado (MERIGHI, 1998, 1999), denominadas pela inicial J; 5
placas de uma pesquisa de iniciação científica, denominadas pelas iniciais PR (PERES
& BALBO, 1998) e M (GARRIDO & BALBO, 1997), sendo que as características de
cada uma se encontra nas Tabelas 2.3 a 2.6.
102
Figura 2. 1 Posições de medidas das espessuras na placa de CA
Em uma primeira etapa foram utilizadas 38 placas de CA, sendo 25 placas cedidas de
uma pesquisa de doutorado (MOMM, 1998), denominadas pela inicial D; 8 placas de
outra pesquisa de doutorado (MERIGHI, 1998, 1999), denominadas pela inicial J; 5
placas de uma pesquisa de iniciação científica, denominadas pelas iniciais PR (PERES
& BALBO, 1998) e M (GARRIDO & BALBO, 1997), sendo que as características da
mistura asfáltica utilizada em cada uma se encontram nas Tabelas 2.3 a 2.6.
Posteriormente, foram moldadas mais placas com um novo traço de CCP, em uma 2ª
etapa (15 placas – número 60 a 74) e em uma 3ª etapa (14 placas – número 75 a 88),
utilizando-se 29 placas cedidas por MERIGHI (1998, 1999), denominadas pela letra J.
Posição 9
Espessura
50 mm
100 mm
100 mm
100 mm
100 mm mm 50mm
mm Posição 10
Posição 7
Posição 6 Posição 2
Posição 3
Posição 4
Posição 5 Posição 8
Posição 1
103
Tabela 2.1 Condições e medidas das placas de concreto asfáltico
Espessura (mm) Dimensões (mm) Nº da Placa
Placa Condição pos. 1 pos. 2 pos. 3 pos. 4 pos. 5 pos. 6 pos. 7 pos. 8 pos. 9 pos. 10 Média
Desvio padrão
sd compr. larg.
1 D3N1 - D FM 48,8 50,7 51,3 48,4 46,5 48,8 47,3 48,4 45,0 54,9 49,0 2,8 501 180 2 D1N2 - A FM 48,5 46,5 47,9 44,3 44,7 49,3 49,0 48,9 47,8 46,5 47,3 1,8 500 180 3 D3N1 - C FM 44,9 50,6 49,1 50,6 50,4 46,3 47,8 48,6 46,1 48,6 48,3 2,0 500 181 4 D3N2 - B FM 45,5 45,5 48,8 50,0 48,9 48,2 47,1 51,5 44,8 48,8 47,9 2,2 500 180 5 D3N2 - D FM 44,3 45,6 47,4 47,9 48,0 46,4 47,3 47,8 47,8 49,0 47,2 1,4 500 180 6 J - 3 FM 45,1 47,1 48,2 48,6 46,3 47,2 48,9 48,7 47,5 46,8 47,4 1,2 500 181 7 D3N1 - B FM 51,7 51,7 51,3 52,4 48,4 50,2 49,8 51,7 49,9 45,5 50,3 2,1 501 182 8 J - 6 FM 50,4 49,9 48,9 48,5 49,0 48,0 49,9 48,2 49,6 51,0 49,3 1,0 501 181 9 D3N3 - B FM 46,5 47,7 45,8 45,9 46,2 51,8 51,3 48,4 49,4 49,1 48,2 2,2 501 181
10 J - 8 FM 47,1 47,3 48,8 47,8 45,9 49,5 48,0 48,0 47,4 46,6 47,6 1,0 500 182 11 D3N3 - C FM 46,9 47,1 46,5 47,3 49,3 49,6 48,8 48,3 49,0 50,0 48,3 1,2 500 180 12 J - 4 FM 48,9 48,1 45,8 47,9 46,5 46,9 47,6 47,0 46,5 52,3 47,8 1,8 500 181 13 D3N2 - A FM 48,7 50,5 51,2 51,2 50,5 46,0 50,7 51,2 51,1 49,3 50,0 1,7 500 179 14 J - 5 FM 46,7 46,0 45,8 45,5 46,6 47,6 49,9 48,8 47,9 47,7 47,3 1,4 500 182 15 D3N2 - C FM 43,6 47,4 45,0 46,2 47,5 46,8 50,2 47,2 45,8 46,0 46,6 1,7 500 181 16 J - 7 FM 48,8 47,5 43,7 45,3 47,7 49,2 46,6 46,2 48,2 48,2 47,1 1,7 502 182 17 D3N1 - A FM 47,9 49,7 48,8 49,2 50,1 48,9 49,5 49,6 46,7 50,0 49,0 1,0 499 182 18 M1B - 59,0 54,2 58,3 58,8 57,8 57,6 59,1 58,6 57,7 58,0 57,9 1,4 500 182 19 D3N2 - E FM 52,4 51,1 49,2 48,1 44,9 50,0 51,7 48,2 48,2 44,3 48,8 2,7 500 181 20 M2B - 55,3 57,4 58,0 58,5 56,3 55,0 56,7 57,5 57,0 55,1 56,7 1,2 500 182 21 D3N3 - A FM 47,7 51,6 52,3 51,7 51,5 51,6 50,4 52,8 55,7 55,0 52,0 2,2 501 180 22 D1N3 - A - 55,2 56,2 56,2 56,6 58,9 53,7 54,0 55,9 56,9 58,1 56,2 1,6 500 181 24 M1A - 60,4 60,7 62,1 61,7 61,9 57,3 59,9 61,4 62,0 60,8 60,8 1,4 500 181 26 D1N3 - B - 55,2 56,4 57,5 58,3 57,7 52,9 55,9 56,9 57,0 55,3 56,3 1,6 501 180 28 D1N2 - B FM 56,4 58,4 60,0 58,3 56,2 55,6 62,5 62,0 61,0 57,1 58,8 2,5 500 181 40 D2N1 - A FM/R 50,0 46,8 46,4 48,2 49,0 49,0 48,0 48,0 45,5 48,1 47,9 1,3 502 180 41 D2N1 - B FM/R 48,2 48,7 50,4 49,2 47,4 49,0 49,3 48,2 50,3 50,5 49,1 1,0 500 181 42 D2N1 - C FM/R 49,6 48,7 48,4 50,2 50,9 48,4 49,9 49,4 48,1 52,3 49,6 1,3 501 180 43 D2N2 - A FM/R 51,2 49,4 50,6 48,9 50,4 51,2 49,8 51,8 51,1 51,9 50,6 1,0 500 180 44 D2N2 - B FM/R 50,2 49,4 48,0 50,2 50,7 48,9 48,7 49,7 49,0 52,4 49,7 1,2 499 180 45 J - 1 R 55,0 56,1 56,0 56,4 58,0 56,0 57,4 56,7 56,6 57,2 56,5 0,9 500 180 46 J - 2 FM/R 51,4 47,6 52,8 53,0 50,4 50,4 51,4 51,7 48,7 49,2 50,7 1,8 501 182 47 D1N1 - A R 56,1 55,3 54,2 54,6 55,8 56,4 55,6 54,4 53,9 55,4 55,2 0,8 499 181 48 D1N1 - B R 56,8 56,1 54,5 54,5 54,3 57,0 57,0 56,0 55,4 55,4 55,7 1,0 500 180 49 D1N1 - C T/R 57,3 58,1 57,5 57,7 57,9 56,3 58,0 58,3 58,6 58,0 57,8 0,6 499 180 50 D1N2 - C R 58,4 57,9 56,9 56,2 55,5 57,0 57,4 57,6 56,5 56,1 57,0 0,9 499 180 51 PR8 T/R 55,2 54,8 53,3 54,7 54,3 58,0 58,0 56,6 56,8 57,3 55,9 1,7 500 180 52 PR7 T/R 54,7 53,7 53,6 55,2 56,0 54,5 54,1 54,8 56,5 55,8 54,9 1,0 500 183
FM T Placas perdidas
Legenda
R *F
Fresada manualmente trilha de roda mais acentuada tratamento com resina fresada no canto
ensaio de cisalhamento estático – 1ª etapa - LENC ensaio de flexão dinâmico LTP–EPUSP
ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa - LENC
Placas perdidas
ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI
ensaio de cisalhamento estático LMR-PMI
104
81
Tabela 2.2 Condições e medidas das placas de CA após a fresagem com equipamento 1000C
Espessura (mm) Dimensões (mm) No. Da Placa
Placa Condição
pos.1 pos.2 pos.3 pos.4 pos.5 pos.6 pos.7 pos.8 pos.9 pos.10 média
Desvio Padrão compr. compr. comp.médio larg. larg. larg.média
60 J-9 Fresada 47,2 48,0 45,5 44,1 44,8 47,2 46,8 46,5 46,0 44,9 46,1 1,26 502,2 502,5 502,4 180,7 181,1 180,9
61 J-10 Fresada 48,0 46,7 44,9 44,0 43,0 50,0 48,9 47,2 46,5 46,2 46,5 2,16 500,0 500,3 500,2 180,4 180,1 180,3
62 J-11 Fresada 49,8 48,7 47,0 46,4 46,0 45,8 46,5 45,0 43,5 48,9 46,8 1,92 500,5 501,1 500,8 180,1 180,1 180,1
63 J-12 Fresada 47,0 45,5 46,0 46,6 46,1 48,1 47,4 47,3 47,5 48,0 47,0 0,88 501,5 503,0 502,3 180,1 180,9 180,5
64 J-13 Fresada 46,7 44,8 43,2 41,4 41,0 45,8 45,4 43,3 42,5 44,1 43,8 1,88 501,0 501,1 501,1 181,4 180,9 181,2
65 J-14 Fresada 50,0 48,2 47,0 46,9 45,5 46,4 46,2 45,1 46,5 47,2 46,9 1,39 501,8 501,0 501,4 180,0 181,8 180,9
66 J-15 Fresada 50,0 49,9 47,2 50,0 50,0 46,3 46,0 47,1 46,9 48,2 48,2 1,66 500,0 500,2 500,1 180,5 180,8 180,7
67 J-16 Fresada 47,4 47,2 46,2 45,0 45,4 48,7 48,0 45,3 44,8 45,1 46,3 1,41 501,0 500,3 500,7 180,1 180,5 180,3
68 J-17 Fresada 50,3 50,0 48,1 47,2 48,2 52,2 50,9 49,1 49,2 50,0 49,5 1,47 502,4 501,1 501,8 180,9 181,0 181,0
69 J-19 Fresada 51,2 50,4 50,2 48,6 49,8 53,2 48,1 50,5 51,8 51,9 50,6 1,54 500,4 500,8 500,6 179,0 179,8 179,4
70 J-20 Fresada 49,2 49,7 49,0 48,1 47,8 47,8 47,0 48,0 49,2 50,3 48,6 1,02 501,6 502,1 501,9 180,5 180,2 180,4
71 J-21 Fresada 51,0 52,0 51,2 50,9 50,0 50,0 49,8 48,2 47,2 46,9 49,7 1,74 500,6 500,1 500,4 180,1 180,0 180,1
72 J-22 Fresada 45,6 45,9 43,0 41,0 44,9 41,2 40,3 40,9 43,3 42,7 42,9 2,05 501,5 502,1 501,8 180,3 180,7 180,5
73 J-23 Fresada 89,1 90,4 90,0 91,8 93,0 90,4 91,0 93,7 92,4 94,1 91,6 1,68 499,8 500,0 499,9 180,5 180,7 180,6
74 J-24 Fresada 95,8 96,8 93,3 92,0 93,5 96,6 94,9 94,0 95,2 93,6 94,6 1,55 500,0 500,2 500,1 181,0 180,7 180,9
75 J-25 Fresada 44,8 46,3 46,2 45,2 45,1 42,5 43,5 44,7 43,9 43,5 44,6 1,26 500,1 499,9 500,0 180,5 180,7 180,6
76 J-26 Fresada 47,3 45,2 45,5 44,9 44,9 43,0 42,6 40,7 40,7 42,0 43,7 2,20 502,2 501,8 502,0 180,0 180,0 180,0
77 J-27 Fresada 52,1 52,2 50,1 44,5 47,2 45,9 44,8 43,3 47,1 45,1 47,2 3,19 504,1 503,9 504,0 180,9 181,1 181,0
78 J-28 Fresada 50,2 49,0 50,4 50,7 50,3 49,2 49,9 50,2 50,2 49,5 50,0 0,55 501,9 502,1 502,0 181,1 180,9 181,0
79 J-29 Fresada 47,4 46,7 46,3 46,9 45,9 43,9 43,6 44,0 44,5 44,8 45,4 1,40 501,0 501,0 501,0 180,0 180,1 180,0
80 J-30 Fresada 42,9 42,5 43,1 42,4 43,4 43,9 44,3 43,1 43,7 42,2 43,2 0,68 502,9 503,1 503,0 182,1 182,0 182,0
81 J-31 Fresada 43,7 45,0 45,4 47,3 45,5 46,9 45,7 44,6 48,0 45,3 45,8 1,30 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0
82 J-32 Fresada 44,1 43,3 43,0 42,6 44,1 47,4 45,6 44,9 44,1 44,9 44,4 1,41 501,0 501,0 501,0 180,0 180,9 181,0
83 J-33 Fresada 44,3 45,8 44,4 42,6 42,6 44,9 45,8 45,8 45,6 46,3 44,8 1,32 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0
84 J-34 Fresada 46,2 47,8 44,6 44,2 44,2 47,0 51,0 48,2 48,7 48,0 47,0 2,21 501,8 502,1 502,0 180,0 180,0 180,0
85 J-35 Fresada 44,6 44,7 45,0 44,2 44,1 43,7 42,2 42,5 43,1 43,5 43,8 0,94 501,9 502,2 502,0 180,0 180,0 180,0
86 J-36 Fresada 43,2 45,9 45,0 42,0 43,9 45,4 44,7 45,2 46,3 42,6 44,4 1,43 502,0 502,0 502,0 180,0 180,0 180,0
87 J-37 Fresada 44,5 43,0 43,8 44,9 44,5 42,5 43,2 46,3 46,0 46,0 44,5 1,36 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0
88 J-38 Fresada 98,7 97,9 97,6 98,7 98,1 94,1 99,4 98,5 98,5 99,9 98,2 1,60 502,1 501,9 502,0 181,0 181,0 181,0
Ensaio de cisalhamento direto - LENC Ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI
Ensaio de cisalhamento direto LMR-PMI Placas perdidas
Obs,: Todas estas placas foram fresadas foram fresadas a frio com a fresadora 1000C da Wirtgen,
105
Tabela 2. 1 Características das placas cedidas por MOMM (MOMM,1998)
Placas D1N1 D1N2 D1N3 D2N1 D2N2 D2N3 D3N1 D3N2 D3N3 Dmáx
= Dmáx
= Dmáx
= Dmáx
= Dmáx
= Dmáx
= Dmáx
= Dmáx
= Dmáx
= Abertura das peneiras (mm)
25,4 25,4 25,4 19,1 19,1 19,1 12,5 12,5 12,5 EXPOENTE 0,67 0,48 0,41 0,63 0,48 0,42 0,63 0,48 0,41 Percentagem de Vazios (%)
4 4 4 4 4 4 4 4 4
Teor de Betume 4,9459 4,2004 4,3213 4,9788 4,2528 4,4902 5,1441 4,8093 5,0484 Densidade (kg/m3)
2.340 2.370 2.350 2.350 2.360 2.360 2.340 2.340 2.340
RBV (%) 74,60 72,17 70,43 77,04 70,47 72,58 76,12 74,04 74,99 Abertura (mm) Porcentagem Passante (%)
25,4 100 100 100 19,1 82,58 87,14 88,88 100 100 100 12,5 62,12 71,.00 74,60 76,46 81,59 83,84 100 100 100 9,5 51,66 62,19 66,59 64,27 71,52 74,81 84,14 87,61 89,25 4,75 32,43 44,50 50,00 41,45 51,28 56,08 54,40 62,74 66,96 2,8 22,74 34,47 40,19 29,66 39,79 45,02 39,01 48,63 53,79 1,18 12,73 22,71 28,12 17,17 26,28 31,44 22,65 32,07 37,60 0,6 8,08 16,38 21,16 11,19 18,99 23,73 14,80 23,15 28,41 0,3 5,07 11,72 15,96 7,21 13,62 17,79 9,57 16,58 21,32 0,15 3,19 8,39 11,99 4,65 9,76 13,34 6,19 11,87 15,99
0,075 2 6 9 3 7 10 4 8,5 12
Tabela 2. 2 Características das placas cedidas por Peres PR-7 e PR8 de (PERES & BALBO, 1998)
Placas de Peres - Mistura reciclada Valor Teor de Betume (%) Estabilidade (kN) 7,75 6,5
Volume de vazios (%) 4,00 9,3 RBV (%) 75,1 7,5
Densidade aparente (%) 2,27 8,0 Teor de betume final (%) 7,8
Fluência (mm) 5,1 - PENEIRA
(mm) r Curva Resultante De Reciclagem Faixa C -
ABNT Retido (%)
38,1 50 100,00 100 0,0 25,4 50 100,00 100 0,0 19,1 50 100,00 100 0,0 12,7 50 99,30 100 0,7 9,5 50 87,54 100 11,8
4,75 50 63,86 85 23,7 2,8 50 50,46 79 13,4 1,2 50 34,72 64 15,7 0,6 50 26,28 48 8,4 0,3 50 20,08 37 6,2
0,15 50 15,28 30 4,8 0,075 50 8,03 10 7,3
106
Tabela 2. 3 Características das placas cedidas por MERIGHI (J1 a J24 e J60 a J88) – Faixa III da PMSP (MERIGHI, 1998, 1999).
Densidade Aparente (kg/m3) 2.410 Densidade Teórica (kg/m3) 2.486 Estabilidade Teórica (kN) 14,7 Fluência (0,1 mm) 29,97 Vazios (%) 3,1 R.B.V. (%) 79,5 Massa Específica Real Média (kg/m3) 2.694 Teor ótimo (%) 5,15
Material – Agregados e CAP (%) GRANULOMETRIA
Brita 1” 14,23 Brita ½” 14,23 Pedrisco 18,02
Pó 37,94 Areia 9,48 Filler 0,95
CAP 20 5,15 Total 100,00
Tabela 2. 4 Caracterização das placas M1A, M1B (Mistura 1) e M2B (Mistura 2) de Garrido (GARRIDO & BALBO, 1997).
GRANULOMETRIA PENEIRA (mm) Mistura 1 Mistura 2 Faixa C da ABNT
19,0 100 - - 12,5 98,8 - 100-85
9,5 97,5 100 100-75 4,8 74,0 74,55 85-50 2,8 60,9 60,98 80-38
1,18 46,0 47,38 62-26 0,6 36,54 38,51 48-18 0,3 25,32 26,73 38-12
0,15 9,74 7,48 30-8 0,074 5,28 1,28 10-5
RESULTADOS DA DOSAGEM MARSHALL Característica MISTURA 1 MISTURA 2 Densidade aparente (kg/m3) 2.348 2.336 Estabilidade Marshall (kN) 2,49 10,80 Vv (%) 3.217 2,93 RBV (%) 80,731 83,4 Fluência Marshall (0,1 mm) 19,20 43,48 % betume ótima 6,00 6,54
107
As placas utilizadas na primeira etapa tiveram suas superfícies preparadas conforme
descrito nas condições da Tabela 2.1. As utilizadas na segunda e terceira etapas foram
todas fresadas. Na Tabela 2.2 estão indicadas suas dimensões antes de serem recobertas
com concreto fresco de cimento Portland.
A diferença marcante no tipo de tratamento superficial das placas utilizadas na primeira
para a segunda e terceira etapas da pesquisa, além de que nessas duas últimas, nenhuma
recebeu tratamento superficial com resina epóxica, foi o equipamento utilizado para
fresagem. Na primeira etapa foi utilizada uma fresadora modelo F120, mas como esse
equipamento fornece uma fresagem diferente da que ocorre na obra, nas segunda e
terceira etapa foi utilizada a fresadora a frio 1000C da Wirtgen.
Na 1ª etapa, para a produção do concreto foi utilizado um cimento Portland comum do
tipo CPII-E-32, e como agregados, foram selecionados areia média e brita nº1 de granito
da região do município de Embú (diâmetro máximo característico igual a 19 mm), cujas
características se encontram no Anexo I.
A escolha do cimento Portland do tipo CP–II-E-32 se deu pelo fato de ser o tipo de
cimento mais usual, não havendo necessidade de se utilizar o cimento ARI, pois havia
tempo hábil para esperar a cura das placas para então, ensaiá-las, e também pelo receio
de que a cura realizada ao ar pudesse induzir com maior facilidade ao surgimento de
fissuras, caso se utilizasse o cimento tipo ARI.
Porém considerando-se que a utilização do WTUD está ligada à utilização de concreto
de rápida liberação, na 2ª e 3ª etapas utilizou-se cimento do tipo ARI Plus. As
características dos agregados, do cimento e aditivos utilizados nessas etapas, estão
indicadas no Anexo II.
108
Em todas as etapas foi utilizada a brita de diâmetro máximo característico igual a 19,1
mm devido a espessura da placa a ser concretada (aproximadamente 50 mm). Nas 2ª e
3ª etapas, foi utilizada brita granítica, pó-de-pedra calcáreo e areia rosa (quartzo) de
cava, originária do município de Itaporanga, empregando-se o traço apresentado na
Tabela 2.7, referente à moldagem das placas, com material seco em estufa.
O aditivo utilizado foi um plastificante/redutor de água, usualmente recomendado para
reduzir a relação água/cimento para uma mesma consistência de concreto e argamassa,
reduzindo a permeabilidade do concreto, tendo sua caracterização seguindo os ensaios
físicos e mecânicos preconizados na NBR 12.654/92 – “Controle Tecnológico de
Materiais Componentes do Concreto”, constantes do Anexo I. Nas 2ª e 3ª etapas foi
utilizado o Mastermix 390N que é um aditivo plastificante multidosagem redutor de
água para produzir concreto fluido com reduzida perda de trabalhabilidade
(polifuncional), cujas características são apresentadas Anexo II.
Nas três etapas, optou-se pela não utilização de sílica ativa e nem adição de fibras de
polipropileno, embora seja uma prática comum segundo a literatura internacional, pelo
fato de que ambas diminuem a trabalhabilidade do concreto e consequentemente sua
produtividade, e para verificar se seria possível obter-se um CCP que atendesse as
especificações do WTUD, conforme exposto no capítulo 1. No entanto, tomou-se o
cuidado para se obter um bom teor de argamassa do concreto e também com a sua
execução, de maneira a atingir uma resistência à tração na flexão de cerca de 5,0 MPa.
A execução dessas placas em laboratório teve por finalidade estudar o fenômeno de
aderência e a influência dos diversos tipos de tratamentos superficiais, através de
ensaios de cisalhamento estático, e também ensaios de tração à flexão com carga
dinâmica, a fim de verificar se com o acúmulo do número de ciclos de carregamento
109
ocorreria perda da aderência, e se o tipo de tratamento superficial também era
importante.
2.2.2 Moldagem dos corpos-de-prova
Como a finalidade dessa pesquisa é de estudar o fenômeno de aderência, e
considerando-se o apresentado no Capítulo 1, sobre os fatores que afetam esse
fenômeno, foram preparadas as superfícies do CA conforme esquema das Figuras 2.2 e
2.3, sendo que os corpos-de-prova foram moldados em três etapas.
Figura 2. 2 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório
– 1ª etapa.
Figura 2. 3 Esquema da execução das placas de WTUD para ensaios de laboratório – 2ª etapa.
Placas de concreto asfáltico
Com Fresagem (Fresadora Manual F120) Sem Fresagem
Jateamento de Ar
Aplicação de Resina Epóxi
Fôrmas e Concretagem
Placas de Concreto asfáltico
Com Fresagem (Fresadora a Frio 1000C)
Jateamento de Ar
Fôrmas e Concretagem
110
2.2.5.1 Execução das fôrmas
As fôrmas foram executadas utilizando-se compensado de 12 mm de espessura (fôrma
resinada – placas de 2,20 x 1,10 m), com dimensões aproximadas de 180 x 500 x 110
mm para as placas de espessura do concreto asfáltico de aproximadamente 50mm e de
180 x 500 x 118mm para as placas de espessura de 100 mm, ajustáveis a cada placa de
concreto asfáltico.
As placas de concreto asfáltico, foram encaixadas dentro da fôrma, conforme pode ser
visto nas Figuras 2.4 e 2.5.
2.2.5.2 Preparo da superfície
Quanto ao preparo da superfície, em uma 1ª etapa, foram empregados, diversos
tratamentos superficiais na placa de CA, antecedendo a execução do concreto de
cimento Portland. Conforme pode ser observado nas Figuras 2.2 e 2.3, na 1ª etapa
algumas placas foram fresadas e na 2ª , todas foram fresadas, com a utilização de
diferentes equipamentos. Todas as placas foram limpas antes da concretagem com jato
de ar, sendo que na 1ª etapa, algumas receberam pintura de resina epóxi, tendo sido
fresadas ou não, conforme discriminado nas Tabelas 2.1 e 2.2.
2.2.2.2.1. Fresagem
Algumas das placas de concreto asfáltico, antes de receberem a camada de CCP, foram
fresadas. Pretendeu-se com isso simular no laboratório o que ocorre geralmente nas
obras onde é aplicado o WTUD.
111
Figura 2. 4 Detalhe da fôrma contendo a placa de concreto asfáltico tratada com resina do tipo epóxi
Figura 2. 5 Fôrmas contendo placas de concreto asfáltico recobertas com resina do tipo epóxi, assentadas sobre colchão de areia para nivelamento
112
Para a execução desse tratamento, na 1ª etapa, foi utilizada a fresadora modelo F120
com carretel de widia (Figura 2.7), sendo que a sua escolha deveu-se ao temor de se
empregar uma fresadora utilizada em campo, dada a fragilidade das placas. Esta
fresadora produz sulcos uniformes, mas menos profundos que os obtidos em campo,
conforme pode ser observado na Figura 2.8.
Para a execução da fresagem foi feito um gabarito de fôrma de compensado 12 mm, de
maneira a garantir a fixação da placa e uma fresagem com sulcos homogêneos,
conforme pode ser observado na Figura 2.7.
Após a fixação da placa no gabarito, a fresagem seguiu a seqüência esquematizada na
Figura 2.6.
Figura 2. 6 Esquema da seqüência da fresagem realizada com a F120 (1ª etapa).
1ª etapa de fresagem
2ª etapa de fresagem
3ª etapa de fresagem
4ª etapa de fresagem
5ª etapa de fresagem
6ª etapa de fresagem
7ª etapa de fresagem
8ª etapa de fresagem
113
Figura 2. 7 Fresagem das placas com fresadora manual – 1ª etapa
Figura 2. 8 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem com a fresadora manual
114
Nas 2ª e 3ª etapas foram fresadas placas similares àquelas empregadas na primeira
etapa, utilizando-se a fresadora 1000C, utilizada usualmente em obras de pavimentação
(Figura 2.9).
Para execução da fresagem utilizou-se da forma metálica (Figura 2.10) que foi fixada
em um piso nivelado através de parafusos. Foi feito um gabarito no piso, de maneira a
garantir que os sulcos da fresagem na placa ficassem no sentido longitudinal da placa e
paralelos. A fresadora foi ajustada para que a fresagem ficasse homogênea, removendo-
se as trilhas-de-roda das placas (uma vez que estas placas de concreto asfáltico haviam
sido ensaiadas em simulador de tráfego) e tomando-se o cuidado para que os dentes de
corte não esbarrassem na fôrma metálica pois seriam danificados.
As Figuras 2.11 e 2.12 ilustram, respectivamente, a execução da fresagem o acabamento
da superfície. A máquina deslocou-se com baixa velocidade, de maneira a abalar a placa
(evitando assim esforços que levassem à fissuração do CA).
Na 2ª etapa, como uma maneira de melhor comparar a macrotextura das placas de
concreto asfáltico fresadas e as não fresadas, logo após a limpeza com jato de ar, foi
realizado o ensaio de mancha de areia, cujos resultados estão apresentados no item 2.3.
Na Figura 2.13 é apresentado o aspecto da macrotextura da placa após a fresagem com a
1000C.
115
Figura 2. 9 Fresadora 1000C – Fresagem a frio – Wirtgen
Figura 2. 10 Fôrma metálica utilizada na fresagem com a 1000C
116
Figura 2. 11 Fresagem da placa de concreto asfáltico, fixada em fôrma metálica
Figura 2. 12 Placa de CA após a fresagem. Os sulcos são paralelos e longitudinais (2ª etapa)
117
2.2.2.2.2. Limpeza da superfície com jato de ar
Todas as placas, independentemente do tratamento superficial a que foram submetidas,
tanto na primeira etapa como na segunda, receberam jato de ar na superfície superior,
com a finalidade de limpá-la, conforme pode ser observado na Figura 2.14.
2.2.2.2.3. Tratamento da superfície com resina tipo epóxi
Nas placas a serem tratadas com resina do tipo epóxi, foi aplicado um adesivo estrutural
de baixa viscosidade a base de epóxi, recomendado na colagem de concreto velho com
concreto novo e argamassas, aços, vidros, alumínio e mármores.
A pintura foi efetuada com utilização de pincel sobre a superfície limpa e seca,
formando um filme uniforme e sem empoçamentos, em um prazo menor do que seis
horas, pois o material a ser colado (concreto fresco) deveria entrar em contato com o
adesivo epóxi ainda pegajoso. O consumo foi da ordem de 0,5 a 0,7 kg/m2. Maiores
detalhes sobre o tipo de resina epóxi utilizada são apresentados no Anexo I. Nas Figuras
2.4 e 2.5 pode-se observar a superfície da placa após o tratamento com resina do tipo
epóxi.
2.2.5.3 Moldagem das placas
A moldagem das placas seguiu a sequinte seqüência:
a) Nivelamento das placas para a concretagem
O nivelamento das placas de CCP a serem executadas foi controlado com o auxílio do
nível de mão e assentando-se as fôrmas sobre um colchão de areia no local em que
seriam moldadas e curadas (ao ar livre), conforme pode ser observado nas Figuras 2.5 e
2.15. A concretagem foi iniciada nas primeiras horas do dia, de maneira a evitar
incidência mais forte de radiação solar nas primeiras horas de cura.
118
Figura 2. 13 Aspecto da macrotextura da placa após a fresagem, utilizando-se a 1000C
Figura 2. 14 Limpeza da superfície das placas de concreto asfáltico com jato de ar
119
Figura 2. 15 Moldagem das placas na 2ª etapa
b) Dosagem do concreto
O traço do CCP empregado na pesquisa está descriminado na Tabela 2.7.
Tabela 2. 5 Traço empregado na concretagem das placas.
Etapa Traço em massa seca Relação água/ Materiais secos
(%)
Consumo de cimento (kg/m3)
Abatimento médio NBR NM 67/98
(mm)
Volume concretad
o (m3)
1ª 1: 1,11: 2,22 x=0,40
com 0,2% de aditivo1 9,2 450 120 0,444
2ª 1:1,16:0,50:2,25 x=0,40 com 0,7% de aditivo2
8,1 450 92 0,365
3ª 1:1,16:0,50:2,25 x=0,40 com 0,7% de aditivo2
8,1 450 93 0,220 1 1:a:b:x (cimento: areia: brita nº1: relação água/cimento) 2 1:a:p:b:x (cimento: areia: pó de pedra: brita nº1: relação água/cimento)
c) Mistura dos Materiais
Em todas as etapas a mistura foi realizada em betoneira elétrica de eixo inclinado sendo
que na 1ª etapa, a capacidade era de 0,320m3, com um saco de cimento por betonada,
totalizando quatro betonadas, e nas segunda e terceira etapas, a capacidade era de
120
0,160m3, com meio saco de cimento por betonada, totalizando 8 e 5 betonadas,
respectivamente.
Antes de ser iniciada a mistura dos materiais, além de verificar o sentido de rotação da
betoneira, bem como a velocidade preconizada na NBR 6118/80, executou-se uma
imprimadura no interior da cuba, de maneira a evitar a aderência da argamassa do
concreto às paredes da betoneira. A imprimadura foi realizada utilizando-se uma
argamassa de cimento, areia e água, deixando as pás e a cuba “caramelizada”. O
excesso foi removido virando-se a boca da cuba para baixo.
A alimentação da betoneira foi manual, sendo que o traço dos materiais foi tomado em
massa. Na 1ª etapa o tempo de mistura na betoneira foi de dois minutos por betonada, já
na 2ª etapa e 3ª etapas foi de 1 minuto para a mistura da brita e pó-de-pedra com 20% da
água e mais 3 minutos, incorporando-se a areia, cimento, restante da água e aditivo.
d) Lançamento e adensamento do concreto
Antes de ser lançado o concreto na fôrma, foi verificada sua consistência, conforme
descrito no item 2.3.1. O concreto foi transportado até a fôrma com auxílio do carrinho
de mão provido de roda pneumática, a uma distância menor que 5 metros. Nas três
etapas o adensamento foi executado com o auxílio de um vibrador de imersão, conforme
mostrado na Figura 2.16.
O arrasamento do concreto foi obtido com auxílio de desempenadeira de aço, tomando-
se o cuidado para que a superfície ficasse uniforme, nivelada, sem presença de
saliências, reentrâncias ou depressões.
121
2.2.3 Cura
A NBR 6118/80 preconiza que a proteção contra a secagem prematura deve ser feita
pelo menos nos sete dias iniciais. Nesse experimento, em todas as etapas, as placas
foram mantidas úmidas por 28 dias, regando-as três vezes ao dia.
O processo de cura teve início logo após a concretagem, cobrindo-se as placas com
sacos de algodão umedecidos, e no dia seguinte, logo cedo, foram cobertas com uma
camada de areia úmida, conforme pode ser observado nas Figuras 2.17 (1ª etapa) e 2.18
(2ª etapa). As placas após serem cobertas com sacos de algodão e uma camada de areia
úmida, foram protegidas com uma lona plástica.
Nas segunda e terceira etapas, as placas foram mantida à sombra, dentro do laboratório,
nos dois primeiros dias, devido à presença de uma frente fria, pois a temperatura externa
caiu para a faixa dos 10ºC. Com o aumento da temperatura, as placas e corpos-de-prova
foram transferidos para local externo, cobrindo-as com sacos de algodão e camada de
areia úmida, além da lona plástica.
2.2.4 Desforma das Placas
A desforma das placas e sua remoção do local onde foram moldadas para o laboratório
ocorreu após 28 dias. Nas Tabelas 2.8 (1ª etapa) e 2.9 (2ª e 3ª etapas) estão indicadas as
medidas das placas após a desforma.
2.4 Ensaios de Controle Tecnológico
O controle tecnológico da macrotextura das placas de CA foi realizado através do
ensaio de mancha de areia (ou altura de areia). Pela ausência de normas brasileiras, o
ensaio foi realizado de acordo com a ASTM E-965/96.
122
Figura 2. 16 Adensamento do concreto lançado na fôrma com vibrador de imersão
Figura 2. 17 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 1ª etapa.
123
Figura 2. 18 Cura das placas – cobertura com sacos de algodão e camada de areia – 2ª etapa
O controle tecnológico do CCP foi realizado por meio de ensaios com corpos-de-prova
cilíndricos e prismáticos.
Em ambas as etapas, com a finalidade de melhor conhecer as características do
concreto, foram moldados, simultaneamente à execução das placas, corpos-de-prova
cilíndricos e prismáticos, conforme especificado na Tabela 2.10, seguindo o
procedimento recomendado na norma NBR 5738/94 – “Moldagem e Cura de Corpos-
de-Prova Cilíndricos ou Prismáticos de Concreto”.
125
Tabela 2.8 Medidas das Placas após a concretagem e desforma
Nº Placa Status Espessura (mm) Dimensões (mm) pos. 1 pos. 2 pos. 3 pos. 4 pos. 5 pos. 6 pos. 7 pos. 8 pos. 9 pos. 10 média sd compr. compr. comp.m sd larg. larg. larg.m sd
1 D3N1 - D FM 115,9 116,4 117,9 117,9 116,0 115,8 117,8 117,5 115,8 116,5 116,8 0,9 501,0 500,0 500,5 0,7 182,0 183,0 182,5 0,7 2 D1N2 - A FM 116,4 116,1 117,0 117,1 117,3 116,1 117,0 116,5 118,3 120,3 117,2 1,3 502,0 501,0 501,5 0,7 181,0 183,0 182,0 1,4 3 D3N1 - C FM 116,2 115,9 115,3 116,1 116,7 118,1 118,0 117,5 117,8 119,0 117,1 1,2 502,0 504,0 503,0 1,4 182,0 182,0 182,0 0,0 4 D3N2 - B FM 118,0 117,0 116,5 116,5 117,0 117,0 116,4 116,2 116,0 117,0 116,8 0,6 509,0 502,0 505,5 4,9 183,0 186,0 184,5 2,1 5 D3N2 - D FM 119,0 117,5 117,1 116,1 118,3 121,0 118,0 116,4 115,5 115,3 117,4 1,7 502,0 503,0 502,5 0,7 182,0 184,0 183,0 1,4 6 J - 3 FM 114,2 114,5 115,7 117,0 117,0 116,5 116,6 114,0 113,9 114,2 115,4 1,3 502,0 502,0 502,0 0,0 183,0 184,0 183,5 0,7 7 D3N1 - B FM 118,3 118,0 117,3 116,8 117,9 119,5 118,5 116,2 119,2 121,5 118,3 1,5 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 182,0 182,0 0,0 8 J - 6 FM 118,7 117,0 117,1 117,0 116,4 116,0 116,3 116,5 117,0 116,4 116,8 0,8 503,0 504,0 503,5 0,7 182,0 182,0 182,0 0,0 9 D3N3 - B FM 117,5 116,6 117,8 116,7 117,1 117,9 116,9 116,1 116,0 117,9 117,1 0,7 501,0 500,0 500,5 0,7 183,0 183,0 183,0 0,0 10 J - 8 FM 117,5 118,5 119,0 116,2 116,5 116,9 117,2 115,9 115,5 115,9 116,9 1,2 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 182,0 182,0 0,0 11 D3N3 - C FM 116,5 117,0 116,3 116,5 118,0 116,4 116,1 117,0 115,5 115,5 116,5 0,7 500,0 502,0 501,0 1,4 182,0 183,0 182,5 0,7 12 J - 4 FM 116,8 116,5 116,3 115,6 115,0 116,5 117,0 116,5 115,0 116,3 116,2 0,7 501,0 509,0 505,0 5,7 183,0 181,0 182,0 1,4 13 D3N2 - A FM 119,2 116,5 116,0 115,5 115,0 115,2 116,0 114,0 115,1 115,4 115,8 1,4 503,0 502,0 502,5 0,7 182,0 182,0 182,0 0,0 14 J - 5 FM 111,1 112,2 112,0 113,0 114,6 113,4 114,0 114,0 116,0 117,0 113,7 1,8 504,0 507,0 505,5 2,1 182,0 182,0 182,0 0,0 15 D3N2 - C FM 116,0 116,5 115,5 116,2 116,7 115,4 116,0 115,0 114,9 114,0 115,6 0,8 498,0 501,0 499,5 2,1 182,0 185,0 183,5 2,1 16 J - 7 FM 117,0 115,2 116,0 115,2 116,0 115,4 114,0 115,0 114,2 115,8 115,4 0,9 505,0 503,0 504,0 1,4 183,0 182,0 182,5 0,7 17 D3N1 - A FM 116,1 116,4 116,0 116,5 118,0 116,0 116,0 114,9 114,5 114,7 115,9 1,0 501,0 502,0 501,5 0,7 183,0 185,0 184,0 1,4 18 M1B - 118,5 117,8 116,2 116,0 117,0 116,3 116,0 115,0 115,3 115,3 116,3 1,1 502,0 503,0 502,5 0,7 183,0 182,0 182,5 0,7 19 D3N2 - E FM 116,3 116,0 117,0 117,0 118,0 117,0 115,9 115,0 114,1 114,0 116,0 1,3 461,0 461,0 461,0 0,0 185,0 182,0 183,5 2,1 20 M2B - 117,0 117,0 117,5 118,3 118,4 116,0 116,5 115,1 114,6 114,2 116,5 1,5 501,0 503,0 502,0 1,4 181,0 182,0 181,5 0,7 21 D3N3 - A FM 112,2 112,0 114,5 115,0 116,0 111,3 111,5 114,3 116,8 117,1 114,1 2,2 446,0 446,0 446,0 0,0 183,0 181,0 182,0 1,4 22 D1N3 - A - 118,5 118,0 118,9 118,0 117,4 114,8 116,4 118,5 117,5 117,6 117,6 1,2 502,0 502,0 502,0 0,0 184,0 182,0 183,0 1,4 24 M1A - 117,1 117,0 117,0 117,9 116,5 119,9 119,1 116,8 117,2 117,0 117,6 1,1 388,0 393,0 390,5 3,5 184,0 183,0 183,5 0,7 26 D1N3 - B - 116,3 117,2 116,9 117,8 119,5 116,0 116,2 116,1 118,0 118,1 117,2 1,1 504,0 504,0 504,0 0,0 181,0 181,0 181,0 0,0 28 D1N2 - B FM 117,0 117,1 117,1 119,0 118,3 117,7 118,4 121,5 125,0 120,0 119,1 2,5 502,0 501,0 501,5 0,7 182,0 181,0 181,5 0,7 40 D2N1 - A FM/R 117,3 118,0 116,5 112,5 110,0 117,3 117,3 112,0 111,0 108,0 114,0 3,7 500,0 503,0 501,5 2,1 182,0 183,0 182,5 0,7 41 D2N1 - B FM/R 117,3 118,8 116,0 117,6 117,3 118,0 117,8 117,0 116,2 116,7 117,3 0,8 502,0 500,0 501,0 1,4 182,0 184,0 183,0 1,4 42 D2N1 - C FM/R 117,0 118,0 118,3 119,0 120,5 117,1 117,1 117,0 118,0 119,1 118,1 1,2 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 184,0 183,0 1,4 43 D2N2 - A FM/R 115,7 115,4 115,2 115,1 114,6 116,2 117,8 117,5 117,2 118,1 116,3 1,3 502,0 502,0 502,0 0,0 184,0 184,0 184,0 0,0 44 D2N2 - B FM/R 115,4 109,0 114,8 116,3 116,1 104,0 109,3 112,9 115,0 115,3 112,8 4,1 502,0 503,0 502,5 0,7 181,0 182,0 181,5 0,7 45 J - 1 R 117,2 117,0 117,9 117,8 118,0 117,0 116,8 117,0 118,5 118,3 117,6 0,6 501,0 503,0 502,0 1,4 182,0 181,0 181,5 0,7 46 J - 2 FM/R 117,5 117,2 117,2 118,4 117,5 117,0 117,8 117,5 117,5 117,7 117,5 0,4 501,0 504,0 502,5 2,1 181,0 183,0 182,0 1,4 47 D1N1 - A R 119,2 120,2 119,3 117,4 116,3 118,1 118,8 118,0 117,8 116,4 118,2 1,3 503,0 504,0 503,5 0,7 181,0 184,0 182,5 2,1
48 D1N1 - B R 116,6 117,1 118,4 118,3 119,0 115,5 117,6 119,3 119,5 120,7 118,2 1,5 502,0 504,0 503,0 1,4 183,0 184,0 183,5 0,7 49 D1N1 - C T 118,5 118,2 116,0 116,3 116,0 116,0 117,0 116,2 116,8 116,0 116,7 0,9 504,0 502,0 503,0 1,4 182,0 183,0 182,5 0,7 50 D1N2 - C R 118,2 118,2 117,3 117,5 117,3 117,3 117,8 118,3 118,3 118,0 117,8 0,4 500,0 502,0 501,0 1,4 182,0 184,0 183,0 1,4 51 PR8 T/R 121,0 117,9 117,0 117,0 116,9 116,9 116,9 116,2 116,5 116,1 117,2 1,4 502,0 502,0 502,0 0,0 182,0 183,0 182,5 0,7 52 PR7 T/R 117,6 117,5 120,0 118,5 117,8 117,8 119,0 118,0 116,1 115,2 117,8 1,4 500,0 502,0 501,0 1,4 182,0 183,0 182,5 0,7
ensaio de cisalhamento estático – 1ª etapa - LENC ensaio de flexão dinâmico – LTP – EPUSP ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa - LENC ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa – LMR-PMI
Placas Perdidas ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI
126
Tabela 2.9 Medidas das Placas da 2ª etapa após a concretagem e desforma Espessura (mm)
Comprimento (mm) Largura (mm)
Nº da Placa
Placa Status pos.1 pos.2 pos.3 pos.4 pos.5 pos.6 pos.7 pos.8 pos.9 pos.10 média
Desvio Padrão comp. comp.
comprimentomédio largura largura Largura média
60 J-9 Fresada 112,8 112,2 114,1 112,8 115,0 111,9 112,2 113,6 112,7 112,7 113,0 0,96 502,2 502,5 502,4 180,7 181,1 180,9
61 J-10 Fresada 113,3 112,4 113,0 112,6 113,7 113,8 113,0 112,1 111,2 112,8 112,8 0,77 500,0 500,3 500,2 180,4 180,1 180,3
62 J-11 Fresada 112,8 111,6 113,1 112,0 113,1 112,9 112,6 113,0 112,0 112,4 112,6 0,53 500,5 501,1 500,8 180,1 180,1 180,1
63 J-12 Fresada 113,7 113,6 112,6 113,2 113,0 111,9 112,5 111,8 112,3 113,3 112,8 0,67 501,5 503,0 502,3 180,1 180,9 180,5
64 J-13 Fresada 109,8 108,4 109,6 110,5 112,3 111,2 110,2 109,7 109,0 110,6 110,1 1,11 501,0 501,1 501,1 181,4 180,9 181,2
65 J-14 Fresada 111,6 110,7 110,3 111,4 112,5 111,8 110,2 110,6 109,3 110,8 110,9 0,93 501,8 501,0 501,4 180,0 181,8 180,9
66 J-15 Fresada 113,5 114,2 114,2 112,9 112,5 112,1 112,0 111,4 111,9 112,1 112,7 0,99 500,0 500,2 500,1 180,5 180,8 180,7
67 J-16 Fresada 108,8 110,9 110,9 110,8 110,7 109,0 110,5 111,4 110,9 110,9 110,5 0,86 501,0 500,3 500,7 180,1 180,5 180,3
68 J-17 Fresada 113,2 111,9 113,9 112,7 113,0 111,1 111,9 111,8 110,9 112,9 112,3 0,96 502,4 501,1 501,8 180,9 181,0 181,0
69 J-19 Fresada 115,2 112,1 112,5 112,5 111,6 113,3 111,9 112,8 112,0 112,5 112,6 1,02 500,4 500,8 500,6 179,0 179,8 179,4
70 J-20 Fresada 113,6 112,5 113,9 112,3 114,6 114,1 112,3 113,5 112,2 113,8 113,3 0,88 501,6 502,1 501,9 180,5 180,2 180,4
71 J-21 Fresada 112,9 111,9 113,0 112,4 112,5 111,7 112,6 113,5 113,6 115,0 112,9 0,96 500,6 500,1 500,4 180,1 180,0 180,1
72 J-22 Fresada 110,2 110,5 111,5 111,4 111,3 113,3 111,2 112,3 112,8 113,2 111,8 1,08 501,5 502,1 501,8 180,3 180,7 180,5
73 J-23 Fresada 189,7 189,0 189,2 190,0 190,2 190,0 189,7 190,2 191,0 191,5 190,1 0,75 499,8 500,0 499,9 180,5 180,7 180,6
74 J-24 Fresada 190,0 189,0 190,2 190,0 191,1 190,3 189,0 190,0 190,2 190,1 190,0 0,61 500,0 500,2 500,1 181,0 180,7 180,9
75 J-25 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 500,1 499,9 500,0 180,5 180,7 180,6
76 J-26 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,2 501,8 502,0 180,0 180,0 180,0
77 J-27 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 504,1 503,9 504,0 180,9 181,1 181,0
78 J-28 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,9 502,1 502,0 181,1 180,0 181,0
79 J-29 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,0 501,0 501,0 180,0 180,1 180,0
80 J-30 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,9 503,1 503,0 182,1 182,0 182,0
81 J-31 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0
82 J-32 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,0 501,0 501,0 180,0 180,9 181,0
83 J-33 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0
84 J-34 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,8 502,1 502,0 180,0 180,0 180,0
85 J-35 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 501,9 502,2 502,0 180,0 180,0 180,0
86 J-36 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 180,0 180,0 180,0
87 J-37 Fresada 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 120,0 - 502,0 502,0 502,0 181,0 181,0 181,0
88 J-38 Fresada 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 200,0 - 502,1 501,9 502,0 181,0 181,0 181,0
ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa - LENC ensaio de cisalhamento estático – 2ª etapa – LMR–PMI Placas Perdidas ensaio de cisalhamento dinâmico LMR-PMI
Obs.: Todas estas placas foram fresadas foram fresadas a frio com a fresadora 1000C da Wirtgen.
127
Tabela 2.6 Resumo do número de corpos-de-prova moldados para controle tecnológico E
tapa
Loc
al Tipo de
corpo-de- prova
Quan-tidade
Tipo de
cura Ensaio Laboratório
cilíndricos 06 NBR 5739/94 e NBR 8522/84 PCC-EPUSP
PCC
-E
PUSP
prismáticos 06
NBR 5739/94 e Determinação do módulo de deformação estático e diagrama tensão-deformação (não normalizado)
PCC-EPUSP
06
Ao ar
NBR 5739/94 e NBR 8522/84
1ª
cilíndricos 06 Câmar
a Úmida
NBR 5739/94 e NBR 8522/84
LENC/IPT
cilíndricos 12 NBR 5739/94 e NBR 8522/84 LENC/IPT
prismáticos 09
NBR 5739/94 e Determinação do módulo de deformação Estática e Diagrama Tensão-Deformação (não normalizado)
IPT
2ª
cilíndricos (*)
02
NBR 7222/94 – Argamassa e Concreto – Determinação da Resistência à tração por compressão diametral de corpos-de-prova cilíndricos
cilíndricos 15 NBR 5739/94 3ª
L
EN
C
prismáticos 06
Ao ar
NBR 3483/91
LENC
(*) φ= 100 x 200 mm
Com a preocupação de melhor caracterizar o concreto utilizado na moldagem das
placas, e pelo fato das normas para determinação da resistência a compressão e do
módulo de deformação preconizarem a cura em câmara úmida dos corpos-de-prova, na
1ª etapa foram moldados mais doze corpos-de-prova cilíndricos, com o mesmo traço, no
laboratório da LENC, tendo sido metade curado ao ar e a outra metade na câmara
úmida. Esses corpos-de-prova foram ensaiados no IPT – Instituto de Pesquisas
Tecnológicas do Estado de S. Paulo.
Este procedimento teve por finalidade verificar se as características mecânicas do
concreto de elevada resistência eram tão sensíveis ao tipo de cura.
128
Nas três etapas os corpos-de-prova cilíndricos foram moldados com adensamento
manual. Na Figura 2.19 pode ser observado o acabamento da moldagem de um corpo-
de-prova. Já os corpos-de-prova prismáticos foram moldados em uma única camada e
adensados com a utilização de vibrador de imersão, conforme mostrado na Figura 2.20.
Os corpos-de-prova moldados na obra permaneceram no local da concretagem, sendo
mantidos úmidos por 28 dias, envolvidos em estopa umedecida e cobertos com camada
de areia.
2.2.1 Macrotextura das placas de CA
No Capítulo 1 foi enfatizado que a aderência entre o CCP e o CA é essencial para o bom
desempenho do WTUD. Neste mesmo capítulo foi discutido que a fresagem seguida de
uma boa limpeza melhora a aderência na interface e que a utilização do grooving ao
invés da fresagem, traria benefícios quanto à aderência.
Nessa pesquisa foram efetuadas medições em placas antes e depois de serem fresadas a
frio com o equipamento 1000C, para se diferenciar a macrotextura entre ambas as
situações.
Esse ensaio, também denominado de altura da areia, é normalizado pela ASTM e
consta em determinação da altura da areia, espalhando-se sobre a superfície, um volume
conhecido de uma areia padrão e medindo-se a área coberta.
Essa areia é espalhada em forma de círculo, com auxílio de um soquete de madeira com
mão de graal, sobre a superfície na qual se deseja efetuar a medição, procurando-se
nivelar os sulcos, preenchendo-os com essa areia. Determina-se o diâmetro médio da
mancha e calcula-se a altura da areia.
Na Figura 2.21 está mostrando a realização do ensaio de mancha de areia sobre placa
fresada.
129
Figura 2. 19 Moldagem de corpos-de-prova cilíndricos
Figura 2. 20 Moldagem de corpos-de-prova prismáticos
130
Figura 2. 21 Ensaio de Mancha de Areia em placa fresada
2.2.2 Consistência do Concreto Fresco
O controle tecnológico do concreto fresco foi efetuado através do ensaio NBR NM
67/98 – Concreto – Determinação da Consistência pelo Abatimento do Tronco de Cone,
conforme ilustrado na Figura 2.22, em cada betonada.
2.2.3 Ensaio de Compressão
Os ensaios de compressão de corpos-de-prova cilíndricos foram realizados conforme
procedimento preconizado na NBR 5739/94, sendo que os corpos-de-prova foram
capeados com enxofre.
Na 1a etapa, os corpos-de-prova moldados, foram curados ao ar e rompidos aos 28 dias
de idade no PCC-EPUSP e na LENC. Dos moldados na LENC, 06 foram curados ao ar
131
e 06 em câmara úmida, tendo seido ensaiados no IPT, conforme discriminado na Tabela
2.10.
Figura 2. 22 Determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone
Em uma 2a etapa, 12 corpos-de-prova cilíndricos e 09 corpos-de-prova prismáticos
foram curados ao ar livre, sendo que destes 06 foram ensaiados pela LENC, segundo a
NBR 5739/94 e a NBR 3483/91, com determinação da resistência à compressão de
corpos-de-prova nas idades de 24 horas, 07 e 28 dias e 06 corpos-de-prova cilíndricos e
06 prismáticos foram ensados no IPT, segundo a NBR 8522/84 e a NBR 3483/91.
Já na 3a etapa, por se tratar do mesmo traço da 2a, foram ensaiados na LENC corpos-de-
prova cilíndricos para a determinação da resistência à compressão do CCP com idades
de 36 horas, 7 e 28 dias, além de corpos-de-prova prismáticos.
Essa preocupação na determinação da resistência à compressão nas primeiras idades
deveu-se sobretudo por:
132
• 24 horas: encontra-se na literatura sobre o assunto, especificações para a resistência
à compressão com 24 horas, principalmente pelo fato dos CCP usualmente
utilizados no WTUD serem de liberação rápida, quando é necessário conhecer-se a
sua resistência nas primeiras horas;
• 7 dias: nas 2ª e 3ª etapas foi utilizado o cimento Portland ARI Plus.
A retirada do molde foi após 24 horas da moldagem e a cura ao ar, conforme descrito no
item 2.2.3. Como a evaporação da água depende da temperatura e umidade relativa do
ar e qualquer variação nesses dois parâmetros altera, segundo DAL MOLIN (1995),
drasticamente as condições de cura, tais resultados são apresentados no Anexo IV.
A temperatura durante a cura oscilou de um valor mínimo de 12ºC a 22ºC, e o valor
médio durante o período foi de cerca de 17ºC, na primeira etapa, na segunda, de 14ºC a
22ºC e na terceira etapa, de 12ºC a 24ºC. A norma da ABNT .NBR 9479 – “Câmaras
úmidas e tanques para cura de corpos-de-prova de argamassa e concreto”, preconiza
uma temperatura para cura dos corpos-de-prova de 23 ± 2ºC, portanto de 21 a 25ºC,
sendo que tanto na primeira como na segunda etapas, somente em três dias, e na 3a
etapa, em cinco dias, a temperatura atendeu o recomendado. Mesmo assim, os valores
obtidos nos ensaios de resistência à compressão e resistência à tração na flexão, foram
satisfatórios, conforme pode ser observado nos itens 2.4.3 e 2.4.4 desse capítulo, uma
vez que devido ao traço utilizado, era esperado um valor de cerca de 5,0 MPa para a
resistência à tração na flexão.
A umidade relativa do ar oscilou de 52% a 85% na primeira etapa, de 49,7% a 78,7% na
segunda e de 42,7% a 73,3%, na terceira etapa. Embora a norma fixe o valor mínimo de
umidade relativa para cura em 95%, esse problema foi contornado, uma vez que os
corpos-de-prova foram mantidos umedecidos, conforme descrito em 2.2.3.
133
Optou-se pela cura dos corpos-de-prova ao ar com a finalidade de melhor representar o
do concreto utilizado em pista, uma vez que as condições de cura preconizadas pela
norma são as mais favoráveis para o desenvolvimento da máxima potencialidade de
resistência do concreto.
Para melhor conhecer a influência da cura ao ar nos resultados de ensaio, mesmo tendo-
se procurado manter os corpos-de-prova umedecidos, conforme recomendação da
norma NBR 5738/94, foram moldados na primeira etapa corpos-de-prova nas duas
condições, que foram submetidos ao ensaio de resistência à compressão, sendo que no
Anexo III está apresentado um estudo de compatibilidade entre os resultados obtidos,
verificando-se que os resultados foram compatíveis.
2.2.4 Módulo de deformação estática – corpos-de-prova cilíndricos
ANDRADE (1997) salientou que o conhecimento do módulo de deformação é
fundamental na análise das deformações elásticas ou visco-elásticas das estruturas de
concreto. Embora o concreto não seja verdadeiramente um material elástico, e o gráfico
tensão-deformação não seja linear, e possua uma suave curvatura, para fins práticos é
considerado linear, dentro do campo de tensões normalmente adotadas.
GOMES, SHEHATA e ALMEIDA (1997) ressaltaram que o módulo de deformação
depende das propriedades e percentagem dos seus componentes e da interação entre
eles.
Para DAL MOLIN (1995), os fatores água/ materiais secos (cimento e agregados), idade
e cura teriam importância direta sobre o módulo de deformação. De uma forma geral,
aumentariam com a idade, diminuiriam com o fator água/ materiais secos (cimento e
agregados) e cura úmida adequada.
134
Este módulo seria uma medida da resistência à deformação elástica do material, sendo
resultante da relação entre o incremento de tensão e o incremento de deformação,
conforme apresentado na Lei de Hooke, dada pela relação:
σ = Ε . ε [2.1]
onde σ é a tensão imposta (no regime elástico), E é o módulo de deformação e ε é a
deformação unitária sofrida pelo material e verificada experrimentalmente pela relação:
l
l∆=ε [2.2]
na qual ∆l é odeslocamento sofrido na zona de leitura definida no corpo-de-prova e l é
a extensão dessa zona de leitura.
A norma NBR 8522/84 define três tipos de deformação:
• módulo de deformação secante como propriedade do concreto cujo valor numérico é
a inclinação da reta secante ao diagrama tensão-deformação passando pelos seus
pontos B e C correspondentes, respectivamente, à tensão de 0,5 MPa e à tensão
considerada σn (n = 0,1...0,7 ou 0,8 da carga prevista de ruptura à compressão),
conforme apresentado na Figura 2.23;
• módulo tangente de deformação como propriedade do concreto cujo valor numérico
é a inclinação da reta tangente ao diagrama tensão-deformação específica em um
ponto genérico A. Poderá ser obtido determinando-se o coeficiente angular da
tangente da curva a uma dada tensão. Segundo ANDRADE (1997) “... esse tipo de
cálculo só ocorre em alguns casos, pois está limitado a certos critérios, como na
avaliação da carga crítica de flambagem, em que o módulo de deformação será o
módulo tangente à curva tensão-deformação obtida no ensaio de compressão, no
ponto correspondente a esta carga crítica.”;
135
• módulo tangente inicial de deformação que é o módulo de deformação na origem 0
do diagrama tensão-deformação. Para ANDRADE (1997) este módulo só tem
significado para baixas tensões.
Figura 2. 23 Representação esquemática dos módulos de deformação: tangente (Etg), tangente inicial (Eo) e secante (Esec,n) (NBR 8522/84).
Foram utilizados para a medição de deformações, quatro transdutores mecânicos
eletromagnéticos do tipo LVDT – Linear Variable Differential Transducer) fixados no
corpo-de-prova e ligados a um oscilógrafo e amplificador, conforme mostrado na Figura
2.24. O transdutor indutivo de deslocamento era da marca SENSORTEC e o modelo
TID5 com resistência entre terminais 1 e 3 de 90Ω, indutância entre terminais 1 e 3 de
12 mH e sensibilidade para o curso nominal de 40mV/V (5mm).
ANDRADE (1997) comparou o LVDT com uma régua muito precisa, que apresenta
excelente repetibilidade. O autor explicou que os transdutores LVDT normalmente
operariam em freqüências entre 1 Hz e 20Hz, sendo que o consumo típico de corrente é
de 12 mA, com um máximo de 50mA.
Arc tg E0
Arc tg E tg
C
A
σσ n
Deformação específica (∆∆ l/l) 0
0,5 B
Arc tg E sec,n
Ten
são
σσ
136
Figura 2. 24 Foto do corpo-de-prova cilíndrico com o dispositivo para fixação do LVDT – ensaio NBR 8522/84
A proporção de variação de voltagem de saída para a variação da posição mecânica é
expressa em mVsaída/Valimentação/mm de deslocamento. Na Tabela 2.11 está
apresentada a sensibilidade típica de saída de um transdutor.
Tabela 2. 7 Sensibilidade típica de saída de um transdutor
Modelo Sensibilidade típica de saída Transdutores de deformação 85 mV/V/mm a 280mV/V/mm
Transdutores de deslocamento 1,7 mV/V/mm a 158 mV/V/mm
Os quatro LVDT foram calibrados com a utilização de um aparelho que é basicamente
constituído de um micrômetro onde se fixa o LVDT ligado ao transformador
diferencial, sendo impostas deformações em acréscimos de 0,5 mm, lida no micrômetro,
137
e efetuada a leitura no LVDT, obtendo-se a calibração conforme a Tabela 2.12 e a
Figura 2.25.
O ensaio foi realizado com corpos-de-prova cilíndricos no laboratório do PCC-EPUSP e
seguiu o preconizado na NBR 8522/84 com plano da carga tipo II, visto ser o plano em
que o diagrama tensão-deformação simula uma estrutura previamente submetida a
carregamentos e descarregamentos. Só não atendeu a norma quanto a cura dos corpos-
de-prova, uma vez que deveria ter sido realizada em câmara úmida e no caso, foram
curados ao ar, por razões já mencionadas
Tabela 2. 8 Calibração dos LVDT para ensaios de módulo de deformação
Valores absolutos valores relativos Deformação (mm) LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4 LVDT1 LVDT2 LVDT3 LVDT4
0,0 -19.969 -15.510 -19.915 -19.992 0 0 0 0 0,5 -18.202 -15.373 -16.352 -17.601 1.767 137 3.563 2.391 1,0 -16.415 -14.036 -12.723 -15.129 3.554 1.474 7.192 4.863 1,5 -14.608 -12.791 -9.023 -12.595 5.361 2.719 10.892 7.397 2,0 -12.724 -11.544 -5.394 -10.033 7.245 3.966 14.521 9.959 2,5 -10.779 -10.251 -1.857 -7.446 9.190 5.259 18.058 12.546 3,0 -8.745 -8.898 1.602 -4.850 11.224 6.612 21.517 15.142 3,5 -6.667 -7.501 5.098 -2.257 13.302 8.009 25.013 17.735 4,0 -4.556 -6.027 8.611 318 15.413 9.483 28.526 20.310 4,5 -2.430 -4.498 12.063 2.873 17.539 11.012 31.978 22.865 5,0 -321 -2.973 15.301 5.379 19.648 12.537 35.216 25.371 5,5 1.812 -1.488 18.506 7.808 21.781 14.022 38.421 27.800 6,0 3.829 60 10.136 23.798 15.570 30.128 6,5 5.717 1.585 12.233 25.686 17.095 32.225 7,0 7.592 3.078 13.207 27.561 18.588 33.199 7,5 9.481 4.509 29.450 20.019 8,0 11.294 5.864 31.263 21.374 8,5 13.059 7.119 33.028 22.629 9,0 14.739 8.317 34.708 23.827 9,5 16.384 9.444 36.353 24.954 10,0 17.861 10.520 37.830 26.030 10,5 18.341 11.367 38.310 26.877
11,0 12.265
27.775
138
.Figura 2. 25 Curvas de Calibração do LVDT1, LVDT2, LVDT3 e LVDT4
2.2.5 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos
O ensaio para a determinação da resistência à tração na flexão em corpos-de-prova
prismáticos seguiu o procedimento prescrito no MB-3483/91, menos no que concerne à
cura que foi ao ar, tendo sido realizado na 1ª etapa, no laboratório de PCC-EPUSP, e na
2ª , no IPT, aos 28 dias de idade.
O ensaio para a determinação da resistência à tração na flexão em corpos-de-prova
prismáticos seguiu o procedimento prescrito no ABNT MB-3483/91, menos no que
concerne à cura que foi ao ar, tendo sido realizado no laboratório de PCC-EPUSP, aos
28 dias de idade. A ruptura dos corpos-de-prova ocorreu no terço médio da distância
entre os elementos de apoio, conforme esquema apresentado na Figura 2.26. A
resistência à tração na flexão (fctm) foi calculada pela fórmula:
C u r v a d e C o r r e l a ç ã o d a l e i t u r a d o s L V D T s e D e f o r m a ç ã o
y = 0 .0003xr2 = 0 .9975
y = 0 .0001xr2 = 0 .9995
y = 0 .0002xr2 = 0 .9978
y = 0 .0004xr2 = 0 .9922
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10 .0
12 .0
0 5 0 0 0 1 0 0 0 0 1 5 0 0 0 2 0 0 0 0 2 5 0 0 0 3 0 0 0 0 3 5 0 0 0 4 0 0 0 0 4 5 0 0 0
(Leitura - Leitura inicial) l
Def
orm
ação
(m
m)
L V D T 1
L V D T 2L V D T 3
L V D T 4
L inea r ( LVDT1)
L inea r ( LVDT3)
L inea r ( LVDT4)
L inea r ( LVDT2)L inea r ( LVDT4)
L inea r ( LVDT3)
L inea r ( LVDT2)
L inea r ( LVDT4)
L inea r ( LVDT3)
L inea r ( LVDT2)
139
Fctm = P la / b d2
[2.3]
sendo P a carga aplicada no momento da ruptura na presna estática, la o comprimento do
corpo-de-prova entre os apoios, b e d a largura e a altura de sua seção transversal,
respectivamente.
Figura 2.26 Esquema de carregamento para ruptura dos corpos-de-prova prismáticos
2.2.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos.
Como este ensaio não está normalizado pela ABNT utilizou-se do procedimento
descrito nesse item.
No levantamento da curva de carga por deflexão utilizou-se o controle eletrônico de
deslocamento através de um transdutor do tipo LVDT com deslocamento de até 7,5 mm
da marca Shimadzu tipo DT-5S. O LVDT foi apoiado em um suporte denominado
“Yoke” apresentado na Figura 2.28 e na Figura 2.29. Este sistema é adotado na norma
ASTM C1018-94b (1994).
450 mm
la/3 la/3 la/3
d 150 mm
b 150 mm
P/2 P/2
P/2 P/2
140
Figura 2. 27 Suporte para fixação do LVDT em corpo-de-prova prismático
Figura 2. 28 Foto do dispositivo tipo “Yoke”, utilizado no ensaio
15 cm
≈ 7,5 cm
Cutelos
Cutelos
Fixação do “Yoke” no cp alinhado ao cutelo
Anteparo da agulha do LVDT fixado na base do cp
LVDT
“YOKE”
BASE DA PRENSA
141
O LVDT foi fixado de tal maneira para que quando ocorresse a ruptura do corpo-de-
prova não sofresse nenhum dano.
FIGUEIREDO (1997) alertou para o caso de se adotar o apoio na base da prensa, como
mostra a Figura 2.29, onde sobre o LVDT também incidiriam as deformações do cutelo
e do contato deste com o corpo-de-prova.
BANTHIA e TROTTIER (1995) apresentaram curvas obtidas com o uso de diversos
sistemas para a medição das deformações, apresentadas na Figura 2.30.
Figura 2. 29 Sistema de fixação do LVDT onde as deformações de cutelo e apoio do corpo-de-prova incidem nas deflexões lidas (procedimento não recomendado) (FIGUEIREDO – 1997)
Figura 2. 30 Curvas carga por deflexão obtidas a partir de três técnicas diferentes de medida da deflexão (BANTHIA e TROTTIER, 1995)
Cutelos
Cutelos
Suporte do LVDT fixado na base ba prensa
LVDT
BASE DA PRENSA
corpo-de-prova prismático
142
Os corpos-de-prova foram moldados conforme NBR 5738/94, tendo sido ensaiados 4
corpos-de-prova, cuja resistência à tração na flexão prevista foi determinada ensaiando-
se dois corpos-de-prova, conforme descrito no item anterior. Para o sistema de aplicação
de carga e apoio adotou-se o mesmo da Figura 2.26, que é a adotada na MB 3483/91 da
ABNT.
Foi feita a leitura antes do carregamento e depois se carregou lentamente o corpo-de-
prova, até que a placa superior de compressão da máquina de ensaio ficasse ajustada
completamente. Então, aplicou-se aplicar uma pequena carga (tensão de cerca de 0,5
MPa) e observou-se a reação do aparelho de medição. Isso foi realizado até que se
verificasse que a placa estava sem folga e que o LVDT acusava variações a qualquer
incremento de carga.
Foram efetuados cinco carregamentos até 4 kN (10% da carga de ruptura admissível de
40 kN), a uma velocidade de 0,05 mm/minuto, conforme recomendado na C1018 – 94b
(1994), que recomenda uma velocidade de aumento da flecha no meio do vão de 0,05 a
0,10 mm/minuto e descarregando até 1 kN, sendo que o último descarregamento foi até
0,5 kN, para ajuste dos cutelos, sendo posteriormente aplicada a carga até a ruptura.
2.4 Resultados Obtidos
2.2.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico
Os resultados do ensaio de mancha de areia realizados na 2ª etapa em placas fresadas e
sem fresar, conforme descrito no item 2.2.2.2, estão indicados na Tabela 2.13.
143
Tabela 2. 9 Resultados do ensaio de mancha de areia em placas de concreto asfáltico
Diâmetro (mm) Altura da Areia (mm) Placa Status
BE Centro BD BE Centro BD Média V.Médio
60 Fresada 116,32 117,88 116,93 2,35 2,29 2,33 2,32 62 Fresada 127,23 120,55 118,25 1,97 2,19 2,28 2,14 65 Fresada 110,90 118,75 121,03 2,59 2,26 2,17 2,34 68 Fresada 130,02 103,23 105,30 1,88 2,99 2,87 2,58 71 Fresada 117,35 115,30 116,28 2,31 2,39 2,35 2,35 75 Fresada 111,59 118,97 120,50 2,56 2,25 2,19 2,33
2,35
60* Antes de fresar 229,15 228,10 228,42 0,61 0,61 0,61 0,61
65* Antes de fresar 231,04 231,12 230,71 0,60 0,60 0,60 0,60
71* Antes de fresar 230,22 229,95 229,64 0,60 0,60 0,60 0,60
0,60
BE é a borda esquerda; BD é a borda direita * No caso das placas antes de fresar, como o diâmetro ultrapassava a largura da placa, mediu-se a área do retângulo e nesta tabela adotou-se um diâmetro equivalente que apresentasse a mesma área. Estas placas não apresentavam trilha-de-roda .
2.2.2 Consistência
Os valores obtidos na avaliação do concreto fresco estão na Tabela 2.14.
Tabela 2. 10Valores obtidos na determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone
Etapa Local Betonada Abatimento (mm) Abatimento médio (mm) 1ª 120 2ª 130 3ª 120
PCC-
EPUSP 4ª 110
120
1ª 130
1ª etapa
2ª 130 130
1ª 85 2ª 90 3ª 100 4ª 100 5ª 90 6ª 90 7ª 90
2ª etapa
8ª 90
92
1 95 2ª 90 3ª 95 4ª 95
3ª etapa
LENC
5ª 90
93
144
2.2.3 Resistência à Compressão
Na Tabela 2.15 estão apresentados os resultados da resistência à compressão para os
corpos-de-prova ensaiados no PCC–EPUSP e no IPT.
A preocupação na moldagem dos corpos-de-prova efetuados na LENC, 1ª etapa, com o
mesmo traço, deveu-se ao fato das normas de ensaio para determinação da resistência à
compressão e a do módulo de deformação preconizarem que as amostras sejam curadas
em câmara úmida.
Nesta etapa também foi realizado um teste de hipótese para verificar se os resultados
obtidos para os corpos-de-prova ensaiados no laboratório do PCC-EPUSP eram
compatíveis com os do laboratório do IPT, conforme apresentado no Anexo III e,
verificou-se que são compatíveis.
No Anexo V está apresentada a planilha de resultados do ensaio do corpos-de-prova
número 3, 4 e 6, ensaiados na 1ª etapa, no laboratório do PCC-EPUSP e na Figura
2.31, o gráfico de tensão-deformação e na Figura 2.32, o gráfico do módulo de
deformação x tensão.
Na 2ª etapa também foi realizado o ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, sendo obtida a
Tabela 2.16 e o gráfico de Tensão x Deformação apresentado na Figura 2.33.
145
Tabela 2. 11 Resultados do Ensaio à Compressão de corpos-de-prova cilíndricos
Eta
pa
Loc
al d
a C
ura
Nº cp
Idad
e
Tip
o de
C
ura
Lab
orat
óri
o
Diâ
met
ro
(mm
) Carga de Ruptura kN Tensão Ruptura (MPa)
Valor Médio (MPa) Desvio- Padrão (MPa)
Coeficiente de variação da amostra (%)
1 150,0 949,6 53,7 3* 150,0 1.039,8 58,8 4* 149,4 1.078,0 61,5 5 149,3 1.017,2 58,1
PCC
-EPU
SP
6* A
o A
r
PCC
-EPU
SP
150,0 1.033,9 58,5
58,1 2,80 4,8
942* 150,0 949,0 53,7 938 150,0 883,6 50,0 939 150,0 895,9 50,7 943* 150,0 883,6 50,0 934* 150,0 878,3 49,7 935**
Ao
Ar
IPT
150,0 839,4 47,5
50,8 1,65 3,2
933* 150,0 873,0 49,4 936* 150,0 873,0 49,4 941* 150,0 892,4 50,5 944* 150,0 853,5 48,3 945* 150,0 897,7 50,8
1ª E
tapa
/ 1º
Tra
ço d
e C
CP
932
28 d
ias
Câm
ara
Úm
ida
IPT
150,0 848,2 48,0
49,7 1,00 2,0
24 150,0 363,0 20,9
25 24h
150,0 382,6 22,1 21,5 0,85 3,85
47 150,3 882,9 50,7
48
7 di
as
149,9 907,4 51,4 51,1 0,49 0,97
29 150,3 979,0 55,5 30
LE
NC
150,2 1.034,9 58,4 56,9 2,05 3,60
49 150,0 971,2 55,0 50 150,0 1.005,5 56,9
55,9 1,34 2,40
52* 150,0 - 60,0 53* 150,0 - 61,9
54* 150,0 - 63,8 55*
IPT
150,0 - 62,5
62,1 1,58 2,55
31*** 101,0 397,3 50,6
2ª E
tapa
/ 2º
Tra
ço d
e C
CP
32***
28 d
ias
100,0 416,9 54,1 52,3 2,47 4,73
69 150,1 657,3 37,1 70 150,2 652,4 37,0 71 48
h
151,0 657,3 37,1
37,1 0,06 0,16
58 150,5 931,9 52,4 59 7
d
LE
NC
150,5 941,8 52,9 52,6 0,35 0,67
63 150,0 936,6 53,0 64 150,5 964,2 54,2 65 150,0 973,7 55,1
3ª E
tapa
/ 2º
Tra
ço d
e C
CP
LE
NC
72
28 d
ias
Ao
Ar
IPT
150,0 991,4 56,7
54,6 1,32 2,41
* Tensão de Ruptura após o ensaio para determinação do módulo de deformação estática (NBR 8522/84 - Tipo II) ** Valor de Tensão de ruptura desprezado no cálculo da média *** Ensaio de Compressão diametral com cp de 100 x 200 mm
146
Tabela 2. 12 Concreto – Determinação do módulo de Elasticidade Secante – Plano de carga tipo II – NBR 8522/84 – 2ª etapa
Módulo de deformação (GPa) Tensão (MPa) CP-52 CP-53 CP-54 CP-55
5,6 44,3 34,6 34,0 41,6 11,1 40,0 33,4 35,9 40,0 16,7 33,9 33,9 37,5 33,8 22,5 36,2 36,1 36,1 34,8 28,0 37,4 34,3 36,2 34,2 33,6 36,5 36,9 37,6 34,2 39,1 34,6 33,9 33,6 32,6 44,7 33,0 30,4 31,1 31,1
Resistência à compressão após ensaio (MPa)
60,0 61,9 63,8 62,5
Figura 2.31 Tensão de compressão x deformação dos corpos-de-prova 3, 4 e 6 (ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP)
Gráf ico da Tensão x Deformação Especí f ica
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0 20 40 60 80 100 120 140 160
Deformação Especí f ica (mm/mm)
Ten
são
(M
Pa)
C P 3C P 4
C P 6
147
Figura 2. 32 Gráfico do módulo de deformação secante em função da resistência à compressão dos corpos-de-prova cilíndricos – 1a etapa (módulo de deformação estática NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no PCC-EPUSP)
Figura 2. 33 Gráfico da Tensão x Deformação Específica dos corpos-de-prova 52,53,54 e 55 – 2ª etapa (ensaio NBR 8522/84 – Tipo II, realizado no IPT)
Módulo de Elasticidade Secante x Tensão
0
5
1 0
1 5
2 0
2 5
3 0
3 5
4 0
0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0 4 5 5 0
Tensão (MPa)
Mód
ulo
de E
last
icid
ade
Seca
nte
GP
a)
CP3CP4
CP6
Gráf ico da Tensão x Deformação Espec í f i ca
0
5
1 0
1 5
2 0
2 5
3 0
3 5
4 0
4 5
5 0
0 20 40 60 80 100 120 140 160
D e f o r m a ç ã o E s p e c í f i c a ( m m / m m )
Ten
são
(MP
a)
C P - 5 2
C P - 5 3
C P - 5 4
C P - 5 5
148
2.2.4 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos
Na Tabela 2.17 está apresentado os resultados de resistência à tração na flexão - ABNT
MB-3483/91, sendo que, na 1ª etapa, os corpos-de-prova 2, 3, 4 e 6 foram ensaiados
para determinação do módulo de deformação.
Tabela 2. 13 Medições e Resultados do ensaio de Resistência à Tração na Flexão - ABNT MB-3483/91 (1ª , 2ª e 3ª etapas)
Altura (d) (mm) Largura (mm) Carga Máxima
Eta
pa
Nºcp
d1 d2 média b1 b2 média kgf N
Fctm (MPa)
Valor Médio (MPa)
Desvio Padrão
Coeficiente de
Variação da
Amostra (%)
1 150,0 150 150,4 151 151,7 151,4 3.975 38.955 5,1 2 149,9 149,9 149,9 151,9 151,3 151,6 3.828 37.514 5,0 3 151,0 150,3 150,7 150,2 149,8 150,0 4.272 41.866 5,5 4 150,0 149,9 150,0 150,6 151,2 150,9 4.018 39.376 5,2 5 150,0 1502 826,1 150,0 148,9 149,5 4.130 40.474 5,4 1ª
(1º
traç
o)
6* 150,0 150,0 150,0 151,2 151,7 151,5 4.034 39.533 5,2
5,2 0,24 4,6
26 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 5.200 51.012 6,65 27 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 151,0 5.800 56.898 7,45 28 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.700 55.917 7,20 35 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.150 50.521 6,50 36 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.250 51.502 6,65 2ª
(2º
Tra
ço)
37 152,0 152,0 152,0 151,0 151,0 151,0 5.500 53.955 6,95
6,9 0,37 5,3
60 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 5.252 51.522 6,9 61 151,0 151,0 151,0 150,0 150,0 150,0 5.195 50.963 6,7 62 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 150,0 5.186 50.875 6,8 66 151,0 151,0 151,0 150,0 150,0 150,0 5.210 51.110 6,7 67 150,0 150,0 150,0 151,0 151,0 151,0 5.450 53.465 7,1 3ª
(2º
Tra
ço)
68 151,0 151,0 151,0 150,0 150,0 150,0 5.013 49.178 6,5
6,8
0,20
3,0
(*) não rompeu
Na 1ª etapa, o valor médio obtido foi de 5,2 MPa e o desvio padrão de 0,24 MPa. O coeficiente de variação da amostra foi de 4,6%. Na 2ª etapa foi de 6,9 MPa, com desvio padrão de 0,37 MPa e coeficiente de variação da amostra de 5,3% e na 3ª etapa foi de 6,8 MPa, com desvio de 0,20 MPa e coeficiente de variação da amostra de 3,0%.
2.2.5 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos
Na Figura 2.34 estão representadas as curvas de carga x deformação dos corpos-de-prova ensaiados na 1ª etapa, conforme descrito no item 2.3.6.
149
Figura 2. 34 Carga x deformação de corpos-de-prova prismáticos – 1ª etapa –
laboratório PCC-EPUSP (ensaio não normalizado, descrito no item 2.3.6)
2.4 Discussão dos Resultados
2.2.1 Ensaio de Mancha de Areia em Placas de Concreto Asfáltico
A determinação da altura da areia foi efetuada apenas na 2ª etapa, com placas antes da
fresagem e após a fresagem a frio com o equipamento 1000C. Essas placas foram
cedidas por MERIGHI (1998, 1999), conforme explicado no item 2.2.1.
Para realização desse ensaio antes da fresagem, foram escolhidas placas que não foram
submetidas ao ensaio do simulador de tráfego tracking test e portanto, não
apresentavam trilhas-de-roda. O autor também efetuou a determinação da altura de areia
em placas e em um pavimento onde foi utilizada a mesma mistura asfáltica, sendo que
os resultados médios obtidos estão apresentados na Tabela 2.18 .
C A R G A x D E F O R M A Ç Ã O
0
5 0 0 0
1 0 0 0 0
1 5 0 0 0
2 0 0 0 0
2 5 0 0 0
3 0 0 0 0
3 5 0 0 0
4 0 0 0 0
4 5 0 0 00.
00E
+00
1.00
E-0
2
2.00
E-0
2
3.00
E-0
2
4.00
E-0
2
5.00
E-0
2
6.00
E-0
2
D E F O R M A Ç Ã O ( m m )
CA
RG
A (
N)
C P P R IS M Á T I C O 2C P P R IS M Á T I C O 3C P P R IS M Á T I C O 4C P P R IS M Á T I C O 6
150
Tabela 2.14 Resultados do ensaios de mancha de areia efetuados por MERIGHI(1999) e nesta pesquisa
Descrição Valor médio da altura de areia (mm)
Placa sem fresar e sem trilha-de-roda 0,60 Placa sem fresar (MERIGHI, 1999) 0,80 Placa após a fresagem a frio com equipamento 1000C 2,35 Pavimento com a mesma mistura asfáltica (MERIGHI, 1999)
0,60
Ao que pode-se observar, os valores médios da placa sem fresar tanto dessa pesquisa
quanto apresentados por MERIGHI (1999) são coerentes e apresentam a mesma ordem
de grandeza, sendo que o valor um pouco menor se justifica pela dificuldade de
realização desse ensaio sobre a placa. Uma vez que o diâmetro do círculo ultrapassaria a
largura da placa, sendo necessário utilizar-se de algum recurso, como foi o caso dessa
pesquisa, quando obteve-se uma área retangular, determinando-se um diâmetro
equivalente.
O que se nota é que o valor obtido com a fresagem aumenta em cerca de 400% o valor
de uma superfície não fresada, indicando que deve ocorrer um aumento significativo na
superfície de contato, o que traz conseqüências positivas para a aderência entre o CA e o
CCP.
2.2.2 Consistência
Não será feito qualquer comentário sobre a consistência visto a principal preocupação
ser a resistência mecânica. O único cuidado tomado foi em relação ao concreto possuir a
trabalhabilidade necessária para que a moldagem das placas não apresentassem falhas
ou defeitos.
Conforme tolerâncias admitidas para a consistência do concreto através do abatimento
do tronco de cone (NBR 7223), o concreto utilizado tanto na 1ª como na 2ª e 3ª etapas,
pode ser considerado de consistência fluída.
151
2.2.3 Resistência à Compressão
2.2.5.1 Ensaios da 1ª etapa
Verificando no Anexo III o teste de hipótese, pode-se afirmar que os resultados dos
corpos-de-prova moldados e rompidos no laboratório do PCC-EPUSP são compatíveis
com os moldados na LENC e rompidos no IPT, sendo que o valor médio das duas
amostras foi de 54,4 MPa. A importância desse teste se dá na validade dos resultados
obtidos com a cura realizada ao ar livre, uma vez que a norma preconiza que a cura seja
realizada em câmara úmida, e no caso em estudo, não houve influência nos resultados
dos corpos-de-prova curados ao ar livre.
Observando-se a Tabela 2.13, pode-se concluir que a resistência à compressão não foi
afetada pelo tipo de cura, e que a diferença obtida com corpos-de-prova curados ao ar e
em câmara úmida está dentro da variabilidade do ensaio, desde que a cura ao ar seja
realizada com critério.
Como era esperado, o coeficiente de variação da amostra foi maior nas amostras curadas
ao ar livre, embora tenha dado menor que 5%.
Nota-se que no caso desse concreto, uma cura efetuada adequadamente na obra,
conduzirá a valores próximos ao observado com corpos-de-prova curados conforme o
preconizado na norma, cabendo sempre observar que na utilização de concretos de alta
resistência, o cuidado na cura deve ser redobrado, visto o elevado consumo de cimento
induzir a uma maior retração.
Cabe ressaltar que embora o teste de hipótese tenha resultado na aceitação de que as
duas amostras são compatíveis, ao se verificar a tabela de resultados, observa-se que os
valores obtidos no laboratório do PCC-EPUSP são superiores ao do IPT, o que nos
alerta sobre a dificuldade de se obter o mesmo traço.
152
2.2.5.2 Ensaios da 2ª etapa
A resistência à compressão média obtida com 24 horas foi de 21,5 MPa, o que atende o
preconizado pela ACPA (1998), que especifica 20 MPa em 24 horas. No Quadro 2.1
estão apresentados alguns valores recomendados pela literatura específica, para a
resistência à compressão de WTUD.
Conforme pode ser observado neste quadro, o CCP utilizado atende com 24 horas o
recomendado por STURM & MORRIS (1998), superando os valores obtidos em
pavimentos WTUD como os de: Ellaville, I-10, California; Leawood, Kansas, nos EUA.
Quadro 2.1 Valores recomendados para a resistência à compressão
AUTOR RECOMENDAÇÃO/ TRECHO EXPERIMENTAL
ACPA (1998) Liberação com ≥ 20 MPa em 24 horas (*) ARMAGHANI & TU (1997,
1999) 17,5 MPa com 24 horas e 40 MPa com 28 dias em Ellaville, I-10,
California, EUA (**)
CHATTIN (1997) Com 14 dias deve ter a resistência de 28 dias de um pavimento usual (*)
COLE et al. (1998), RISSER et al. (1993)
27,59 MPa com 18 horas em Lousville, Kentucky, EUA(**)
CONSTRUTION SUPER NETWORK (1997) apud BALBO
(1999) 24,6 MPa com 24 horas em Tennessee & Dekalb Co, GA, EUA (**)
ENGINEERING NEWS RECORD (1996) apud BALBO
(1999) 21,1 MPa com 24 horas em Leawood, Kansas, EUA (**)
ENGINEERING NEWS RECORD (1996) apud BALBO
(1999) 34,5 MPa com 24 horas em Georgetown, Kentucky, EUA (**)
GROVE et al. (1992) 27,5 MPa aos 28 dias em Dallas Country, Iowa, EUA (**) HALLIN (1996) apud BALBO
(1999) 24,1 MPa com 24 horas em Kansas City, EUA (**)
SILFWERBRAND (1997, 1998) Liberação com 25 a 26 MPa; serragem com 10 a 15 MPa (*) SPEAKMAN & SCOTT III
(1996) 33,07 MPa com 24 horas e 55,40 MPa com 28 dias (*)
STURM & MORRIS (1998) Liberação ≥ 20 MPa com 24 horas e 30 MPa com 28 dias(*)
Recomendação (*) Valor obtido em trecho experimental (**)
Uma vez que a resistência aos 28 dias atingiu o valor médio foi de 56,4 MPa,
considerando-se os resultados do IPT e da LENC, esse CCP também atende o
recomendado por STURM & MORRIS (1998) e SPEAKMAN & SCOTT III (1996) e
153
supera os valores encontrados em alguns locais, tais como, Ellaville, I-10, California;
Dallas Country, Iowa, EUA.
2.2.5.3 Ensaios da 3ª etapa
Como o traço utilizado nesta concretagem foi o mesmo da 2ª etapa, determinou-se a
resistência à compressão com 48 horas de idade, com a finalidade de melhor definir a
curva de resistência para as idades. O valor médio obtido foi de 37,1 MPa.
A determinação da resistência aos 28 dias foi realizada com a finalidade de verificação,
uma vez que havia sido utilizado o mesmo traço que na 2ª etapa. O valor médio obtido
foi de 54,6 MPa, em ensaios realizados na LENC, portanto esse CCP também atende o
preconizado pela literatura específica.
2.2.4 Módulo de deformação estática – corpos-de-prova cilíndricos
GOMES, SHEHATA e ALMEIDA (1997) apresentaram fórmulas de correlação entre o
módulo de deformação secante e o valor de resistência a compressão para concreto de
alta resistência, transcrita para o Quadro 2.2.
Para os autores, o módulo de deformação tangente fornecido é na origem e o secante
corresponde a uma tensão entre 0,3 e 0,5 da tensão de ruptura. Recomendam que para se
obter o módulo secante a partir do tangente, de uma maneira prática, se multiplique o
valor do módulo tangente por 0,9, cabendo salientar que no caso de concretos de
maiores resistências, estes módulos tendem a se confundir.
Segundo estes mesmos autores, as expressões que apresentaram melhor correlação no
caso de concreto de elevada resistência, a partir de uma pesquisa realizada em concretos
produzidos utilizando-se materiais disponíveis no Rio de Janeiro e em São Paulo, são:
GOMES (1995); EC2/92; ACI 318/89 e a de MC90, multiplicada por 0,9. Assim sendo,
154
a seguir estão apresentadas as Tabelas 2.19 e 2.20, utilizando-se estas fórmulas e
comparando-se com os valores obtidos, para a 1ª e 2ª etapas, respectivamente.
Quadro 2. 2 Expressões de correlação entre ECCP e fc (extraído de GOMES, SHEHATA e ALMEIDA; 1997)
Referência Ec e fc Observação CARRASQUILLO et al., 1981 Ec = 3.320 (fc )
0,50 + 6.900 Mód. Secante, 21 MPa ≤ fc ≤ 83 MPa
SHIH et al, 1989 Ec = 4.660 (fc)0,50 – 1.370 Mód. Secante, 21 MPa ≤ fc ≤ 83 MPa
ALMEIDA, 1990 Ec = 5.330 (fc )0,50 Módulo Secante
TACHIBANA et al, 1990 Ec = 3.950 (fc)
0,50 + 1.560 Módulo Secante
SHEHATA et al, 1993 Ec = 4.250 (fc)0,50 Módulo Secante
GOMES et al, 1995 Ec = 8.142 (fc)0,37 Módulo Secante
NBR 6118/78 Ec = 6.600 (fc)0,50 Módulo tangente
ACI 318/89 Ec = 4.730 (fc)0,50 Módulo Secante
MC90* Ec = 10.000 (fc)0,33 +
6.900 Módulo tangente, agregado quartzo fc ≤ 80 MPa
EC2/92 Ec = 9.500 (fc)0,30 Módulo secante, agregado quartzo
NS 3473/92 ** Ec = 9.500 (fc)0,33 Módulo secante fc ≤ 94 MPa
CEB, 1995* Ec = 11.000 (fc)0,30 Módulo tangente fc ≤ 100 MPa
*Se os agregados graúdos forem de basalto, calcário ou arenito, o valor de Ec dado pela expressão deve ser multiplicado por 1,2; 0,9 ou 0,7 respectivamente **É recomendado que quando fc ≥ 74 MPa, o módulo de deformação seja obtido experimentalmente Ec = módulo de deformação obtido através do ensaio de compressão; fc = resistência à compressão
Conforme pode-se observar na Tabela 2.19, os valores obtidos e os calculados são
coerentes, com um erro de mais ou menos 10%, sendo que a expressão que apresentou
melhor correlação foi a EC2/92.
Tabela 2. 15 Valores do módulo de deformação calculados pelas expressões extraída de GOMES et al. (1997) e os obtidos (1ª etapa – laboratório PCC-EPUSP)
Expressão Ec (GPa) CP3 Ec (GPa) CP4 Ec (GPa) CP6 Referência
ECCP e fc em MPa Calculado Obtido* Calculad
o Obtido* Calculado Obtido*
GOMES, 1995 ECCP = 8.142 (fc)0,37 31,7 32,1 28,7
EC2/92 ECCP = 9.500 (fc)0,33 31,9 32,3 29,2
ACI 318/89 ECCP = 4.730 (fc)0,50 29,6 30,2 25,9
MC90 * 0,9 ECCP = 9.000 (fc)0,33 30,2 30,6 27,7
DAL MOLIN,1995
ECCP = 20.840 + 200 fc
28,7
33,1
29,0
29,7
26,9
30,7
Valor do módulo de deformação secante para 2/3 da tensão de ruptura, O valor médio foi de 31,2 MPa
155
Tabela 2. 16 Valores do módulo de deformação calculados pelas expressões e os obtidos (2ª etapa – laboratório IPT)
Expressão Ec médio
Ec e fc em MPa Calculado Obtido Calculado Obtido Calculado Obtido Calculado Obtido (GPa)
GOMES, 1995 Ec = 8.142 (fc)0,37 37,0 37,5 37,9 37,6
EC2/92 Ec = 9.500 (fc)0,33 36,7 37,1 37,4 37,2
ACI 318/89 Ec = 4.730 (fc)0,50 36,6 37,2 37,8 37,4
MC90 * 0,9 Ec = 9.000 (fc)0,33 34,8 35,1 35,5 35,2
DAL MOLIN,1995 Ec = 20.840 + 200 fc 32,8 33,2 33,6 33,3 33,7
Referência
34,6 33,9 33,6 32,6
Ec (GPa) CP52 Ec (GPa) CP53 Ec (GPa) CP54 Ec (GPa) CP55
Valor do módulo de deformação secante para l0,7
Conforme pode ser observado na Tabela 2.20, os valores obtidos e os calculados são
coerentes, com uma diferença de mais ou menos 10%, sendo que a expressão que
apresentou melhor correlação foi a de DAL MOLIN (1995).
2.2.5 Resistência à Tração na Flexão – corpos-de-prova prismáticos
DAL MOLIN (1995) apresentou dois modelos para correlação entre a resistência à
tração na flexão e resistência à compressão, validade para 20 ≤ fck ≤ 90MPa. São os
mesmos:
• Modelo linear: fctm = 2,17 + 0,08 fc [2.4] • Modelo multiplicativo: fctm = 0,59 fc
0,59 [2.5]
onde fctm é a resistência à tração na flexão; fc = resistência à compressão.
Na Tabela 2.21 é apresentado os valores obtidos e os calculados por essas expressões.
Conforme pode ser observado na Tabela 2.21, os modelos sugeridos por DAL MOLIN
(1995), na 1ª etapa, em que foi utilizado cimento Portland comum (CPII-E-32),
superestimam a resistência em quase 25%, sendo, portanto, difícil se utilizar estas
correlações. Já na 2ª etapa, em que se utilizou um cimento ARI Plus, o modelo linear
156
apresentou valor bem próximo ao obtido, o mesmo acontecendo na 3ª etapa, uma vez
que foi utilizado o mesmo traço da 2ª etapa.
Contudo cabe salientar que deve-se ter cautela ao se utilizar qualquer correlação, uma
vez que elas são válidas para um determinado material e traço.
Tabela 2. 17 Valores de Resistência à Tração na Flexão obtido através do ensaio e através de expressões de correlação com a resistência à compressão (1ª , 2ª e 3ª etapas)
Valores médios obtidos Valores da resistência à tração na flexão (MPa)
estimados pelas expressões Etapa Resistência à Compressão
(MPa)
Resistência à Tração na
Flexão (MPa) Modelo Linear Modelo multiplicativo
1ª 58,1 5,2 6,8 6,5 2ª 56,4 6,9 6,7 6,4 3ª 54,6 6,8 6,6 6,2
2.2.6 Módulo de Deformação Estática – corpos-de-prova prismáticos
Para a determinação do módulo de deformação em flexão utilizou-se a fórmula indicada por
PISSARENKO (1985) para o esquema de aplicação de cargas apresentado na Figura 2.35.
Figura 2. 35 Esquema do ensaio para determinação do módulo de deformação
A fórmula geral para o cálculo de flecha no meio do vão de uma viga simetricamente
solicitada por duas cargas idênticas é:
−+−
+=
3
3
3
3'3 )(13
62
a
az
a
z
a
z
a
a
EIa
Pf
[2.6]
z (eixo de referência)
b
d
a a’ a
157
Para z ≥ a e z ≤ a + a’, vale tem-se:
a = a’
[2.7]
2
3
22
' aaa
aaz =
+=
+= [2.8]
Então a flecha será:
( )[ ]=
−+−−
+=
3
3
3
33 2
38
272
32
313
62
a
aa
a
a
a
a
a
a
a
a
EIa
Pf
[2.9]
( )( ) ( ) ( )=
+−=
3
3
3 28
272
32362
a
a
EIa
P
[2.10]
( ) ( )[ ] ( )EI
aP
EIa
P
EIa
P333 2
24
23
8
46
62
81
8279
62 =
=+−
[2.11]
portanto
Ifa
PE
242
233
= [2.12]
sendo ( ) mmma 15,0150345 === [2.13]
12
3bdI =
[2.14]
onde P é a carga de ruptura em kN; I é o momento de inércia em m4; b é a largura
medida em m; d é a altura medida em m; f é a flecha (deslocamento) medida em mm.
Na Tabela 2.22 está apresentado o cálculo do módulo de deformação para os quatro
corpos-de-prova ensaiados na 1ª etapa.
158
Tabela 2. 18 Módulo de deformação dos corpos-de-prova prismáticos
NºC
P
Lar
gura
M
édia
(m
m)
Alt
ura
Méd
ia
(mm
)
Car
ga
(kN
)
I (1
07 ) (m
m4 )
Des
loca
men
to
(mm
)
E
(GP
a)
Val
or
Méd
io
(GP
a)
Des
vio-
P
adrã
o (G
Pa)
coef
icie
nte
de
vari
ação
da
amos
tra
(%)
2 151,6 150,0 34500 4,26 0,04 32,8 3 150,0 151,0 34000 4,27 0,04 32,2 4 150,9 150,0 38500 4,24 0,04 36,7 6 151,4 150,0 32500 4,26 0,04 30,9
33,1 2,53 7,6
Portanto o valor médio do módulo de deformação dos corpos-de-prova prismáticos foi
de 33,1 GPa, o desvio padrão foi de 2,53 e o coeficiente de variação da amostra de
7,6%. O coeficiente de variação da amostra foi maior que 5%, devido ao módulo de
deformação obtido no corpo-de-prova nº4. Caso não se considere o corpo-de-prova nº 4
ter-se-á os valores da Tabela 2.23.
Tabela 2. 19 Módulo de Elasticidade dos corpos-de-prova prismáticos (sem considerar o cp nº4)
NºC
P
Lar
gura
M
édia
(m
m)
Alt
ura
Méd
ia
(mm
)
Car
ga
(kN
)
I (1
07 ) (m
m4 )
Des
loca
m
ento
(m
m)
E
(GP
a)
Val
or
Méd
io
(GP
a)
Des
vio-
P
adrã
o(G
Pa)
Coe
fici
ente
de
Var
iaçã
o da
Am
ostr
a (%
)
2 151,6 151,0 32500 4,26 0,04 32,8
3 151,0 151,0 34000 4,27 0,04 32,2
6 151,4 151,0 34500 4,26 0,04 30,9
32,0 0,97 3,0
Portanto, sem considerar o corpo-de-prova nº 4, o coeficiente de variação da amostra
será de 3,0%, portanto menor que 5,0%.
Nesta pesquisa, na 1ª etapa, encontrou-se valor do módulo de deformação médio de 32,0
GPa, obtido no ensaio com corpos-de-prova prismáticos.
Observando-se com o valor médio obtido com corpos-de-prova cilíndricos para o
módulo de deformação obtido segundo o ensaio NBR 8522/84, plano de carga tipo II
que nesta etapa foi de 31,2 GPa (ver Tabela 2.17), ou seja, com uma diferença de menos
de 3%, na 2ª etapa foram estudados valores de módulo de deformação somente em
corpos-de-prova cilíndricos, tendo sido aferido o valor médio de 33,7 GPa (ver Tabela
2.19).
159
CCAAPPÍÍTTUULLOO 33 Estudo da Aderência entre o
Concreto de Cimento Portland e o Concreto
Asfáltico
3.4 Introdução
Procurando atender ao que foi proposto na introdução dessa pesquisa, almeja-se neste
capítulo melhor conhecer o fenômeno de aderência, visto que, como apresentado no
Capítulo 1, vários autores ressaltaram a importância de um maior conhecimento e
esclarecimento sobre esse fenômeno, para um bom desempenho na utilização em
recuperação de pavimentos, de placas de CCP ultradelgadas sobrepostas à camada de CA.
Na literatura sobre o assunto, existe a tônica de que uma boa aderência entre a camada
asfáltica e o CCP é essencial para o sucesso do pavimento composto, uma vez que a
interface entre a camada de rolamento e o pavimento asfáltico remanescente, estão
sujeitas a tensão de cisalhamento, causada pelo deslizamento e pelo gradiente térmico.
Sendo a camada de CCP delgada, no caso de existir aderência entre esta e a camada
asfáltica remanescente, passa a haver uma contribuição estrutural da camada asfáltica na
160
região de tração, reduzindo significativamente os esforços na seção do concreto,
passando o pavimento a desempenhar o papel de seção composta.
No Capítulo 1 dessa pesquisa, no item 1.4.2, é descrita a importância da aderência entre
o WTUD e o pavimento asfáltico remanescente. Já no item 1.7 desse mesmo capítulo,
estão apresentados sugestões de vários autores, para tópicos que necessitam ser melhor
pesquisados, destacando-se a preferência pelo estudo do fenômeno de aderência entre as
camadas, e a perda da mesma (durabilidade da aderência). No item 1.8 desse mesmo
capítulo estão apresentados diversos ensaios utilizados para a determinação da
resistência ao cisalhamento e suas limitações.
Devido às limitações dos ensaios usuais, que podem ser resumidas em:
• ao nível de obtenção de valores representativos da resistência ao cisalhamento,
como é o caso dos ensaios pull off test, impacto-echo method, Ancona shear
testing;
• dificuldade de moldagem do corpo-de-prova: pul off test, slant shear test, Ancona
shear testing;
• disponibilidade de equipamento: impacto-echo method, wedge splitting test;
Considerando-se também que os artigos que relatam esses ensaios não apresentam detalhes
ou o procedimento para sua execução, nessa pesquisa foi proposto o ensaio descrito a
seguir, onde os corpos-de-prova foram moldados em laboratório, simulando placas de
WTUD em laboratório, conforme descrito no Capítulo 2, cujos resultados dos ensaios
de laboratório serão relatados, com a finalidade de verificar a ordem de grandeza da
resistência ao cisalhamento da interface aderida, os fatores que influenciam
161
significativamente de maneira positiva para o incremento da aderência, bem como se
comportaria a interface aderida sob solicitação de cargas repetidas.
3.4 Método proposto da Resistência ao Cisalhamento Direto -
Carregamento Estático
3.2.1 Introdução
Nessa pesquisa foi proposta uma alternativa de ensaio, que foi aprimorada. Para
diferenciá-las chamar-se-á de 1ª proposta e de 2ª proposta. Foram utilizadas tanto na 1ª
como na 2ª proposta de ensaio para a determinação da resistência ao cisalhamento
direto, amostras extraídas de algumas das placas moldadas conforme descrito no
Capítulo 2. As características das placas estão descritas nas Tabelas 2.8 e 2.9 (Capítulo
2), para a 1ª e 2ª propostas, respectivamente, tendo sido transcritas apenas o número da
placa, o tipo de tratamento e a origem para a Tabela 3.1 adiante.
Inicialmente pensou-se em utilizar um esquema de aplicação de carga similar ao
representado na Figura 3.1. O inconveniente da utilização desse esquema está no fato de
que para ensaiar cada amostra o bloco de aço precisa ser fixado na mesma, utilizando-se
geralmente para essa finalidade resinas à base de epóxi, que demandam um tempo de
endurecimento de cerca de 24 horas, além de que o bloco sendo um elemento rígido e
plano, não consegue corrigir pequenos defeitos resultantes do corte da amostra, o que
acarretaria em que a correção para garantir a aplicação axial da carga ficasse a cargo da
resina epóxi.
162
Tabela 3. 1 Placas utilizadas no ensaio para determinação da resistência ao cisalhamento direto estático proposto (1ª e 2ª propostas)
Proposta de ensaio Placa No. Origem Tipo de Tratamento da Superfície
02 D1N2-A Fresada com fresadora manual 06 J-3 Fresada com fresadora manual 16 J-7 Fresada com fresadora manual 45 J-1 Sem fresar + resina epóxi
1ª
46 J-2 Fresada (manual) + Resina 04 D3N2-B Fresada com fresadora manual 08 J-6 Fresada com fresadora manual 09 D3N1-A Fresada com fresadora manual 14 J-5 Fresada com fresadora manual 15 D3N2-C Fresada com fresadora manual 17 D3N1-A Fresada com fresadora manual 18 M1B Sem nenhum tratamento 20 M2B Sem nenhum tratamento 28 D1N2-B Fresada com fresadora manual 40 D2N1-A Fresada (manual) + resina 41 D2N1-B Fresada (manual) + resina 42 D2N1-C Fresada (manual) + resina 43 D2N2-A Fresada (manual) + resina 44 D2N2-B Fresada (manual) + resina 47 D1N1-A Sem fresar + resina epóxi 48 D1N1-B Sem fresar + resina epóxi 50 PR 7 Resina 52 PR7 Sem fresar + resina epóxi 60 J-9 Fresada com fresadora 1000 C 61 J-10 Fresada com fresadora 1000 C 62 J-11 Fresada com fresadora 1000 C 63 J-12 Fresada com fresadora 1000 C 64 J-13 Fresada com fresadora 1000 C 67 J-16 Fresada com fresadora 1000 C 72 J-22 Fresada com fresadora 1000 C 75 J-25 Fresada com fresadora 1000 C 76 j-26 Fresada com fresadora 1000 C 77 J-27 Fresada com fresadora 1000 C 80 J-30 Fresada com fresadora 1000 C 81 J-31 Fresada com fresadora 1000 C 82 J-32 Fresada com fresadora 1000 C 85 J-35 Fresada com fresadora 1000 C
2ª
86 J-36 Fresada com fresadora 1000 C
163
Cabe também ressaltar que o reaproveitamento do bloco de aço, após o ensaio,
demandaria a utilização de produtos que removessem qualquer resíduo da resina epóxi.
Outro problema, é que se por um lado o bloco deve possuir uma espessura suficiente
para não se deformar, por outro lado, quanto maior a sua espessura, maior será o binário
criado pelo esquema de aplicação de carga apresentado na Figura 3.1.
Procurando solucionar esses impasses, optou-se por substituir o bloco de aço pelo
capeamento com enxofre, que além de apresentar uma rigidez suficiente com mínima
espessura, possui a vantagem de ser moldado e portanto pode corrigir facilmente
pequenas imperfeições oriundas do corte da amostra, utilizando-se de processo similar
ao de capeamento de blocos, garantido-se assim, a aplicação de carga axial sobre
superfícies opostas paralelas.
Figura 3. 1 Esquema inicialmente proposto para aplicação de carga
Placa de Aço
Bloco de Aço
Bloco de Aço
Concreto de Cimento Portland
Concreto Asfáltico
Placa de Aço
Resina Epóxi
Resina Epóxi
F
164
Na 1ª etapa o corte de cada placa resultou em 4 corpos-de-prova que foram ensaiados
(vide Figura 3.2 a). Para sanar a possibilidade de um binário1, mesmo que pequeno.
Conforme sugestão do Prof. Dr. Manuel Alba Sória, modificou-se em uma 2ª proposta,
o corte das placas , dando-se origem a 5 corpos-de-prova para cada placa para o tipo 1
(ver Figura 3. 2 b).
Para verificação da perda ou não da aderência, foram moldados corpos-de-prova
conforme mostrados na Figura 3.2 (c), que foram denominados de 2ª proposta - tipo 2,
os quais foram ensaiados no laboratório de Mecânica das Rochas da Escola Politécnica
de Minas da Universidade de São Paulo (LMR-PMI). Também foram realizados ensaios
para se obter a resistência ao cisalhamento estática.
Os corpos-de-prova foram moldados com dimensões maiores, para que a carga de
ruptura resultasse dentro da faixa de utilização dessa prensa, sendo que cada placa
resultou em 2 corpos-de-prova (ver Figura 3. 2 (c)).
3.2.2 Preparação das amostras
As amostras foram obtidas serrando-se cuidadosamente cada placa conforme
esquematizado na Figura 3.2, com auxílio de uma serra circular, conforme Figura 3.3.
Tanto na 1ª como na 2ª proposta, as laterais da placa foram retiradas (serradas), pois
quando da concretagem das placas, entre a fôrma e o concreto asfáltico, escorreu um
pouco da nata de cimento.
A colagem dos corpos-de-prova ocorreu na preparação da amostra na 2ª proposta, para
se evitar um possível binário, como foi explicado no item 3.2.1. No corpo-de-prova tipo
1, a placa foi serrada em 10 partes, sendo que cada parte foi numerada com as letras de
A a J, conforme apresentado na Figura 3.2 (b). Nesta mesma Figura é mostrado como as 1 Tal proposta foi aventada pelo Prof. Dr. Manuel H.A. Sória durante o exame de qualificação da canditada em janeiro de 1999.
165
amostras foram coladas, duas a duas, resultando em 5 corpos-de-prova do tipo 1, ou
seja, a parte superior da amostra A foi colada na parte superior e B, C com D, E com F,
G com H e I com J.
Na 2ª proposta – tipo 2, a placa foi serrada em duas partes, conforme mostrado na
Figura 3.2 (c), resultado em dois corpos-de-prova do tipo 2, sendo que a parte superior
de A foi colada em B e C em D.
Tanto no tipo 1 como no 2, tomou-se o devido cuidado para que a direção de aplicação
da carga no ensaio de cisalhamento coincidisse com a direção das ranhuras longitudinais
causadas pelo processo de fresagem da placa de concreto asfáltico antes da aplicação
do CCP, descrito no Capítulo 2. Dessa maneira procurou-se simular o que de fato
ocorreria em um pavimento de WTUD.
A colagem foi realizada colocando-se um dos corpos-de-prova sobre uma placa de
vidro, cuja superfície foi nivelada com auxílio de nível de mão e massinha, conforme
mostrado para o corpo-de-prova tipo 1, na Figura 3.4, de maneira a controlar que a
interface entre o concreto asfáltico e o CCP ficasse nivelada, conforme mostrado na
Figura 3.5.
166
Figura 3. 2 Esquema de corte das placas – (a) 1ª proposta, 2ª proposta, tipo 1 (b) e tipo 2 (c)
Figura 3. 3 Serragem das placas
b ≈ 167
C ≈ 9,4
≈ 80
b≈ 167 L ≈ 500
C ≈ 10,3
b ≈
Concreto de Cimento Portland
A B
EF
G H
I J
≈ 500
D
Sentido de colagem das placas
(b) (a) b = largura da amostra c = comprimento da amostra L = comprimento da placa
A B
C D
ConcretoAsfáltico
Concreto de cimento Portland
Colagem
C ≈ 200
L ≈ 500
Medidas em mm
Corte com disco de serra
Corte com disco de serra
(c)
C
167
Figura 3. 4 Nivelamento da superfície da placa, de maneira a garantir nivelamento da interface
Aplicou-se, então, na superfície, com auxílio de um pincel, uma película de
aproximadamente 1 mm de um adesivo estrutural à base de epóxi (resina epóxi e
poliamino-amida), sendo que sua especificação se encontra no Anexo II. Segundo
recomendação do fabricante, esperou-se sete dias para então realizar o ensaio. Cada
corpo-de-prova foi identificado com o número da placa, sendo que os de tipo 1
receberam as letras: A-B, C-D, E-F, G-H ou I-J, além de marcar com uma seta a posição
em que deveria ser capeado, colocado na prensa e rompido.
168
Figura 3. 5 Nivelamento da interface entre concreto de cimento Portland e concreto asfáltico, com auxílio do nível de mão (corpo-de-prova tipo 1)
Na Figura 3.6 (a) está mostrado o corpo-de-prova tipo 2 antes de sua colagem. Os de
tipo 2 também receberam a numeração da placa acrescida das letras A-B ou C-D,
conforme mostrado na Figura 3.6 (b).
Figura 3. 6 2ª proposta - tipo 2 (a) corpo-de-prova sendo colado (b) colocado na prensa
(a) (b)
169
Tanto na 1ª proposta como na 2ª proposta do procedimento de ensaio, o capeamento foi
realizado conforme descrito a seguir, de maneira a garantir que a força fosse aplicada
axialmente, ou seja, que ambas as superfícies opostas (capeadas) fossem
perpendiculares à lateral da amostra.
Para conseguir-se que o capeamento da face de CCP de um lado e de concreto asfáltico,
de outro, utilizou-se do seguinte recurso:
1. Toma-se do corpo-de-prova a ser ensaiado e unta-se com auxílio de pincel, com óleo
mineral, as partes que se deseja evitar o capeamento, ou seja, na face em que se
deseja capear a superfície de concreto de cimento Portland, foi untada a superfície
de concreto asfáltico e vice-versa.
Utilizando-se o capeador, conforme mostrado na Figura 3.7 (2ª proposta, tipo 1 (a) e
tipo 2 (b)), derrama-se sobre a placa do capeador, previamente untada, enxofre com
adição de 25% de pozolana derretido. Encosta-se o corpo-de-prova nas guias laterais
e desce até encostar no enxofre que foi derramado e que ainda está derretido.
Espera-se o seu endurecimento e então solta-se o corpo-de-prova, batendo-se
levemente na lateral do corpo-de-prova, se necessário.
O capeamento da face oposta foi similar ao da face anterior, conforme mostrado na
Figura 3.8 (b). No tipo 1, de maneira a garantir a aplicação axial do carregamento, o
nivelamento foi controlado com o auxílio de um nível de mão, posicionando-o sobre
o corpo-de-prova, nas duas direções, pela impossibilidade de se utilizar as guias
laterais, dado ao fato da altura do corpo-de-prova ser inferior à altura destas, o que
impossibilitava que este descesse encostado nas guias laterais na ocasião do
capeamento.
170
Figura 3. 7 Capeamento de corpo-de-prova, utilizando-se o capeador (a) tipo 1 e (b) tipo 2 da 2ª proposta (seqüência da esquerda para a direita e de cima para baixo)
(b)
(a)
171
2. Após o endurecimento do capeamento, coloca-se o corpo-de-prova sobre uma
superfície e com o auxílio de uma serra de mão, marca-se o capeamento na direção
das interfaces de CCP e concreto asfáltico e bate-se levemente com auxílio de uma
espátula e martelo. Após o corte do capeamento, bate-se com o martelo no trecho
em que o corpo-de-prova havia sido previamente untado, e o capeamento se soltará,
restando apenas o trecho que se desejava capeado, conforme esquema da Figura 3.8.
De maneira similar foi efetuado para o tipo 2.
Figura 3. 8 Esquema de capeamento para realização do ensaio – 1ª proposta (a); 2ª proposta - tipo 1(b) e tipo 2 (c)
Superfície untada com óleo mineral
≈ 1/
5 do
com
prim
ento
b
Capeamento
CCP Superfície untada
Superfície untada com óleo mineral
Capeamento Superfície untada
(a) 1ª proposta (b) 2ª proposta – tipo 1
Superfície colada com resina epóxi
Capeamento
Capeamento
CCP
CA
Superfície untada com óleo mineral
(c) 2ª proposta – tipo 2
capeamento
CA
b = largura da placa
Superfície colada com resina epóxi
172
3.2.3 Ensaio de cisalhamento
A amostra preparada conforme descrito no item 3.2.2 foi transferida para uma máquina
de ensaio de compressão, sendo que as superfícies superior e inferior ficaram em
contato com placas de aço, com rigidez suficiente de maneira a evitar sua deformação,
conforme mostrado no esquema da Figura 3.9 (a) para a 1ª proposta e (b) e (c) para a 2ª
proposta tipo 1 e 2, respectivamente.
Figura 3. 9 Esquema de aplicação de carga (1ª e 2ª propostas)
Durante a aplicação da carga foi observado se a placa de aço permanecia no plano
horizontal e se ela não se deformava, garantindo, assim, que a aplicação da carga fosse
axial. Inicialmente foi ajustado o corpo-de-prova, verificando se o mesmo estava
Placa de Aço
Placa de Aço
≈ 1/
5 do
co
mpr
imen
to
b
Capeamento
Capeamento
CCP
CA
Superfície untada
Superfície untada
Superfície colada com resina epóxi
Placa de Aço
Capeamento
(b) 2ª proposta – tipo 1
(a) 1ª proposta
b = largura da placa.
(c) 2ª proposta – tipo 2
Placa de aço
CCP Capeamento
CA Superfície untada com óleo mineral
173
centrado e se não havia folga entre o prato da máquina e o capeamento. Após, então,
conduziu-se o carregamento até a ruptura do corpo-de-prova.
Figura 3. 10 Foto da amostra colocada na prensa (1ª proposta)
174
Os ensaios da 1ª proposta e da 2ª proposta tipo 1 foram realizados no laboratório da
LENC em uma máquina universal com sistema hidráulico, com controle manual da
velocidade de aplicação de carga (ver Figura 3.11 (a)).
Figura 3. 11 Corpo-de-prova colocado na prensa (a) (2ª proposta – tipo 1) com relógio comparador para medir o deslocamento do pistão (b)
Os ensaios efetuados na 2ª proposta tipo 2 foram realizados no laboratório LMR-PMI
em uma máquina com sistema hidráulico servo-controlado, da marca MTS, na escala de
520 kN, utilizando-se o programa computacional Teststar II.
Na primeira proposta a velocidade de aplicação da carga foi de 0,05 MPa/s, conforme
recomendada no ensaio de compressão diametral (método Lobo Carneiro), tendo sido
efetuada a medida da temperatura e da umidade relativa do ardurante o ensaio.
Na 2ª proposta – tipo 1, foi utilizada a mesma prensa que para a 1ª proposta, sendo
que na velocidade de aplicação de carga procurou-se atender o recomendado por
alguns autores, conforme apresentado no Capítulo 1 e no item 3.2, transcritos para
o Quadro 3.1.
175
Quadro 3. 1 Proposta de velocidade de deslocamento/carregamento para o ensaio de cisalhamento
Autor Velocidade de carregamento/ deslocamento NODA et al. (1998) Velocidade de deslocamento do pistão =
1mm/minuto SILFWERBRAND (1998) Velocidade de carregamento = 0,065MPa/s SANTAGATA & CANESTRARI (1998) Velocidade de deslocamento do pistão = 0,0008
a 9,5 mm/minuto NM 00008 – Concreto – Determinação da Resistência à Compressão por compressão diametral
Velocidade de carregamento = 0,05MPa/s
ASTM – D 4680-92 – Standard Test Method for Creep and Time to Failure of Adhesives in Static Shear by Compression Loading (Wood-to-Wood)
Velocidade de deslocamento do pistão = 0,3 a 10,2 mm/minuto
De maneira a satisfazer o recomendado pelos autores apresentados no Quadro 3.1,
trabalhou-se na faixa de velocidade de deslocamento do pistão na faixa de 0,50 a 1,00
mm/minuto e velocidade de carregamento na faixa de 390 a 510 N/s, o que corresponde
a um valor de aproximadamente 0,065 MPa/s. Na 2ª proposta – tipo 2, os ensaios foram
realizados no LMR-PMI, com a velocidade de 0,065 MPa/s, ou seja, para as dimensões
do corpo-de-prova tipo 2, a aplicação de carga se deu na razão de aproximadamente
1665 N/s.
Na Figura 3.11 (b) é mostrado o relógio comparador fixado na prensa com a finalidade
de medir o deslocamento do pistão, na máquina de ensaio utilizada nos ensaios
efetuados no laboratório da LENC, na 2ª proposta – tipo 1. Já nos ensaios realizados no
laboratório da LMR-PMI, a máquina registrava o deslocamento, dispensando a fixação
de relógio comparador.
O valor da carga de ruptura foi registrado, verificando-se em quais interfaces do CCP e
CA, a ruptura se dava, medindo-se a área das interfaces após a ruptura e calculando-se a
resistência ao cisalhamento como:
176
A
Fruprup =τ
3. 1
Onde τrup é a resistência ao cisalhamento (em kPa), Frup é a carga de ruptura (em kN) e
A é área da seção de ruptura (em m2).
Figura 3. 12 Foto da ruptura na interface (1ª proposta)
177
Figura 3. 13 Foto da ruptura na interface (2ª proposta (a) tipo 1 e (b) tipo 2)
Os valores obtidos estão apresentados no item 3.2.4.
3.2.4 Resultados Obtidos
Os resultados obtidos na primeira e segunda propostas estão apresentados nas Tabelas
3.2 e 3.3, respectivamente. As planilhas de ensaios, bem como gráficos de ensaios para
determinação da resistência ao cisalhamento estático realizados no LMR-PMI estão no
Anexo VI.
Tabela 3. 2 – Resumo dos Resultados Obtidos (1ª proposta)
Resistência ao cisalhamento (kPa) Placa No,
Tipo de Tratamento
Temperatura Média (ºC)
Umidade Relativa Média (%)
cp1 cp2 Cp3 cp4 média Desvio Padrão (kPa)
Coeficiente de Variação da Amostra (%)
2 Fresada 26,0 60 770 1.120 1.180 1.200 1.067 201 18,85
6 Fresada 25,8 70 551 721 875 931 769 170 22,12
16 Fresada 26,0 60 880 980 1.400 1.420 1.170 280 23,95
45 Resina 25,9 69 1.170 1.190 1.320 1.530 1.302 166 12,71
46 Fres,+Res, 26,0 60 1.080 1.360 1.420 1.580 1.360 208 15,33
Fresada = fresada com fresadora manual. Resina = aplicação de película de resina epóxica na interface CCP/CA Fres.+ Res. = Fresada e aplicação de resina epóxi sobre a camada asfáltica.
(a) (b)
178
179
3.2.5 Análise dos Resultados
Tanto a primeira proposta de ensaio como a segunda mostraram-se bastante
promissoras, sendo facilmente exeqüíveis pelos laboratórios que atuam na área de
tecnologia de concreto, uma vez que utilizam conceitos e equipamentos amplamente
conhecidos. Também analisando-se os resultados obtidos, observa-se que os valores
estão coerentes com os demais já encontrados na literatura (Tabela 3.4) e que a ruptura
ocorreu na interface do CCP e CA (Figura 3.12 e 3.13).
Tabela 3. 3 Faixa de valores da resistência ao cisalhamento em amostras com a interface CCP/CA fresada, obtida por alguns autores
Autores Amostras Extraídas de Obras /Ensaios Faixa de Valores (kPa) SPRINKEL et al. (1997) Cilíndricas de 102 mm de diâmetro 1000 a 2000 WU et al. (1998) Pull off test 280 a 770 MACK et al. (1997) Pull off test 280 a 770 STURM & MORRIS (1998) Test collar – método de Iowa 406 540 a 780 ARMAGHANI & TU (1998) Test collar – método de Iowa 406 2.350 a 2.970 GROVE et al. (1993) Test collar – método de Iowa 406 800 a 2.350 SILFWERBRAND (1998) Tração Direta ~1000 Presente estudo Cisalhamento Direto 1511 a 2397
Embora a moldagem das placas bem como o tratamento de superfícies tenham sido
efetuados em laboratório, o ensaio pode ser realizado com amostras extraídas do campo.
Observando-se os valores apresentados na Tabela 3.4, verifica-se que o valor de
resistência ao cisalhamento obtido através do ensaio de pull off, está compreendido na
faixa de 280 a 770 kPa, com coeficiente de variação da amostra maior que 30% (ver
Tabela 1.1). Considerando-se que os valores foram obtidos para amostras extraídas no
campo, onde a execução não é tão homogênea quanto a realizada em laboratório, pode-
se afirmar que os resultados apresentados nessa pesquisa para amostras trabalhadas em
laboratório resultaram de fato melhores.
180
Os valores apresentados na Tabela 3.4 para o ensaio de resistência ao cisalhamento pelo
método de Iowa 406 (STURM & MORRIS, 1998), no caso de amostras com fresagem
da camada asfáltica são também inferiores àqueles resultantes da presente pesquisa; os
resultados obtidos por ARMAGHANI & TU (1997, 1998) apresentaram valores
máximos mais próximos àqueles presentemente obtidos.
Observando-se os valores do coeficiente de variação de amostras apresentados por
diversos autores e já indicados no Capítulo 1, conclui-se que o ensaio proposto
apresentou-se adequado, uma vez que o coeficiente de variação das amostras foi de
7,4% para amostras fresdas, enquanto que na literatura verifica-se tal coeficiente na
faixa de 7 a 49%.
Para ARMAGHANI & TU (1997, 1998) o valor mínimo recomendado para o bom
desempenho do WTUD é de 1.400 kPa, o que leva a concluir que ao se efetuar
fresagem, ou até mesmo, como recomenda STEIGENBERGER (1998), o grooving, ou
seja, sulcos com profundidade suficiente para “abrigar” o agregado do concreto, poder-
se-á atingir sem dificuldades tal valor.
Analisando-se os valores apresentados na Tabela 3.3, verifica-se que as diferentes
idades do corpos-de-prova ensaiados não representaram diferenças significativas nos
resultados dos ensaios. Por essa razão na Tabela 3.5 está apresentado o resumo dos
valores médios obtidos na determinação da resistência ao cisalhamento estático, sem se
considerar a idade do corpo-de-prova ( a idade mínima de ensaio foi 33 dias).
Tabela 3.4 Resumo dos valores médios obtidos nos ensaios para determinação da resistência ao cisalhamento estática
181
3.2.5.1 Análise do tipo de ensaio
Observando-se a Tabela 3.5, verifica-se que os resultados dos ensaios realizados no
laboratório da LENC, utilizando-se uma máquina de ensaio com sistema hidráulico,
Classe II, com controle da velocidade manual, foram sempre com valores inferiores aos
obtidos nos ensaios realizados no LMR-PMI, onde foi utilizada uma máquina de ensaio
com sistema hidráulico servo controlado, denominada de MTS.
Isso se explica pelo fato de que:
• Máquinas manuais de aplicação de carga não possuem aplicação de carga contínua e
por essa razão não devem ser utilizadas nesse tipo de ensaio em que qualquer
variação no valor de leitura afeta significativamente o resultado da resistência ao
cisalhamento.
• Quanto menor a velocidade de aplicação de carga, menor será a carga de ruptura e
vice- versa. Como no tipo 1 o controle da velocidade é feito manualmente, é muito
difícil de manter uma velocidade constante principalmente próximo à ruptura,
quando a velocidade de aplicação tende a cair embora se tente mantê-la.
Tipo de Tratamento Proposta Tipo da amostra ττ (kPa) sd (kPa) C V A ( % ) Nº de cp ensaiados Laboratório
nenhum t ra tamento 2ª 2 1.637 427 26 4 LMR-PMIFresada manualmente 2ª 2 1.647 132 8 8 LMR-PMIFresada com 1000 C 2ª 2 1.868 299 16 16 LMR-PMI
Só res ina 2ª 2 2.540 148 44 6 LMR-PMIFresada mais res ina 2ª 2 2.616 402 15 6 LMR-PMI
Fresada com 1000 C 2ª 1 1.309 82 6 20 LENCFresada mais res ina 1ª - 1.360 208 15 4 LENCFresada mais res ina 2ª 1 1.505 125 8 10 LENC
Fresada manualmente 1ª - 1.002 208 21 12 LENCFresada manualmente 2ª 1 1.404 102 7 15 LENC
Só res ina 1ª - 1.302 166 13 4 LENCSó res ina 2ª 1 1.198 135 11 5 LENC
τ τ rup (kPa)
τ = resistência ao cisalhamento média estática sd = desvio padrão CVA = coeficiente de variação da amostra
182
• A resistência ao cisalhamento é diretamente proporcional à carga de ruptura; como
esse valor é pequeno se comparado à resistência à compressão, a sensibilidade do
resultado às variações de carga de ruptura é maior em termos de desvio-padrão dos
resultados.
• Cabe considerar que o corpo-de-prova tipo 2, devido às suas dimensões, é mais
representativo em questões de aderência visto que possuindo maior área na
interface a ser solicitada, diminui a ação da possível influência de erros oriundos de
falhas de fresagem das placas de CA nos resultados.
• Também se observa nos resultados da Tabela 3.5, que os corpos-de-prova moldados
conforme a 2ª proposta apresentaram valores de resistência ao cisalhamento maiores
que os da 1ª proposta, o que se justifica devido a presença de um binário na 1ª
proposta, o que leva à necessidade de desprezar os valores de resistência assim
obtidos.
3.2.5.2 Análise do tipo de tratamento da interface
Para que se possa analisar a influência do tipo de tratamento da interface na resistência
ao cisalhamento, tomar-se-á os resultados dos ensaios efetuados com os corpos-de-
prova da 2ª proposta tipo 2, ensaiados no LMR-PMI, pelo fato de, conforme explicado
no item anterior, serem os mais representativos para os estudos.
Assim sendo, verifica-se que os corpos-de-prova que não receberam nenhum tratamento
(nem fresagem), que poderiam ser comparados a zonas em que ocorresse falha na
fresagem do CA em um pavimento com WTUD, o valor da resistência ao cisalhamento
média encontrado foi cerca de 12 % inferior ao valor obtido em corpos-de-prova que
tiveram a interface fresada utilizando-se a fresadora 1000C. No entanto tal diferença
encontra-se dentro da faixa de variação da média com amostras fresadas. Observa-se
183
também que a diferença entre os valores de interfaces sem tratamento e com a fresagem
manual não é significativa, inferior a 1%, levando-se a acreditar que a fresagem real
aumenta em cerca de 14% o valor da resistência ao cisalhamento, atingindo cerca de
1.800 kPa, valor esse que satisfaz os requisitos propostos por ARMAGHANI & TU
(1997, 1998), considerando o desvio-padrão obtido (300 kPa).
O tratamento da interface com resina, por si só, a priori dispensaria a fresagem e levaria
o valor da resistência na interface 36% acima do valor encontrado para corpos-de-prova
tratados com fresagem utilizando fresadora 1000C. Somando-se o efeito da utilização da
resina epóxica a esta fresagem o valor aumenta em cerca de 40%.
Estes resultados são bastante tentadores, fazendo com que a resina epóxica, de
coadjuvante passasse a ter um papel principal no desempenho do WTUD, aumentando
de modo significativo o valor dessa resistência, o que justifica estudar o acréscimo da
sua utilização na execução do WTUD em escala real. Tal aumento de resistência seria
traduzido pelo aumento de superfície aderida, passando a resina do tipo epóxi a atuar
como ponte de aderência exclusiva na interface CCP/CA.
184
3.4 Verificação da Perda de Aderência em Ensaio Dinâmico
3.2.1 Introdução
Como apresentado no Capítulo 1 (no item 1.7), MACK et al. (1993), NODA et al.
(1998), ARMAGHANI & TU (1997, 1999), BALBO et al. (1998) e BALBO (1999)
destacaram a necessidade de se pesquisar mais sobre a perda de aderência ou
durabilidade da aderência na interface das camadas, o que influenciaria sobremaneira o
dimensionamento e o desempenho do WTUD.
MACK et al. (1993) salientaram a importância de um estudo sobre efeitos da fadiga na
camada asfáltica e na de CCP, considerando a interface aderida e a magnitude da carga
aplicada.
Para a tentativa de verificação da perda de aderência com cargas repetidas foram
executados os ensaios de carregamento cíclico, conforme discriminado na Tabela 3.6.
Tabela 3. 5 – Tipos de ensaios efetuados para verificação da perda de aderência
Tipo Laboratório Ensaio Corpo-de-prova
Máquina de ensaio
1º LTP-EPUSP Carga repetida – ensaio à tração na flexão
Prismático Sistema pneumático
2º LMR-PMI Carga repetida – ensaio de cisalhamento direto
Tipo 2 – 2ª proposta
Sistema hidráulico
3.2.2 Ensaio de carga repetida à tração na flexão
Inicialmente foram realizados ensaios utilizando-se corpos-de-prova prismáticos
moldados conforme descrito no Capítulo 2. Esses corpos-de-prova foram submetidos a
aplicações repetidas de cargas no ensaio à tração na flexão com carga central, com nível
de tensão inferior à tensão de ruptura. Conforme BALBO (1993) esse ensaio poderia ser
185
definido como do tipo de fadiga pois foram realizados testes de longa duração,
conduzidos com baixos níveis de tensão.
Conforme descrito no Capítulo 1 (no item 1.4.1), a ACPA (1998) apontou que a
existência de existência de aderência entre a camada de CCP e a de CA, leva ao
rebaixamento da linha neutra e a uma menor tensão no topo da placa de WTUD.
Com esse ensaio de carga repetida pretendia-se analisar, por meio de medidas do
deslocamento da linha neutra durante ensaios de tração à flexão, a perda ou não da
aderência, após um grande número de ciclos repetidos de carregamento e
descarregamento.
Nestes ensaios, realizados no LTP-EPUSP, foram utilizados corpos-de-prova
prismáticos obtidos da serragem de placas moldadas na 1ª etapa, conforme Figura 3.14.
De cada placa foi possível obter dois corpos-de-prova nos quais foram fixados strain
gages (ST), conforme indicado na Figura 3.15.
Figura 3. 14 Esquema de corte das placas para o ensaio de carga repetida à tração na flexão
Foram colocados 4 ST tipo KFG–2–120–C1–11, com comprimento de 2 mm e
resistência de 120,2 ± 0,2 Ω (24ºC, 50% RH) da marca KYOWA em cada corpo-de-
Concreto de Cimento Portland
≈ 470
b ≈ 90 b ≈ 90 Medidas em mm
≈ 60
≈ 50
Concreto Asfáltico
186
prova, conforme indicado na Figura 3.15, sendo que um próximo a parte superior do
CCP, outro ainda no CCP, próximo à interface, outro no CA, logo abaixo da interface e
outro na parte inferior do CA.
Figura 3. 15 Esquema de disposição do ST durante o ensaio de carga repetida à tração na flexão
Antes de se realizarem os ensaios, foram testados 4 corpos-de-prova extraídos das
placas 01 e 11 para se verificar a carga de ruptura, sendo que foi obtido o valor médio
da carga de ruptura à tração na flexão de 7,0 kN. Assim sendo, os ensaios foram
conduzidos com níveis de carregamento de 0,5 kN a 5,0 kN, com 1 segundo de
aplicação de carga e 2 segundos para descarregamento, ou seja, com freqüência média
de 0,33 Hz. Esses valores foram adotados pois eram, na época, a máxima capacidade
permitida pelo equipamento.
O equipamento utilizado era de funcionamento pneumático. Embora este tipo de
equipamento esteja sujeito à perdas freqüentes, sendo difícil uma aplicação constante da
carga, cabe aqui novamente ressaltar que o objetivo da pesquisa era de apenas verificar
CCP CA ST Terminais do ST
370 mm
F ≈ 5 kN
Pistão
Célula de Carga
Corpo-de-Prova
≈ 60 mm
≈ 50 mm
CPU
187
a ocorrência da perda de aderência na interface de CCP e CA, devido às solicitações
repetidas de carga, sendo que não se pretendia aferir desse ensaio modelos de fadiga.
Desta forma, a utilização desse equipamento se justificava devido à dificuldade em se
encontrar equipamentos “disponíveis” no Brasil, que atendessem aos níveis de
carregamento necessários.
Na Tabela 3.7 está apresentada a relação das placas ensaiadas. Infelizmente nos
ensaios efetuados, perdeu-se, por ruptura, algumas placas para ajuste da carga a ser
aplicada. No entanto, não se conseguiu observar o deslocamento da linha neutra, que era
a meta do ensaio, sendo que o corpo-de-prova rompia antes de acusar qualquer alteração
na posição da linha neutra. Por esta razão, desenvolveu-se um estudo do comportamento
da resistência ao cisalhamento na interface, que está apresentado no Anexo VII,
procurando entender o porque do insucesso desse ensaio para avaliar o deslocamento da
linha neutra, uma forma de avaliar se ocorria a perda de aderência na interface do
WTUD/CA, quando solicitado a cargas repetidas.
Embora este ensaio representasse o efeito de carregamento repetido de carga em
WTUD, não foi possíve, conforme pode se verificar nos cálculos efetuados no Anexo
VII, que para um valor médio de resitência ao cisalhamento de 1.500 kPa, valor este
menor que o obtido no ensaio de cisalhamento direto realizado nessa pesquisa
(resistência ao cisalhamento direto média de 1.621 kPa para interface WTUD/CA
fresadas com equipamento 1000C) seria necessário um carregamento de cerca de 31 kN,
que estava, na época, muito acima da capacidade do equipamento (7 kN), além de que
com a aplicação dessa carga, surgiria uma tensão à tração na flexão aproximadamente
24 MPa, o qual está muito acima da tensão média de ruptura obtida para o CCP (5,2
MPa), de onde se conclui que a para a geometria do corpo-de-prova e aplicação de 5kN,
188
uma vez que a ruptura ocorreu após cerca de 1,8 x 104 a 4,9 x 104, por fadiga à flexão,
o que mostra que para a geometria do corpo-de-prova (espesssura do CCP e do CA),
este ensaio é inviável.
Tabela 3. 6 – Resumo das placas ensaiadas no LTP-EPUSP
Etapa Placa Nº
Origem
Tipo de Tratamento da Superfície
Ensaio
01 D3N1-D
Fresada com fresadora manual Estático para determinação da carga de ruptura
10 J8 Fresada com fresadora manual Dinâmico 11 D3N3-
C Fresada com fresadora manual Estático para determinação da
carga de ruptura 12 J4 Fresada com fresadora manual Corpo-de-prova perdido 24 M1A Sem fresagem Dinâmico
1ª m
olda
gem
51 PR-8 Resina Corpo-de-prova perdido
3.2.3 Ensaio de resistência ao cisalhamento direto com carga repetida
Como almejava verificar se ocorreria a perda de aderência entre o CCP e CA, deu-se
seqüência aos testes empregando-se amostras preparadas conforme o ensaio de
cisalhamento direto, proposta 2 – tipo 2, aplicando-se cargas repetidas com níveis de
tensão de cisalhamento na interface aderida, inferiores à tensão média de ruptura
anteriormente determinada em ensaio de cisalhamento direto.
Este ensaio foi realizado no LMR-PMI, em uma máquina de ensaio denominada MTS,
que possui sistema de aplicação de cargas do tipo hidráulico, sendo que o registro de
dados (cargas e deslocamento) e o controle de carga aplicada eram automáticos e
informatizados. Para estabelecer a faixa de aplicação de carga, utilizando-se a escala de
520 kN, foram realizados cinco ensaios estáticos (ver Tabela 3.3), para determinação da
carga de ruptura estática e posteriormente trabalhou-se com níveis de tensão inferior a
189
este, controlando-se a tensão e ajustando-se a aplicação de carga para uma curva
senoidal.
O ensaio de carga repetida foi conduzido colocando-se o corpo-de-prova na máquina de
ensaio, conforme já mostrado na Figura 3.13 (b) e simulando-se aplicações de carga.
Para uma mesma freqüência foram realizados ensaios com três níveis de tensões
diferentes, procurando-se definir o número de ciclos de carga permissíveis até a ruptura
da interface aderida.
Os corpos-de-prova utilizados foram confeccionados a partir de amostras serrando-se
placas moldadas na 2ª etapa – tipo 2 (Capítulo 2), conforme descrito no item 3.2.2 desse
capítulo (ver Figura 3.6). Assim sendo, foram considerados idênticos quanto à sua
confecção, cura e embora tenham sido ensaiados em diferentes idades, isso não foi
considerado na análise dos resultados, pois foram ensaiados após 28 dias de idade.
Na Tabela 3.8 está o resumo da designação das placas ensaiadas, a carga e tensão
aplicada mínima e máxima, a freqüência, o número de ciclos à ruptura e observações
pertinentes.
190
Tabela 3. 7 Características dos ensaios de carga repetida de cisalhamento direto
Carga (kN) Tensão (kPa)
Corpo-de-prova míni
ma máxima
mínima
máxima
Relação de Tensões (%)
Freqüên-cia (Hz)
Desloca-mento máximo (mm)
Nº de Ciclos
OBS
65 CD 2 30 78 1172 62,7 0,5 0,90 50 resina mole * 64 CD 2 43 78 1680 89,9 1,0 0,70 25 ensaio interrompido ** 65 AB 2 43 78 1680 89,9 1,0 0,80 10 resina mole * 66 AB 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,70 942 resina mole * e **** 68 AB 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,85 29 - 68 CD 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,85 21 - 69 AB 2 30 78 1172 62,7 1,0 1,89 54 asfalto colado *** 69 CD 2 15 78 586 31,4 1,0 8.00 6.335 asfalto colado *** 66 CD 2 25 78 977 52,3 5,0 1,51 530 - 70 AB 2 15 78 586 31,4 5,0 1,58 2055 - 70 CD 2 8 78 312 16,7 5,0 1,37 8,3x104 - 76 AB 2 15 78 586 31,4 5,0 - 5145 máquina travou 76 CD 2 20 78 769 41,2 5,0 - 1930 Não rompeu totalmente 81 AB 2 8 78 312 16,7 5,0 1,20 2,3 x 105 rompeu 85 CD 2 20 78 769 41,2 5,0 - - máquina travou * Ensaio interrompido devido a problema de utilização de resina na colagem do CCP (ver Figura 3.12 (c)) com elevada viscosidade ** ensaio interrompido pois um dos lados de CCP deslocou-se e encostou no prato, ou seja, a espessura do capeamento era muito fina
*** Corpos-de-prova com o mesmo formato do tipo 2 (ver Figura 3.12 (c)), diferindo na troca do tipo de material, ou seja, o CA é que ficou no centro e foi colado e o CCP ficou com altura menor
**** Ensaio anulado pois um dos lados de CCP encostou no prato e não havia sido percebido
máquina travou e o arquivo não registrou nenhum dado.
Relação de Tensões é a resistência ao cisalhamento máxima aplicada dividida pela resistência ao cisalhamento de ruptura
É importante salientar alguns cuidados peculiares na confecção dos corpos-de-prova
para a realização do ensaio de cisalhamento direto com carregamento repetido:
• A colagem dos CCP dos corpos-de-prova do tipo 2 demanda grande cuidado para se
obter um mínimo “dente” entre essas partes (ver Figura 3.16), pois sendo o
capeamento muito fino, de espessura próxima ao valor do deslocamento no
momento de ruptura (ordem 1,5 mm), a existência de um pequeno degrau levaria o
corpo-de-prova a encostar no prato inferior, antes de sua ruptura, ocasionando a
191
invalidação dos resultados e perda do ensaio, conforme ocorreu com o corpo-de-
prova 66 AB.
Figura 3. 16 Esquema de problema da colagem do CCP
• capeamento do corpo-de-prova deve atingir uma espessura de aproximadamente 1,7
mm, sendo que capeamentos muito finos tornam o ensaio inexequível, uma vez que
o deslocamento no momento da ruptura será da ordem de 1,5 mm, conforme foi
determinado nos ensaios estáticos apresentado no Anexo VI.
Os ensaios foram conduzidos em três freqüências: 0,5 Hz, 1,0 Hz e 5,0 Hz. As primeiras
freqüências foram utilizadas para se conhecer os limites do ensaio. Como a carga média
de ruptura estática obtida (ver Tabela 3.3) foi de 48,5 kN, trabalhou-se com níveis de
carregamentos máximos: cerca de 90% dessa carga (43 kN); 63% (30kN), 52% (25
kN), 41% (20 kN), 31% (15 kN) e 17% (8kN), sendo que o valor mínimo de carga foi
de 4% (2 kN).
Não se pretendeu estabelecer, nesse momento, equações de fadiga, pela razão de que
seriam necessários efetuar um número de ensaios maior e de que o equipamento
utilizado possui duas escalas: 520 kN e 2.600 kN, sendo que nesse ensaio foi utilizada a
Placa de aço
Concreto de Cimento Portland
Capeamento
Concreto Asfáltico
Degrau (“dente”) na colagem do CCP
Colagem com Resina
192
primeira escala, que foi calibrada para a menor leitura de aproximadamente 150 kN, ou
seja, cerca de 3 vezes o valor médio da carga de ruptura estática (aproximadamente 50
kN). Embora a máquina apresente um valor baixo para o erro de exatidão, conforme
pode ser observado em cópia do certificado de calibração constante do Anexo VIII, não
se recomenda utilizar os resultados obtidos para se deduzir uma equação, cuja exatidão
seria colocada em dúvida.
Não foi possível realizar-se ensaio com maiores freqüências (maiores que 5 Hz), devido
ao equipamento trabalhar com bomba de óleo de baixa vazão e o menor nível de
carregamento utilizado foi de 2 a 8 kN, pois o equipamento apresentou alguma
dificuldade na sua estabilização, acusando que não seria possível trabalhar-se com
faixas menores, pois para a escala de 520 kN, este valor significava quase que 1% do
fundo da escala.
Nas Figuras 3.17 e 3.18 estão apresentados os gráficos do deslocamento pelo tempo,
para as freqüências de 1,0 Hz e 5,0 Hz, respectivamente. Não foi traçada a curva para a
freqüência de 0,5 Hz pois o corpo-de-prova ensaiado apresentou problemas devido a
utilização de resina epóxica de elevada viscosidade, na colagem do CCP, o que
funcionou como um amortecedor do ensaio.Na Tabela 3.9 estão apresentados os dados
para execução da Figura 3.19. Nesta Figura está apresentado o gráfico da tensão de
cisalhamento para a freqüência de 5,0 Hz em função do número de ciclos de carga.
193
194
Tabela 3. 8 Dados dos ensaios de cisalhamento dinâmico
Corpo-de-prova
Carga máxima aplicada (kN)
Número de ciclos
Freqüência (Hz)
Tensão máxima aplicada
Número médio de ciclos
Observação
70 C-D 8 8,3 x 104 5 312,50 - Não rompeu 81 A-B 8 2,3 x 105 5 312,50 2,3 x 105 rompeu 76 A-B 15 5,145 x
103 5 585,94 5,145 x
103 rompeu
70 A-B 15 2,05 x 103
5 585,94 2,05 x 103 Não rompeu
76 C-D 20 1,93 x 103
5 769,00 1,93 x 103 rompeu
66 C-D 25 530 5 976,56 530 rompeu 68 A-B 30 29 1 1.172 rompeu 68 C-D 30 21 1 1.172
25 rompeu
Figura 3. 17 Tensão de Cisalhamento Máxima Aplicada em função do Número de Ciclos, para a freqüência de 5,0 Hz
Tensão de cisalhamento máxima aplicada (kPa) x número de ciclos
ττ = -241.08 log(n) + 1569.9r2 = 0.9434
0
200
400
600
800
1000
1200
1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Número de ciclos (n)
Ten
são
de
cisa
lham
ento
(kP
a)
Freqüência de 5 Hz Log. (Freqüência de 5 Hz)
195
3.2.4 Avaliação dos resultados
Os resultados obtidos apontam que ao longo de ciclos de carregamento e
descarregamento dos corpos-de-prova, houve ocorrência de perda de aderência na interface.
Considerando-se que a carga de ruptura obtida no ensaio de cisalhamento estático oscilou
de 39 kN a 68 kN, sendo que o valor médio foi de 48,5 kN, foram utilizadas tentativamente
as faixas com valor máximo de cerca de 20, 30, 50, 60 e 90% da carga de ruptura estática
(8, 15, 25, 30, 43 kN) para os ensaios dinâmicos (ver Tabela 3.8).
Analisando a Figura 3.17, verifica-se que os corpos-de-prova CP 68 AB e CP 68 CD, que
foram submetidos ao mesmo nível de solicitação de carga (2 a 30kN), apresentaram
resultados semelhantes. O corpo-de-prova 69 AB apresentou uma curva distinta, o que se
justifica pelo fato desse corpo-de-prova ser diferente dos outros dois, pois a colagem se deu
entre o CA e não o CCP como nos demais casos, conforme esclarece a Tabela 3.8.
Conforme pode ser observado na Figura 3. 20, se por um lado aumentou o número de
ciclos permissíveis, por outro houve deterioração da camada asfáltica. Refletindo sobre
esse fenômeno pode-se induzir que a existência de CCP sobre camada asfáltica
contribuiria sensivelmente para a redução de deformações plásticas nesta última, por
evitar pressões aplicadas diretamente sobre a mesma.
Como era esperado, quanto maior o nível de solicitação de carga ou tensão, menor o
número de ciclos permissíveis e vice-versa (ver Figuras 3.17, 3.18, e 3.19).
196
Figura 3. 18 Corpos de prova 69 C-D e 69 A-B (invertidos) após ensaio de cisalhamento direto com cargas repetidas do que para 1 Hz
Embora a quantidade de ensaios dinâmicos realizados tenha sido pequena e tenham
ocorrido dificuldades na calibração da prensa, uma vez que os ensaios estariam sendo
realizados em valores de carregamento ligeiramente inferiores à sua faixa usual de
calibração (ver item 3.3.3), os resultados permitem tirar uma clara idéia de que mesmo
em níveis de tensão bastante inferiores à tensão de ruptura da interface aderida, a perda
de aderência (ruptura da interface) ocorria após determinado número de ciclos de
carregamento relativamente pequeno.
Esses números de ciclos obtidos nos ensaios realizados apontam para dois aspectos
muito importantes:
• Caso o corpo-de-prova fosse somente de concreto de cimento Portland,
solicitado em um nível tão baixo de tensão, o mesmo seria levado eventualmente
à degradação após um número de ciclos muito maior áqueles verificados. Tal
fato foi constatado em corpos-de-prova que “encostaram” no prato da prensa,
197
conforme explicado no item 3.3.3 e assinalados na Tabela 3.8. Cabe relatar que
os corpos-de-prova após a ruptura sempre apresentavam mistura asfáltica
aderida ao CCP na interface, um forte indício de que a ruptura na interface
aderida ocorria na zona de concreto asfáltico, um material que notoriamenete a
qualquer nível de tensões sofre processo de fadiga associado à deformações
visco-plásticas;
• Com relação ao baixo número de repetições de carga obtidos com os ensaios
realizados, torna-se difícil recomendar a utilização de WTUD em vias que
possuam elevado volume de tráfego comercial.
198
CCAAPPÍÍTTUULLOO 44 Avaliação teórica das tensões
de cisalhamento em WTUD
4.4 Introdução
Este capítulo tem por finalidade apresentar uma avaliação teórica das tensões de
cisalhamento em estruturas de pavimento de WTUD. Esta avaliação complementa a
pesquisa desenvolvida no laboratório, ensejando a comparação de valores de resistência
ao cisalhamento obtidas com expectativas teóricas de valores de tensões de
cisalhamento, para diversas condições de análise.
O trabalho desenvolvido partiu da análise de placas quadradas de 1,20 x 1,20 m,
utilizando-se programa computacional de análise numérica em duas dimensões (2D)
para pavimentos de concreto (FEACONS 4.1 SI). Tais análises compõem parte do
trabalho de pesquisa em desenvolvimento pelo LMP-EPUSP e a Associação Brasileira
de Cimento Portland (ABCP).
199
Este programa, segundo BALBO (1999), trata-se de uma versão modificada do
programa FEACONS IV, originalmente desenvolvido pelo Prof. Mang Tia e equipe, na
Universidade da Flórida, tendo sido consolidada em agosto de 1997, em estrita
cooperação entre o Prof. Tia e o LMP, com apoio da Fundação de Amparo à Pesquisa
do Estado de São Paulo (FAPESP).
RODOLFO et al. (1999) ressaltaram que a versão FEACONS 4.1 SI difere basicamente
do FEACONS IV em dois pontos:
• FEACONS 4.1 SI trabalha com o sistema internacional de unidades (SI) enquanto
que o FEACONS IV, com unidades do sistema inglês;
• Incluiu-se uma subrotina para considerar a subbase aderida ou não.
O programa permite a análise simultânea de até 3 placas consecutivas e a adoção de
duas condições de contato entre o WTUD e o CA: aderência plena ou ausência de
aderência.
Considerando-se o exposto no Capítulo 1, a condição aderente é aquela ideal para o
bom desempenho do WTUD. Isso significa deslocamentos iguais em todos os pontos
localizados na interface, seja no CCP ou no CA. Assim sendo, nesta análise foi
considerada esta condição satisfeita, embora a condição de simulação mais indicada
fosse, neste caso, a aderência parcial, face às peculiaridades da interface CCP/CA.
Neste modelo computacional, não foram considerados eventuais e possíveis efeitos de
transmissão de cargas em juntas. Também foi tomada a ocorrência de uma fissura ao
longo das juntas do WTUD, atingindo toda a profundidade do pavimento composto
(CCP e CA), pois segundo exposto por BALBO (1999), essa hipótese é conservativa.
200
4.4 Condições de contorno aplicadas
4.2.1 Dimensões das placas de WTUD
Face às recomendações feitas por diversos autores quanto aos limites de espaçamento
entre juntas (ver Quadro 1.4 no Capítulo 1), nesta modelagem foram adotadas placas de
1,20 x 1,20 m para efeito de análise, como a máxima dimensão provável para o WTUD.
4.2.2 Concreto Asfáltico
O CA encontra-se supostamente íntegro estruturalmente, sem presença de fissuras
interligadas, com módulo resiliente de 2.000 e 3.000 MPa. Estes valores foram adotados
pois ECA igual a 3.000 MPa significa uma camada de CA não deteriorada; já o valor de
2.000 MPa, representaria uma camada de CA que já sofreu alguma degradação, ou seja,
representa uma situação limite de aceitação do CA para execução de WTUD.
As espessuras adotadas (tCA) foram de 0,07; 0,10 e 0,12 m, uma vez que a bibliografia
sobre o assunto recomenda espessuras dessa camada superiores a 0,07m.
4.2.3 Módulo de Reação do Sistema
As simulações efetuadas adotaram para o módulo de reação do sistema de apoio valores
de 25, 75, 125 e 175 MPa/m.
O valor de 25 MPa/m, segundo o Estudo Técnico 14 (ABCP, 1998) seria
correspondente a um CBR do subleito de 3%, com baixa contribuição da sub-base, ou
seja, uma baixa contribuição do sistema de apoio.
201
4.2.4 Concreto
WTUD requer a utilização de concretos de alto desempenho (CAD), sendo que o
módulo de deformação estática desses concretos (ECCP) é da ordem de 30.000 MPa,
como se verificou no estudo experimental em laboratório para o concreto empregado.
As espessuras adotadas nessa simulação para a placa de WTUD (tWTUD) foram de 0,05,
0,06, 0,07, 0,08, 0,09 e 0,10 m, uma vez que conforme exposto no Capítulo 1, o
WTUD possuiria espessuras entre 50 e 100 mm.
4.2.5 Posições de cargas e eixo adotado
Conforme apresentado na Figura 4.1, ao se considerar o eixo simples roda dupla
(ESRD), a distância entre os eixos é de 1,80 m. Isto significa que cada eixo estará em
cima de placas distintas, uma vez que a dimensão desta é de 1,20 x 1,20 m
Neste trabalho foi adotada a pressão mínima típica de pneumáticos de 638 kPa,
conforme recomendado por BALBO (1999).
Figura 4. 1 Esquema da carga aplicada nas placas de 1,20 x 1,20m
1,20 m
1,20 m
1,20 m 1,80 m
202
Foram efetuadas 24 simulações, variando-se a carga total (soma de duas rodas) de 60
kN a 140 kN, sendo que essas cargas, segundo BALBO (1999) atendem a ESRD,
tandem duplo e triplo, considerando-se:
• um excesso de até 50% sobre a carga máxima legal no país (100kN) para ESRD;
• eixo tandem duplo de 300 kN de carga total e
• eixo tandem triplo com até 450 kN de carga total.
4.2.6 Malha de discretização
A malha de elementos finitos deve possuir um maior refinamento nas proximidades das
regiões de contato das cargas com a superfície das placas e áreas de entorno. Assim
sendo, estas malhas foram ajustadas pelo LMP-EPUSP, até se obter aquelas
apresentadas na Figura 4.2 (a), (b), (c), (d) e (e) para os carregamentos de 60 kN, 80 kN,
100kN, 120kN e 140 kN, respectivamente.
4.4 Simulações utilizando o FEACONS 4.1 SI
Com base nos valores das variáveis mencionadas anteriormente, a análise numérica foi
realizada tomando-se o coeficiente de Poisson de 0,15 para o CCP.
203
Figura 4. 2 Malha para as análises realizadas
Utilizando-se os valores constantes das planilhas resultantes das 720 simulações
efetuadas com o programa de elementos finitos FEACONS 4.1 SI, foi possível traçar os
diversos diagramas apresentados no Anexo IX relacionando as tensões de cisalhamento
teóricas com as demais variáveis tomadas para as simulações conforme se segue:
• Tensão de cisalhamento (τ) em função da espessura do WTUD (tWTUD), para
módulos de reação do sistema de apoio (k) de 25, 75 125 e 175 MPa/m, ou seja,
cartas de τ x tWTUD por valor de módulo de reação do sistema de apoio (k), para os
módulos resilientes do CA de 2.000 e de 3.000 MPa, com curvas para cada carga
total aplicada (Q). Nas Figuras 4.3 e 4.4 estão apresentadas a pior e melhor situação,
(b) carga de 80 kN
(d) carga de 120 kN (c) carga de 100 kN (e) carga de 140 kN
(a) carga de 60 kN
204
respectivamente, ou seja, na Figura 4.3, o módulo de reação do sistema de apoio é
de 25 MPa/m, o que significa uma baixa capacidade de suporte do sistema de apoio,
além de que o módulo resiliente da camada asfáltica é de 2.000 MPa, que reflete
uma camada asfáltica que estaria em processo incipiente de degradação. Já na
Figura 4.4, o módulo de reação do sistema é de 175 MPa/m, que é considerado um
valor muito bom, e o módulo resiliente da camada asfáltica é de 3.000 MPa, sendo
que esta camada asfáltica estaria em condições adequadas;
• Tensão de cisalhamento x espessura do WTUD para cada módulo de reação do
subleito, carga de ESRD, módulo de resiliente e espessura da camada asfáltica.;
• Tensão de cisalhamento x espessura da camada asfáltica para cada módulo de reação
do sistema de apoio, carga de ESRD, módulo resiliente do CA e espessura da
camada de WTUD. Nas Figuras 4.5 e 4.6 estão apresentadas as condições mais
desfavoráveis (ECA de 2.000 MPa e módulo de reação do sistema de apoio de 25
MPa/m) e condições mais favoráveis (ECA de 3.000 MPa e módulo de reação do
sistema de apoio de 175 MPa/m), respectivamente;
• Tensão de cisalhamento x módulo de reação do sistema de apoio para cada espessura e módulo
resiliente do CA. Nas Figuras 4.7 e 4.8 também estão apresentados os gráficos representando as
condições limítrofes, ou seja, na primeira, espessura do CA de 0,07m e ECA de 2.000 MPa e na
segunda, espessura do CA de 0,12 m e ECA de 3.000 MPa.
205
Figura 4. 3 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de reação do
sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Espessura do WTUD (m) para k = 25 MPa/m e ECA = 2.000 MPa
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
2400
0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.10
Espessura do WTUD (m)
Ten
são
de C
isal
ham
ento
(kP
a)
Carga de 60 kN e 0,07 m de CA Carga de 80 kN e 0,07 m de CA Carga de 100 k e 0,07 m de CA
Carga de 120kN e 0,07 m de CA Carga de 140 kN e 0,07 m de CA Carga de 60 k e 0 ,10 m de CA
Carga de 80 kN e 0,10 m de CA Carga de 100 kN e 0,10 m de CA Carga de 120 kN e 0,10 m de CA
Carga de 140 kN e 0,10 m de CA Carga de 60 kN e 0,12 m de CA Carga de 80 kN e 0,12 m de CA
Carga de 100 kN e 0,12 m de CA Carga de 120 kN e 0,12 m de CA Carga de 140 kN e 0,12 m de CA
206
Figura 4. 4 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura do WTUD para módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Espessura do WTUD (m) para k = 175 MPa/m e ECA = 3.000 MPa
100
300
500
700
900
1100
1300
0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.10
Espessura do WTUD (m)
Ten
são
de
Cis
alh
amen
to (
kPa)
Carga de 60 kN e 0,07 m de CA Carga de 80 kN e 0,07 m de CA Carga de 100 kN e 0,07 m de CA
Carga de 120 kN e 0,07 m de CA Carga de 140 kN e 0,07 m de CA Carga de 60 kN e 0,10 m de CA
Carga de 80 kN e 0,10 m de CA Carga de 100 kN e 0,10 m de CA Carga de 120 kN e 0,10 m de CA
Carga de 140 kN e 0,10 m de CA Carga de 60 kN e 0,12 m de CA Carga de 80 kN e 0,12 m de CA
Carga de 100 kN e 0,12 m de CA Carga de 120 kN e 0,12 m de CA Carga de 140 kN e 0,12 m de CA
207
Figura 4. 5 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para módulo de reação do sistema de apoio de 25 MPa/m e ECA de 2.000 MPa
T e n s ã o d e c i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a c a l c u l a d a p e l o F E A C O N S 4 . 1 SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2 .000MPa e carga
d e 6 0 k N
1 0 0
6 0 0
1 1 0 0
1 6 0 0
2 1 0 0
0.07 0 .08 0 .09 0 .10 0 .11 0 .12
Espes sura da camada as fá l t i ca (m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D
0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D
0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D
Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a camada as fá l t i ca ca lcu lada pe lo FEACONS 4 .1
SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2 .000 MPa e c a r g a d e 8 0 k N
100
600
1100
1600
2100
0.07 0 .08 0 .09 0 .10 0 .11 0 .12
Espessura da camada as fá l t i ca (m)
Ten
são
de C
isal
ham
ento
(MP
a)
0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D
0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D
0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D
Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica calculada pelo FEACONS 4.1
SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2.000 MPa e carga de 100 kN
100
600
1100
1600
2100
0.07 0.08 0.09 0.10 0.11 0.12
Espessura da camada asfáltica (m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD 0,06 m de WTUD
0,07 m de WTUD 0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD 0,10 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica calculada pelo FEACONS
4.1 SI para k = 25 MPa/m, ECA = 2.000 MPa e carga de 120 kN
100
600
1100
1600
2100
0.07 0.08 0.09 0.10 0.11 0.12
Espessura da camada asfáltica (m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD 0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD 0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD 0,10 m de WTUD
Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a c a l c u l a d a p e l o F E A C O N S 4 . 1
S I p a r a k = 2 5 M P a / m , E C A = 2 . 0 0 0 M P a e c a r g a d e 1 4 0 k N
1 0 0
6 0 0
1 1 0 0
1 6 0 0
2 1 0 0
0 . 0 7 0 . 0 8 0 . 0 9 0 . 1 0 0 . 1 1 0 . 1 2
E s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a ( m )
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D
0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D
0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D
208
Figura 4. 6 Gráfico da Tensão de cisalhamento pela espessura da camada asfáltica para módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m e ECA de 3.000 MPa
Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a camada as fá l t i ca (m) ca lcu lada pe lo FEACONS 4 .1 SI para k = 175 MPa/m, ECA = 3 .000 MPa e
carga de 120 kN
100
300
500
700
900
1100
0.07 0 .08 0 .09 0.1 0 .11 0 .12
Espessura da camada as fá l t i ca (m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D
0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D
0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D
Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica (m) calculada pelo FEACONS 4.1 SI para k = 175 MPa/m, ECA = 3.000 MPa e
carga de 140 kN
100300500700900
1100
0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12
Espessura da camada asfáltica (m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD 0,06 m de WTUD
0,07 m de WTUD 0,08 m de WTUD
0,09 m de WTUD 0,10 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica (m) calculada pelo FEACONS 4.1 SI para k = 175 MPa/m, ECA = 3.000 MPa e
carga de 80 kN
100
300
500
700
900
1100
0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12
Espessura da camada asfáltica (m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD 0,06 m de WTUD
0,07 m de WTUD 0,08 m de WTUD
0,09 m de WTUD 0,10 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x espessura da camada asfáltica (m) calculada pelo FEACONS 4.1 SI para k = 175 MPa/m, ECA = 3.000 MPa e
carga de 60 kN
100
300
500
700
900
1100
0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12
Espessura da camada asfáltica (m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD 0,06 m de WTUD
0,07 m de WTUD 0,08 m de WTUD
0,09 m de WTUD 0,10 m de WTUD
Te n s ã o d e C i s a l h a m e n t o ( k P a ) x e s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a ( m ) c a l c u l a d a p e l o F E A C O N S 4 . 1 S I p a r a k = 1 7 5 M P a / m , E C A = 3 . 0 0 0 M P a e
c a r g a d e 1 0 0 k N
1 0 0
3 0 0
5 0 0
7 0 0
9 0 0
1 1 0 0
0 . 0 7 0 . 0 8 0 . 0 9 0 . 1 0 . 1 1 0 . 1 2
E s p e s s u r a d a c a m a d a a s f á l t i c a ( m )
Ten
são
de C
isal
ham
ento
(kP
a)
0 , 0 5 m d e W T U D 0 , 0 6 m d e W T U D
0 , 0 7 m d e W T U D 0 , 0 8 m d e W T U D
0 , 0 9 m d e W T U D 0 , 1 0 m d e W T U D
209
Figura 4. 7 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio para a espessura da camada asfáltica de 0,07 m e ECA de 2.000 MPa
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para
carga de 60 kN
600
1100
1600
2100
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de C
isal
ham
ento
(k
Pa)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para
carga de80 kN
600
1100
1600
2100
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to (
kPa)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para
carga de 100 kN
600
1100
1600
2100
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para
carga dede 120 kN
600
1100
1600
2100
20 40 60 80 100
120
140
160
180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para
carga de140 kN
600
1100
1600
2100
20 40 60 80 100
120
140
160
180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD
210
igura 4. 8 Gráfico da Tensão de cisalhamento pelo módulo de reação do sistema de apoio para a espessura da camada asfáltica de 0,12 m e ECA de 3.000 MPa
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para a
carga de 60 kN
100200300400500600700
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to (
kPa)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para
a carga de 80 kN
100200300400500600700
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para a
carga de 100 kN
100
200
300
400
500
600
700
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to (
kPa)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
para a carga de 120 kN
100200300400500600700
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to
(kP
a)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD0,09 m de WTUD
Tensão de Cisalhamento (kPa) x Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m) para a
carga de 140 kN
100200
300400500600
700
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Módulo de Reação do Sistema de Apoio (MPa/m)
Ten
são
de
Cis
alha
men
to (
kPa)
0,05 m de WTUD0,06 m de WTUD0,07 m de WTUD0,08 m de WTUD
211
4.4 Avaliação dos Resultados
Com valores extraídos das Figuras 4.3 e 4.4 e dos gráficos de tensão de cisalhamento
versus espessura do WTUD constantes do Anexo IX foi possível elaborar a Tabela 4.1
que apresenta os valores máximos e mínimos dessa tensão para cada módulo resiliente
do CA. Considerando-se a recomendação de ARMAGHANI & TU (1997, 1998) como
valor mínimo de resistência ao cisalhamento a referência de 1.400 kPa, foi indicada a
espesssura de WTUD para que a tensão de cisalhamento não ultrapassasse esse valor, de
maneira a preservar a interface aderida, pelo menos em um estágio inicial da vida de
serviço do WTUD.
Observa-se que com o aumento do valor do módulo de reação do sistema de apoio
menor será a tensão de cisalhamento atuante, sendo que a diferença de um sistema de
apoio em péssimas condições (k = 25 MPa/m) e outro em excelentes condições (k =
175 MPa/m) é significativo.
Na Tabela 4.1 são também apresentadas as espessuras mínima de WTUD para que, nas
diversas situações simuladas, a tensão de cisalhamento limite sugerida por
ARMAGHANI & TU (1997, 1998) fosse respeitada. Para a mesma espessura e módulo
resiliente do CA são necessárias maiores espessuras de WTUD para os carregamentos
maiores, sendo esse acréscimo da espessura do WTUD mais significativo quanto menor
for o módulo de reação do sistema de apoio.
Com base nas respostas apresentadas na Tabela 4.1 verifica-se que as tensões de
cisalhamento ultrapassam o valor de 1.400 kPa na interface WTUD/CA quando o
pavimento é solicitado por ESRD com 80 kN ou mais. Se a camada asfáltica já atingiu
um certo grau de degradação (ECA = 2.000 MPa), seria necessário uma espessura
mínima de pelo menos 75 mm para um módulo de reação do sistema de 25 MPa/m.
212
213
Assim sendo, observando-se as recomendações apresentadas por diversos autores
(Capítulo 1) e resumidas no Quadro 1.4, que preconizam um espessura de 75 mm para
a camada asfáltica, conclui-se que as mesmas são válidas para o caso de cargas mínimas
de 80 kN.
Espessuras da camada asfáltica superiores a 100 mm permitiriam a utilização do WTUD
mesmo que o sistema de apoio esteja em péssimas condições (k = 25 MPa/m). No caso
de uma camada asfáltica íntegra, ou seja, sem a presença de fissuras (ECA = 3.000 MPa),
poder-se-ia considerar que devido à solicitação de cargas inferiores a 100 kN, a
interface WTUD/CA aderida estaria preservada uma vez que a tensão de cisalhamento
seria inferior a 1.400 kPa, para espessura de CA de 70 mm.
Por outro lado, a tensão de cisalhamento estaria abaixo do valor médio de 1868 kPa de
resistência ao cisalhamento (obtido no presente estudo em corpos-de-prova de WTUD
cuja interface foi fresada) qualquer que fossem as condições das camadas subjacentes,
exceto no caso da carga ultrapassar 100 kN. Isto de certo modo reforça a limitação do
emprego do WTUD para situações nas quais, não existindo controle de carga na via,
ocorrências de eixos isolados com mais de 100 kN seriam comuns.
Observando-se nas Figuras 4.5 a 4.8 os valores das faixas de tensão de cisalhamento
para o carregamentos de 80 kN, foi elaborada a Tabela 4.2, para CA com módulos
resilientes de 2.000 e 3.000 MPa e espessuras de 0,07 e 0,12 m.
Tabela 4. 1 Faixa de valores das tensões de cisalhamento para cargas de 80kN
Tensão de cisalhamento (kPa) ECA (MPa) tCA (m) tWTUD (m) Péssimas condições Excelentes condições
0,07 0,05 a 0,10 1.000 a 1.700 900 a 1.300 0,10 0,05 a 0,10 950 a 800 800 a 700 2.000 0,12 0,05 a 0,10 500 a 700 400 a 600 0,07 0,05 a 0,10 900 a 1.200 800 a 1.000 0,10 0,05 a 0,10 620 a 500 600 a 400 3.000 0,12 0,05 a 0,10 200 a 500 200 a 400
Péssimas condições: módulo de reação do sistema de apoio de 25 MPa/m Excelentes condições: módulo de reação do sistema de apoio de 175 MPa/m
214
Verifica-se que os valores indicados na Tabela 4.2 são inferiores ao valor médio de
1868 kPa obtido para a resistência ao cisalhamento em amostras fresadas com
equipamento usualmente utilizado na execução de serviços de fresagem no país. Isto
significa que se a fresagem e limpeza do CA forem executadas conforme
recomendações de diversos autores, poder-se-á obter uma resistência superior a 1.400
kPa, valor este preconizado por ARMAGHANI & TU (1997, 1998), e quanto maior for
a espessura da camada asfáltica e sua integridade, menor seria a tensão de cisalhamento
ocorrente na interface aderida, aumentando assim, a sobrevida do pavimento composto.
Fixando-se o módulo de reação do sistema de apoio, espessura do CA e do WTUD,
observa-se que quanto maior o módulo resiliente do CA, menor será a tensão de
cisalhamento na interface aderida. Observando-se os gráficos do Anexo IX e Tabelas
4.1 e 4.2 conclui-se que a espessura da camada de CA afeta mais os valores da tensão de
cisalhamento que o módulo resiliente desse material.
215
Conclusões e Recomendações
Considerando-se que a nova alternativa para reforço de pavimentos, o whitetopping
ultradelgado, apontava para a necessidade de se realizar um estudo mais aprofundado
para melhor delinear o comportamento da interface aderida, a “ chave” da questão, esta
pesquisa adotou as seguintes estratégias para caminhar na direção de tal o objetivo:
• Ensaios de laboratório para determinação da resistência ao cisalhamento estática e
dinâmica em corpos-de-prova submetidos a diferentes tratamentos superficiais para
a interface aderida;
• Análise teórica da de tensões de cisalhamento nesta interface, oriundas da interação
carga-estrutura de pavimento, considerando-se a aderência plena na interface como
hipótese para avaliação numérica de tais tensões, e verificando-se quais variáveis
teriam respostas importantes para as tensões de cisalhamento no WTUD.
216
O sucesso do presente estudo do comportamento da interface aderida do WTUD estaria
na garantia de um processo de execução que não deixasse margem às dúvidas ou
alternativas não previstas. Assim, durante a pesquisa procurou-se nortear os
procedimentos através de minuciosa descrição, procurando-se anotar todas as variáveis
que pudessem intervir nos resultados, para que ao se chegar ao final, pudesse-se analisar
todos os parâmetros e efeitos envolvidos.
Como se retira do Capítulo 2, foram tomados todos os cuidados necessários na
caracterização do CCP utilizado, procurando-se realizar um controle tecnológico
adequado, bem como minuciosa descrição dos procedimentos utilizados. A análise dos
resultados dos ensaios realizados, mostra que foi obtida uma mistura de concreto tanto
fresco como endurecido que atendesse aos requisitos de uma dosagem correta e que
possibilitasse o rastreamento das principais características mecânicas envolvidas, para
posteriores pesquisas sobre o assunto.
Assim sendo, empregou-se um concreto de elevada resistência como é preconizado para
a execução do WTUD, possibilitando que a fase seguinte da pesquisa, os ensaios
relativos à verificação da aderência na interface WTUD-CA fossem realizados sem a
preocupação de falhas relativas à produção ou execução das placas que foram utilizadas
para a elaboração dos corpos-de-prova.
As principais conclusões resultantes deste trabalho de pesquisa são apresentadas na
seqüência.
1. Resistência à ruptura por cisalhamento na interface aderida
As análises dos resultados obtidos em amostras com diferentes tipos de tratamento da
interface CCP/CA foram feitas sobre os ensaios realizados no LMR-PMI, com corpos-
de-prova confeccionados segundo a 2a proposta – tipo 2, pelas razões explicitadas no
217
Capítulo 2. Os resultados mostram que o tipo de tratamento da superfície do CA têm
influência na resistência ao cisalhamento, sendo que os valores seguiram a seguinte
sequência de crescimento: nenhum tratamento (sem fresagem), fresados manualmente,
fresados com equipamento típico de obras rodoviárias e fresados desta mesma forma
somada a aplicação de resina tipo epóxi.
O valor médio da resistência ao cisalhamento em amostras sem nenhum tratamento na
interface foi de 1.637 kPa, sendo que este valor aumentou de cerca de 14% (1.868 kPa)
em amostras fresadas a frio (1000C), o que satisfaz o valor de 1.400 kPa proposto por
ARMAGHANI & TU (1997, 1998), observando-se que o desvio-padrão obtido foi de
cerca de 300 kPa; enquanto que o aumento do valor da resistência ao cisalhamento em
amostra fresada manualmente foi de apenas 1% em relação a sem tratamento. Conclui-
se que fresagem, seu procedimento e posterior limpeza são de fato importantes para
garantirem uma maior resistência ao cisalhamento, aumentando a área da superfície de
contato e de agregado exposto, garantindo assim maior período de serviço para o
WTUD.
Cabe salientar que os resultados apresentados nessa pesquisa são mais favoráveis em
comparação aos que teriam sido obtidos com amostras extraídas de pavimentos
executados com WTUD, uma vez as amostras não seriam tão homogêneas e muito mais
sujeitas à falhas de execução tanto da fresagem como da limpeza, seria interessante
para posteriores pesquisas sobre o assunto, que se realizasse ensaios com amostras
extraídas de pavimentos, registrando-se todo o seu histórico.
2. Potencial de perda de aderência
Embora o número de ensaios de cisalhamento direto com carga repetida não tenha sido
suficiente para se estabelecer, por ora, modelos estatisticamente aceitáveis de ruptura
218
por fadiga, ficou evidenciado o risco de perda de aderência mesmo em níveis de tensão
muito baixos. Também verificou-se que quanto menor o nível de solicitação de carga ou
tensão, maior o número de ciclos permissíveis e vice-versa, sendo que a perda de
aderência ocorreu para qualquer nível de tensão aplicado (os testes foram conduzidos
com níveis de tensão de até 1/6 da tensão de ruptura estática).
3. Análise de níveis de tensões de cisalhamento
Cabe esclarecer que a análise teórica das tensões de cisalhamento para pavimentos com
WTUD estabeleceu a hipótese de aderência plena, ainda otimista para o caso, uma vez
que a superfície de CA após a fresagem a mistura asfáltica apresentará uma dada parcela
ou área com agregados expostos, e certamente esses pontos estarão aderidos ao CCP, o
que não se pode afirmar rigorosamente em relação ao material asfáltico e o concreto de
cimento Portland. Assim sendo, a análise numérica estaria gerando valores inferiores
aos que ocorreriam em uma suposta condição de aderência parcial.
Verificando-se os valores obtidos pela simulação utilizando-se elementos finitos pode-
se concluir que se o CA for fresado adequadamente, a tensão de cisalhamento aplicada
para 80 kN estará abaixo da resistência ao cisalhamento, e quanto maior for essa
diferença, maior será a vida útil desse pavimento. Também se observa que quanto
menor o módulo resiliente do concreto asfáltico, maiores serão as tensões de
cisalhamento atuantes. Maiores tensões de cisalhamento na interface ocorrem também
para menores espessuras de whitetopping ultradelgado e de concreto asfáltico.
As respostas das análises efetuadas indicam que a espessura da camada de concreto
asfáltico é a variável mais importante para a redução de tensões de cisalhamento desde
que mantidas as condições de integridade da mistura asfáltica.
219
4. Expectativa de emprego da tecnologia
Cabe ressaltar que as recomendações apresentadas no Capítulo 1 são válidas e pelos
resultados dessa pesquisa pode-se concluir que a aderência é de fato de suma
importância para o bom desempenho do WTUD, uma vez sua ausência implicaria em
tensões muito elevadas para o CCP suportar isoladamente.
Todos os autores são unânimes em afirmar que esta tecnologia se aplica para vias com
baixo volume de eixos comerciais. Alguns autores, entre eles SILFWERBRAND (1998)
e BALBO (1999) ainda complementam que no estágio atual dos experimentos e
conhecimentos adquiridos, consideradas as inúmeras exigências para viabilização de um
reforço ultradelgado, tratar-se-ia de uma alternativa de manutenção preventiva.
Embora não exista confronto entre os resultados de ensaios dinâmicos em laboratório
com o fato de que concretos asfálticos estão sujeitos a processos de ruptura mesmo em
níveis baixos de esforços repetitivos aplicados, o baixo número de ciclos apresentado é
indicativo de que ocorre a perda de aderência na interface WTUD/CA nessas condições,
ou seja, o CA é mandatário e responsável pela perda de aderência na interface, uma vez
que sofre deformações plásticas até sua ruptura na interface.
Transportando-se tais resultados para uma situação em escala real, pode-se afirmar que
em um dado momento da vida de serviço do pavimento composto ocorrerá progressiva
perda de aderência, o que levaria à degradação das placas de WTUD, uma vez que com
a ausência da aderência, o concreto de cimento Portland não contará mais com a
contribuição da camada de concreto asfáltico para assimilar parte dos esforços de tração
à flexão, e tendo que arcar sozinho com as respostas às cargas de veículos aplicadas,
acabará sucumbindo a tais esforços.
220
Face a tais resultados, pode-se reforçar, com maior segurança, que o whitetopping
ultradelgado trata-se de uma alternativa de reforço para vias de baixo volume tráfego
comercial e que não se tratariam, dentro do estágio atual de conhecimento e prática, de
uma alternativa de duração tão longa quanto o whitetopping convencional não aderido.
5. O emprego de resina tipo epóxi como ponte de aderência
A utilização de resina do tipo epóxi na interface CCP/CA pode ser promissora
tecnicamente uma vez que corpos-de-prova tratados somente com resina apresentaram
valor médio de resistência ao cisalhamento de cerca de 36% acima dos valores de
corpos-de-prova com o CA fresado. Somando-se o efeito da resina do tipo epóxi à
fresagem, o valor da resistência ao cisalhamento aumenta em aproximadamente 40% em
relação à ação isolada da fresagem.
Considerando-se que a resina que foi utilizada para tratamento da interface custa R$
35,00/kg e o consumo foi de cerca de 0,7 kg/m2 , a aplicação desse material consumiria
R$ 24,50/ m2, quase o dobro do preço de um CCP de alto desempenho para uma
espessura de WTUD de 100 mm; tal constatação não alenta obrigatoriamente seu
emprego do ponto de vista econômico.
Esses resultados abrem a perspectiva de estudos futuros com emprego de outros
tratamentos de superfície de modo a majorar a resistência ao cisalhamento na superfície
aderida. Contudo, um estudo dessa natureza deverá comportar os custos relativos a
execução de uma obra aplicando-se esse tipo de tratamento.
Recomendações para futuras pesquisas
Como principais recomendações para estudos futuros, ao final desse trabalho, são
apontadas as seguintes ações:
221
• Monitorar, por meio de instrumentos adequados em pista (escala real), a
modificação da posição da linha neutra em função do tempo de serviço do
pavimento composto, como um indicativo da ocorrência da perda de aderência.
• Aprimorar a modelagem numérica de tensões para a análise de pavimentos
compostos de modo que seja possível a consideração de aderência parcial na
interface entre o whitetopping ultradelgado e o concreto asfáltico;
• Definir e envidar estudos laboratoriais que permitam quantificar a parcela de área de
contato efetivamente aderida da superfície de contato entre o whitetopping
ultradelgado e o concreto asfáltico;
• Elaborar estudos aplicando-se outros produtos e tipos de tratamento da superfície
que permitam melhorar de forma significativa a resistência da superfície aderida.
222
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