A utilização dos modelos de fadiga para a camada asfáltica

2.11.1 Modelos de fadiga usuais

O modelo de fadiga da camada asfáltica considerado neste estudo é o por

trincamento do tipo down-top (HUANG, 2004), em que as trincas iniciam-se na parte inferior

do revestimento e se propagam até atingir a superfície, devido ao efeito da ação de tensões de

tração na fibra inferior do revestimento (t).

Santana (1992) explica, de forma sucinta, o estado de tração do revestimento, onde

uma elevada deflexão elástica resulta em uma tensão elevada e em deformação no revestimento,

podendo este trincar. Isto é, o revestimento se enfraquece sob a ação repetida das cargas,

traduzido em uma diminuição do módulo de resiliência ou elasticidade (E) e da tensão limite

para um determinado tráfego. Assim, o critério de fadiga pode ser representado pelo modelo da

Expressão (2.10) que estabelece o comportamento experimental da mistura asfáltica à fadiga.

N_𝑓= 𝑘₁ × (1

𝜀_𝑡)

𝑘₂

× 𝐸 𝑘3

_(2.10)

Em que:

Nf = O número de repetições da carga que produz a deformação máxima de tração requerida;

ɛt= Deformação especifica de tração da camada asfáltica;

k1, k2 e k3 = Parâmetros do modelo;

E= módulo de resiliência da mistura asfáltica, em MPa

O número de solicitações (Nf) da carga requerida até o surgimento das primeiras

trincas, por fadiga na superfície, está relacionado à t no fundo da camada asfáltica e ao módulo

(E). Segundo Huang (2004), os parâmetros E e k3 podem ser negligenciados, uma vez que os

termos Nf e ɛt são bem maiores, assim como os parâmetros k1 e k2, simplificando a equação

conforme abaixo (2.11):

N_f= 𝑘₁ (1

𝜀_𝑡)

𝑘₂

(2.11)

Huang (2004) menciona que os parâmetros k1, k2 e k3 são constantes determinadas

nos ensaios de fadiga. O valor do k2 é geralmente próximo a 4, expoente conhecido pela

hipótese de Miner, mas o k1 pode ser alterado mediante a performance observada em campo,

enquanto que o k3 é atribuído a outro parâmetro adicional, como o E, e geralmente esse valor é

pequeno comparado as outras constantes. Essa situação pode ser observada nas Tabelas 2.19 e

2.20, onde estão expressos os valores obtidos pelos ensaios de fadiga, já modificados e

correlacionados com observações de desempenho no campo.

Os modelos internacionais normalmente preveem a ocorrência de trincas

longitudinais entre as trilhas de rodas, locais onde o topo do revestimento está tensionado e a

deformação por tração, na parte inferior da camada asfáltica, é maior. Embora essas trincas

sejam poucas em número, elas devem ser controladas. Normalmente os modelos padrões

preveem 20% da área trincada por fadiga.

Tabela 2.19 – Parâmetros utilizados nos modelos de fadiga estrangeiros

Nº

Modelo Referência

Ano

k1

k2

1

1E

Federal Highway Administration - FHWA

1976

1,09E-06

3,51

2

2E

Barker, Brabston e Chou

1977

9,70E-10

4,03

3

3E

Transport and Road Research Laboratory - TRRL

(Powell et al.)

1984

1,66E-10

4,32

4

4E

Belgian Road Research Center - BRRC

(Verstraeten et al.)

1982

4,92E-14

4,76

5

5E

Illinois Department of Transportation - IDOT

(Thompson)

1987

5,00E-06

3,00

6

6E

Monismith - Denso (TC)

1967

2,00E-07

3,38

7

7E

Monismith - Denso (DC)

1967

7,50E-06

2,79

8

8E

Shell - CA p/ EREV = 3.500 MPa

1978

3,25E-15

5,671

9

9E

Asphalt Institute - IA - PADRÃO

1981

1,07E-06

3,291

10

10E

Asphalt Institute - HREV < 0,10 m (Craus et al.)

1984

8,53E-07

3,291

11

11Ea

Asphalt Institute - MS-1 -CA p/ EREV = 3.000 MPa

(FCL=18,4)

1991

1,52E-06

3,291

12

11Eb

Asphalt Institute - MS-1 -CA p/ EREV = 3.500 MPa

(FCL=18,4)

1991

1,33E-06

3,291

13

11Ec

Asphalt Institute - MS-1 -CA p/ EREV = 5.000 MPa

(FCL=18,4)

1991

9,80E-07

3,291

Fonte: Massenlli e Paiva, 2018.

Mallick e El-Korchi (2013) mencionam que é importante ensaiar a mistura asfáltica

e verificar a rigidez adequada durante o ensaio. Para isso, é necessário desenvolver um projeto

de mistura, simular o carregamento e o efeito das condições ambientais no ensaio. Desta forma,

conhecer as condições estabelecidas nos ensaios é fundamental para eleger um modelo de

fadiga.

Segundo Pinto (1991), o comportamento de Deformação Controlada – DC e Tensão

Controlada – TC vai depender dos parâmetros de rigidez do revestimento (H e E) e do módulo

da estrutura subjacente. Massenlli e Paiva (2016a, 2016b) confirmaram, por meio da análise de

sensibilidade do revestimento asfáltico sobre camadas granulares e subleito fraco, que o

parâmetro espessura (Hrev) é muito sensível às deformações v e t.

No Brasil, os primeiros estudos de laboratório relativos às propriedades de fadiga

de misturas asfálticas brasileiras foram iniciados na década de 80 por Pinto e Preussler. Na

década de 90, Pinto desenvolveu correlações importantes sobre comportamento à fadiga das

misturas asfálticas voltadas às condições brasileiras. A Tabela 2.20 apresenta os principais

modelos desenvolvidos no Brasil.

Tabela 2.20 – Parâmetros utilizados nos modelos de fadiga brasileiros

Nº

Modelo

Referência

Ano

k1

k2

1

1B

Pinto e Preussler - CAP 50/60 (TC)

1980

2,85E-07

3,69

2

2B

Pinto e Preussler - CAP 85/100 (TC)

1980

9,68E-03

2,30

3

3B

Preussler (TC)

1983

2,99E-06

2,15

4

4B

Pinto - CAP 50/60 (DC)

1991

6,64E-07

2,93

5

5B

Pinto - CAP 50/60 (I)

1991

2,66E-09

3,50

6

6B

Pinto - CAP 50/60 (TC)

1991

1,00E-11

4,07

7

7B

Pinto - CAP-30/45 sem TºC (TC)

1991

3,93E-07

2,35

8

8B

Pinto - E Médio - T= 25°C

1991

1,21E-08

2,66

9

9B

Pinto - CAP 50/60 1 (TC)

1991

2,50E-09

2,77

10

10B

Pinto - CAP 50/60 2 (TC)

1991

1,80E-08

2,86

11

11B

Pinto - CAP 30/45 - T= 25°C (TC)

1991

1,37E-08

2,65

12

12Ba

Pinto - CAP-30/45 p/ E= 3.500 MPa (TC)

1991

1,28E-07

2,65

13

12Bb

Pinto - CAP-30/45 p/ E= 4.000 MPa (TC)

1991

1,25E-07

2,65

14

12Bc

Pinto - CAP-30/45 p/ E= 5.000 MPa (TC)

1991

1,25E-07

2,65

15

13Ba

Pinto - CAP-30/45 p/ T=25°C (TC)

1991

1,91E-08

2,63

16

13Bb

Pinto - CAP-30/45 p/ T=35°C (TC)

1992

1,17E-08

2,63

Fonte: Massenlli e Paiva, 2018.

O modelo 1B, realizado pelo regime TC, é recomendado pela Instrução de projeto

do DER/SP (2006a) para misturas asfálticas densas, desenvolvido para o ligante CAP 50/60,

módulos entre 4.500 e 3.500 MPa e com teores ótimos de betume entre 4,6 e 6,5%. A instrução

de projeto da PMSP (2004a) indica o modelo 4B, realizado pelo regime DC. Segundo os estudos

de Pinto (1991) e Huang (2004), o carregamento DC é normalmente indicado para pavimentos

flexíveis constituídos por base e sub-bases granulares com revestimentos asfáltico delgados.

A maioria dos modelos foram realizados por ensaio de compressão diametral,

ensaio brasileiro para determinação indireta da resistência à tração (RT). Este ensaio dinâmico

foi desenvolvido por Lobo Carneiro em 1943 e é o mais utilizado no Brasil para prever a vida

da camada asfáltica.

Os modelos de fadiga por trincamento, constantes nos principais manuais de

projetos brasileiros (DNIT, DER/SP e PMSP), para a verificação mecanicista em estruturas de

pavimento flexível, diferem entre si. A instrução de projeto do DER/SP (2006) recomenda a

utilização de quatro modelos de fadiga, publicadas entre os anos de 1976 e 1980, sendo três de

origem estrangeira (modelos 1E, 2E e 11Ea) e um brasileiro (modelo 1B), este último eleito

para a determinação do valor admissível utilizado nesta Pesquisa.

Na verificação mecanicista, eleger um modelo não é uma tarefa fácil, uma vez que

os parâmetros de fadiga possuem uma grande variação. Conforme Huang (2004), os valores k2

e k3 são geralmente determinados a partir de ensaios, mas k1 deve ter seu valor modificado por

calibração entre campo e laboratório.

Massenlli e Paiva (2018), ao analisarem os modelos de fadiga das misturas

asfálticas mais utilizados para dimensionar pavimentos flexíveis, constataram que vários fatores

definem o tipo de comportamento mecânico do ensaio. Os parâmetros como: Volume de vazios

– Vv; Temperatura – T; Tipo de cimentos asfálticos de petróleo – CAP, módulo (EREV) e

espessura (HREV) da camada asfáltica são sensíveis à resistência das misturas. A Tabela 2.21

apresenta as condições experimentais para estimar a vida de fadiga para cada modelo.

Tabela 2.21 – Condições e limitações dos modelos de fadiga brasileiros

Nº Modelo Ano

Tipo de Carga

Comportamento Parâmetros

1

1B

1980

Compressão Diametral

TC

Vv, T e EREV

2

2B

1980

Compressão Diametral

TC

Vv, T e EREV

3

3B

1983

Compressão Diametral

TC

T e CAP

4

4B

1991

Flexão Alternada

DC

T, HREV e EREV

5

5B

1991

Flexão Alternada

Intermediário

T, HREV e EREV

6

6B

1991

Flexão Alternada

TC

T, HREV e EREV

7

7B

1991

Compressão Diametral

TC

T e CAP

8

8B

1991

Compressão Diametral

TC

T

9

9B

1991

Compressão Diametral

TC

Mistura específica

10 10B

1991

Compressão Diametral

TC

Mistura específica

11 11B

1991

Compressão Diametral

TC

T e CAP

12 12Ba

1991

Compressão Diametral

TC

T e CAP

13 12Bb

1991

Compressão Diametral

TC

T e CAP

14 12Bc

1991

Compressão Diametral

TC

T e CAP

15 13Ba

1991

Compressão Diametral

TC

CAP

16 13Bb

1992

Compressão Diametral

TC

CAP

Fonte: Massenlli e Paiva, 2018.

Os pavimentos eminentemente flexíveis com subleitos fracos tendem ao

carregamento DC. Porém, se o HREV for superior a 0,10 m, e possuir uma elevada rigidez (MR

> 3.500 MPa) em relação as demais camadas, o carregamento tende a ser TC. No entanto, cabe

ao projetista adotar o modelo mais apropriado e se os parâmetros são confiáveis para serem

empregados no dimensionamento de pavimento. Portanto, o modelo deve representar as

melhores condições em campo.

Os valores referentes à calibração podem variar quanto aos materiais, aos métodos

de ensaio, às condições de campo e aos modelos estruturais. Desta forma, os modelos de

laboratório devem ser calibrados com o desempenho em campo, denominado Fator Campo

Laboratório – FCL. Nos testes de pista da AASHO utilizaram FCL=13 e no modelo do Instituto

do Asfalto - IA, FLC=18,4, segundo Huang (2004). Para os modelos propostos por Pinto

(1991), ensaiados por compressão diametral, o valor FCL está entre 104 e 105 e, em cerca de

3.000 para o ensaio de flexão.

A instrução de projeto da PMSP (2004a) alerta que os modelos de fadiga obtidos

por ensaios podem afastar-se significativamente do comportamento real, no que tange à

fissuração por fadiga dos materiais de pavimentação.

No documento Critérios para definição da espessura da camada de reforço do subleito para garantir a durabilidade em pavimentos asfálticos brasileiros (páginas 70-75)