2.7 Propriedades do Asfalto
2.7.5 ENDURECIMENTO DOS ASFALTOS E COMPORTAMENTO A BAIXAS
O endurecimento do asfalto pode ser dividido em endurecimento estérico e endurecimento físico.
O endurecimento estérico ocorre na temperatura ambiente e é decorrente da polaridade molecular. As moléculas polares possuem parte positiva e parte negativa, de forma que podem atrair as outras moléculas polares ao seu entorno, o que permite uma estruturação molecular interna do ligante. Este tipo de endurecimento leva tempo, uma vez que a mobilidade das moléculas à temperatura ambiente é restrita pela elevada viscosidade nesta condição. O conhecimento deste processo implica nas especificações normativas em respeito ao tempo de resfriamento das amostras como nos ensaios de penetração e resiliência. O processo de endurecimento estérico é reversível (MS-25).
Caso a temperatura seja reduzida a baixo da temperatura ambiente passa a ocorrer o endurecimento físico, sendo a temperatura de início desse, variável de acordo com o ligante. Em ligantes rígidos a temperatura de início do endurecimento físico é mais elevada que em ligantes moles. Diferentemente do endurecimento estérico, o físico é causado, não pela aproximação e reestruturação molecular, mas pela presença de cera dentro do ligante. Tipos diferentes de cera implicarão em diferentes contribuições para o endurecimento. De forma análoga ao estérico, o endurecimento físido pode ser anulado pelo aquecimento (MS-25).
CRMB UB
25%RB(UB) 25%RB(CRMB)
A Figura 30 apresenta o enrijecimento da amostra segundo a exposição à baixa temperatura. Vê-se, portanto, a importância de respeitar os tempos normativos também para BBR (bending bean rheometer), sob risco de aumento involuntário da rigidez.
Figura 30 - Efeito do endurecimento físico na Rigidez do ligante
Fonte: Adaptado de MS-25
2.8 Reologia e Reômetros
A palavra reologia foi inventada em 1929 e corresponde ao estudo do como se deformam os materiais em resposta a uma força aplicada. Em casos que diferem de uma mola simples o comportamento de deformação não depende exclusivamente da força. Neste contexto, a reologia tem por objetivo fornecer os parâmetros quantitativos que regem a deformação de determinado material em função da força aplicada, tempo e orientação espacial (JANMEY et al., 2008).
São três as medidas básicas da reologia das quais as duas primeiras são medidas primárias (Figura 31):
1- Tensão 2- Deformação
3- Razão tensão-deformação e tensão-taxa de deformação
R ig idez , M P a a 60s
Tempo de Exposição à temperatura, horas Janela de teste
A razão tensão-deformação permite definir o módulo elástico de um sólido, enquanto a razão entre tensão e taxa de deformação define a viscosidade de um fluido (JANMEY et al., 2008).
Figura 31 - Medidas reológicas primárias
Fonte: Fontes (2009)
A reologia aplicada a asfaltos será dependente da temperatura, do tipo de carregamento e duração do carregamento. Seu estudo pode auxiliar na predição de desempenho, uma vez que alterando os parâmetros base de teste, pode-se solicitar o ligante de maneira similar às solicitações de campo.
2.8.1 REOLOGIA APLICADA A MATERIAIS ASFÁLTICOS
Os asfaltos são materiais viscoelásticos e termossensíveis. A reologia aplicada ao estudo destes, será dependente da temperatura, do tipo de carregamento e duração do carregamento. A vantagem de aplicar os conceitos de estudo reológico na avaliação dos ligantes em contraponto ao uso dos ensaios classificatórios tradicionais está, tal qual citado, na predição de desempenho do ligante. As medidas base do estudo reológico – tensão e deformação – relacionam-se de forma direta aos esforços de campo e a alteração dos parâmetros de dependência – temperatura, tipo e duração do carregamento – configuram as condições de contorno sobre as quais as solicitações de campo ocorrerão.
2.8.2 IMPLICAÇÕES DA VISCOELASTICIDADE
Materiais viscoelásticos, possuem comportamento intermediário entre sólidos elásticos e fluídos viscosos. Sólidos elásticos são aqueles que seguem a Lei de Hooke, onde a tensão será função linear da deformação (Equações 1 e 2, Figura 32). Ao se aplicar um carregamento em um material elástico ele irá se deformar imediatamente e ao se retirar o carregamento ele retornará de forma imediata a sua condição original (Figura 33), (MS-25). Já os fluídos viscosos são fluídos não newtonianos, ou seja, que não obedecem à lei de Newton. Nestes a taxa de cisalhamento não apresentará relação de proporção direta com a tensão de cisalhamento aplicada (Figura 34), (MELO,2014). Acompanham os fluídos viscosos na categoria dos não newtonianos: fluídos não newtonianos dependentes do tempo e os não newtonianos independentes do tempo. Um resumo em forma de fluxograma das classes de fluídos segundo o comportamento reológico é dado na Figura 35 (MS-25).
Os fluidos viscosos apresentam deformação imediata e contínua com à aplicação de carregamento. Quando o carregamento é retirado, contrariamente aos sólidos elásticos perfeitos, o fluído viscoso não retornará ao estado original. O melado é um exemplo típico de fluído viscoso (MS-25).
Configurando-se como a mescla de ambas características, o fluido viscoelástico apresentará um comportamento parcial (Figura 36), sendo capaz tanto de armazenar como dissipar energia mecânica (THEISEN, 2011). Em outras palavras, ele apresentará deformação não linear dependente do tempo de aplicação da carga que corresponde à fluência do material (Equação 3), (Figura 37) e após a retirada do carregamento (Equação 4), (Figura 38) apresentará relaxação (MS-25; MELO, 2014).
As variações comportamentais entre elástico e viscoso podem ser definidas a partir do número de Deborah (𝐷𝑒). O 𝐷𝑒 (equação 5) corresponde a razão entre o tempo de relaxação e o tempo de aplicação da carga. Fluídos visco elásticos apresentam 𝐷𝑒 próximo de 1. 𝜎 = 𝐸 . 𝜀 (1) 𝜏 = 𝐺 . 𝛾 (2) Onde: 𝜎 - Tensão axial; 𝜏- Tensão de cisalhamento; 𝐸- Módulo de elasticidade;
𝐺- Módulo de cisalhamento;
𝜀- Deformação específica longitudinal; 𝛾- Distorção específica.
Figura 32 - Gráfico tensão-deformação
Fonte: Adaptado de MS-26
Figura 33 - Deformação de sólidos elásticos perfeitos mediante a carda e descarga
Figura 34 - Deformação de fluidos viscosos perfeitos mediante a carga e descarga
Fonte: Adaptado de MS-26
Figura 36 - Deformação de um fluido viscoelástico mediante a carga e descarga
Fonte: Adaptado de MS-26
Figura 37 - Fenômeno de fluência: à esquerda tem-se o gráfico de carregamento constante após a aplicação e na direita a resposta do material
Fonte: Olard (2003) apud Melo (2014)
𝐷(𝑡) = 𝜀𝑐(𝑡)
𝜎0 , 𝑠𝑒𝑛𝑑𝑜 𝜀𝑐(𝑡) = 𝜀(𝑡) − 𝜀0 (3) Onde:
𝐷(𝑡) – Função Fluência;
𝜀(𝑡) – Deformação em função do tempo; 𝜀𝑐(𝑡) – Deformação de fluência (total);
𝜀0 – Deformação elástica (refere-se à deformação e que ocorre imediatamente a aplicação da
carga);
Figura 38 - Fenômeno da Relaxação: à esquerda a deformação elástica constante (𝜀0) e a direita a
redução parcial da tensão com o tempo
Fonte: Olard (2003) apud Melo (2014)
𝐸(𝑡) = 𝜎(𝑡)
𝜀0 (4) Onde:
𝐸(𝑡) – Módulo de Relaxação; 𝜎(𝑡) − Tenão em função do tempo;
𝜀0 – Deformação aplicada (referente a deformação elástica, que ocorre imediatamente).
𝐷𝑒 = 𝜆 𝑡𝑒𝑥𝑝 (5) 𝐷𝑒 ≫ 1 − 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑜 𝐷𝑒 ≪ 1 − 𝑠ó𝑙𝑖𝑑𝑜 𝑒𝑙á𝑠𝑡𝑖𝑐𝑜 𝐷𝑒 ≈ 1 − 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑒𝑙á𝑠𝑡𝑖𝑐𝑜 Onde: 𝐷𝑒 – Número de Deborah; 𝜆 – Tempo de relaxação;
𝑡𝑒𝑥𝑝 – Tempo de aplicação da carga.
De maneira resumida pode-se dizer que a fluência é definida como: o aumento na deformação com o tempo sob carga constante, e a relaxação como: a diminuição da tensão com tempo sob deformação constante.
Modelagem da Viscoelásticidade Linear
De acordo com Melo (2014) duas são as formas de modelagem das relações constitutivas para materiais viscoelásticos: a forma hereditária e a diferencial, sendo a
primeira mais usual em modelação numérica. Na modelagem de forma hereditária as relações de tensão e deformação são expressas em integrais hereditárias ou de convolução. Estas integrais por sua vez retornam um sinal de saída de um sistema LTI (linear time-invariant) como superposição ponderada das respostas do impulso deslocadas no tempo.
Em resumo, a tensão para uma deformação constante aplicada no tempo 𝑡0 pode ser dercrita pela Equação 6.
𝜎(𝑡) = 𝐸(𝑡 − 𝑡0). ∆𝜀0 (6)
Onde:
𝜎(𝑡) − Tensão em função do tempo 𝐸 − Módulo de relaxação
∆𝜀0− Acréscimo de deformação aplicado em 𝑡0
Integrando a Equação 6, chega-se a Equação 7 que descreve a variação da tensão em função do tempo à deformação controlada. Sob condição similar, ao efetuar o controle do acréscimo de tensão em intervalos de tempo, em função do tempo base 𝑑𝜏, chega-se a Equação 8 que descreve a variação da deformação em função do tempo à tensão controlada.
𝜎(𝑡) = ∫ 𝐸(𝑡 − 𝜏). 𝜀̇0𝑡 𝑑𝜏, 𝑠𝑒𝑛𝑑𝑜 𝜀̇ =𝑑𝜀(𝜏)
𝑑𝜏 (7)
𝜀(𝑡) = ∫ 𝐷(𝑡 − 𝜏). 𝜎̇0𝑡 𝑑𝜏, 𝑠𝑒𝑛𝑑𝑜 𝜎̇ = 𝑑𝜎(𝜏)
𝑑𝜏 (8)
Onde:
𝜎(𝑡) – Tensão em função do tempo; 𝐸 – Módulo de relaxação;
𝜀̇ – Taxa de deformação no tempo 𝜏; 𝜀(𝑡) – Deformação em função do tempo; 𝐷 – Função fluência;
𝜎̇ – Taxa de tensão no tempo 𝜏; 𝜏 – Variável de tempo de integração.
Têm-se, então, duas formas de se avaliar a reologia que refletirão nas metodologias de ensaio dos reômetros: o controle de tensão e o controle de deformação. Sob o domínio da frequência, se controlada for a deformação, o resultado será a medida defasada em δ da tensão
resposta. Do contrário, se controlada for a tensão, o resultado será a resposta de deformação defasada em δ (Figura 39). Nessa condição as curvas de tensão e deformação podem ser reescritas como função da frequência e do tempo (Equações 9 e 10). A Integração destas em função da frequência resultará na relação entre os módulos de perda 𝐺′′ (módulo viscoso) e de armazenamento 𝐺′ (módulo elástico). A Equação 11 apresenta a fórmula de cálculo do módulo complexo, enquanto as Equações 12 e 13 os módulos viscoso e elástico, respectivamente. A relação entre eles é dada na Equação 14. As citadas equações retornam como resultados os parâmetros viscoelásticos.
Figura 39 - Teste sob domínio da frequência: deformação controlada (esquerda) e tensão controlada (direita)
Fonte: Melo (2014)
Equação 9 – Deformação em função do tempo e frequência 𝜀(𝑡) = 𝜀0. sin(𝜔𝑡)
Equação 10 – Deformação em função do tempo e frequência 𝜎(𝑡) = 𝜎0. sin(𝜔𝑡 + 𝛿)
Onde:
𝜀(𝑡) – Deformação variável em função do tempo; 𝜀0 – Deformação constante aplicada;
𝜎(𝑡) – Tensão variável em função do tempo; 𝜎0 – Tensão constante aplicada;
𝜔 – Frequência; 𝛿 – Ângulo de fase. 𝐺∗(𝜔) =𝜎0 𝜀0 = √(𝐺 ′(𝜔))2+ (𝑖𝐺′′(𝜔))2 (11) 𝐺′′(𝜔) = 𝐺∗. sin 𝛿 (12)
𝐺′(𝜔) = 𝐺∗. cos 𝛿 (13) tan 𝛿 = 𝐺′′(𝜔) 𝐺′(𝜔) (14) Onde: 𝐺∗− Módulo complexo; 𝐺′′− Módulo Viscoso; 𝐺′− Módulo Elástico;
𝜎0− Tensão constante aplicada;
𝜀0− Deformação constante aplicada;
𝛿 − Ângulo de fase.
Analisando, portanto, as equações, tem-se que para 𝛿 = 0, a defasagem é nula, o cos 𝛿 = 1. Logo: 𝐺′(𝜔) = 𝐺∗, ou seja, trata-se de um sólido elástico. Fluídos viscosos apresentam, por tanto: 0° <𝛿 < 90°.
Em função da termossensibilidade é necessário, em adição, que os dados sejam tratados com respeito à temperatura. O método analítico do princípio da superposição dos efeitos pode ser usado para transladar as curvas (Figura 40), de modo a suplantar as dificuldades relativas a limitações de equipamentos e elevado tempo de ensaio (MELO, 2014). A partir disso, gera-se a curva de módulo em função da frequência denominadas
Figura 40 - Master Curve
Fonte: Adaptado de Fontes (2009)
2.8.3 REÔMETROS E ENSAIOS
São utilizados para o estudo da reologia e propostos na Metodologia SUPERPAVE o Viscosímetro Brookfield (antes tratado), o DSR (dynamic shear rheometer) e o BBR (bending
bean rheometer). Em suma, o DSR se presta ao estudo do ligante a condições de elevada
temperatura ou temperatura ambiente – na avaliação de deformação permanente e fadiga; enquanto o BBR em condições de baixa temperatura – na avaliação da temperatura crítica em função do endurecimento físico do ligante.
Avaliação da Deformação Permanente no DSR
A deformação permanente (DP) no DSR (Figura 41) é avaliada segundo a metodologia SUPERPAVE através do parâmetro 𝐺∗/ sin 𝛿, nas amostras de ligantes em condição original e envelhecidas a curto prazo. O ensaio é regido pela norma ASSHTO T 315-2016. Esta estabelece que para as amostras envelhecidas a longo prazo, 2,20 kPa é o valor limite mínimo, enquanto para os ligantes originais, 1,00 kPa é o valor limite mínimo.
Módul o C ompl ex o G* [ GPa] Frequência [Hz]
Figura 41 - Equipamento DSR
A limitação do valor de 𝐺∗/ sin 𝛿 está relacionada com a capacidade do ligante em resistir à deformação permanente. A deformação permanente, configura-se como um deslocamento relativo ao afundamento da pista que ocorre mediante a ação de uma força ou de um conjunto cíclico de forças (solicitações) dadas pelos eixos que transitam na via. Isto posto, é plausível a representação deste em termos de trabalho (energia dissipada), sendo este o produto vetorial de força e deslocamento (Equação 15). Admitindo-se que a força é uma característica fixa da via e não variante – controlada em teste, o trabalho, portanto, será função direta do deslocamento. Desta maneira, tem-se que quanto maior for o deslocamento maior será o trabalho. Da Equação 16, consta que o trabalho é inversamente proporcional ao parâmetro de controle. Isso significa que ao estabelecer um valor mínimo para 𝐺∗/ sin 𝛿 controla-se o trabalho e portanto a deformação permanente.
𝑊𝑐 = 𝜋 . 𝜎0 . 𝜀 . sin 𝛿 , 𝑠𝑒𝑛𝑑𝑜: 𝜀 =𝜎0
𝐺∗ (15) Onde:
𝑊𝑐 – Trabalho ou Energia dissipada;
𝜎0 – Tensão controlada;
𝜀 – Deformação; 𝛿 – Ângulo de fase;
𝜋 – Número Pi (3,1416) 𝐺∗– Módulo complexo.
𝑊𝑐 = 𝜋 . (𝜎0 )2. ( 1
𝐺∗⁄sin 𝛿) (16)
Onde:
𝑊𝑐 – Trabalho ou Energia dissipada; 𝜎0 – Tensão controlada;
𝛿 – Ângulo de fase; 𝜋 – Número Pi (3,1416) 𝐺∗– Módulo complexo.
Avaliação da Fadiga no DSR
O comportamento à fadiga, bem como, na deformação permanente, é controlado segundo um parâmetro base: 𝐺∗. sin 𝛿. De forma oposta àquele, este é delimitado de forma ascendente não podendo exceder o valor limite máximo de 5000kPa.
A fadiga é um fenômeno ambivalente quanto à variável de controle. Isso, porque para camadas espessas – superiores à 15cm – é um fenômeno de tensão controlada; enquanto que para camadas de pequena espessura ocorre à deformação controlada. Camadas intermediárias, ou seja, entre 5 e 15cm, ocorre a combinação de ambos. Sendo a fadiga fenômeno que primordial e primeiramente atinge as camadas de pequena espessura, para o estudo, adota-se o controle da deformação. Tem-se, com isso, a Equação 15 reescrita com alteração de variável de controle (Equação 17). Pelo novo controle a energia dissipada passa a ser diretamente proporcional ao parâmetro (Equação 18), de modo que, limitando-o a um valor máximo, limita-se a energia dissipada e, por tanto, controla-se a propensão à fadiga do material.
𝑊𝑐 = 𝜋 . 𝜎. 𝜀0 . sin 𝛿 , 𝑠𝑒𝑛𝑑𝑜: 𝜎 = 𝜀0 . 𝐺∗ (17)
𝑊𝑐 = 𝜋 . (𝜀0)2. 𝐺∗. sin 𝛿 (18) Onde:
𝑊𝑐 – Trabalho ou Energia dissipada; 𝜀0 –Deformação controlada;
𝜋 – Número Pi (3,1416) 𝐺∗– Módulo complexo.
Método Alternativo de Estudo da DP– MCSR
O MSCR – Mulpile Stress Creep and Recovery Test, em português teste de fluência e recuperação sob múltipla tensão – é uma alternativa à predição de DP pelo método convencional, com o parâmetro 𝐺∗⁄sin 𝛿. Sua criação advém da busca pela melhor representação das tensões e deformações de campo, que transpõem o ensaio convencional, que por vezes não reflete com fidelidade as melhorias aferidas na prática – seja em campo como em laboratório pelo teste da mistura asfáltica – pelo uso de modificadores. O teste é normatizado pela AASHTO T 350-2018 com duas tensões aplicadas 0,1kPa e 3,2 kPa, em regime cíclico de 1s de aplicação de carga constante e 9s de recuperação. Resultam do teste a compilação da recuperação frente a aplicação cíclica de tensão para os somados ciclos de aplicação e elevação da tensão aplicada (Figura 42) e na compilação da deformação não recuperável, plotada juntamente ao percentual de recuperação (Figura 43), (MS-26 – Manual
Series n 26 do Asphalt Institute). A deformação recuperada é calculada pela Equação 19,
enquanto a Equação 20 calcula a deformação não recuperável.
Figura 42 -Deformação em função do tempo no MSCR
Figura 43 - Recuperação por deformação não recuperável Fonte: Adaptado de MS -26 𝜀𝑟(𝜎, 𝑁) =(𝜀1+𝜀10).100 𝜀1 (19) Onde: 𝜀𝑟− Deformação recuperada 𝜀1−Deformação no ciclo 1; 𝜀10−Deformação no ciclo 10;
𝜎 − Tensão aplicada (segundo norma 100Pa ou 3200Pa); 𝑁 − Número de ciclos.
𝐽𝑛𝑟(𝜎, 𝑁) =
𝜀10
𝜎 (20)
Onde:
𝐽𝑛𝑟− Parcela não recuperável;
𝜀10−Deformação no ciclo 10;
Avaliação do Comportamento à Baixas Temperaturas no BBR
O ensaio é normatizado pela ASTM D 6648-08 (2016) (Figura 44) e tem como objetivo a descrição do comportamento do ligante a baixas temperaturas, ainda que possua uma temperatura crítica como dado de saída ele não é um substitutivo direto do Ponto de ruptura de Fraass, pois a amostra não é levada a ruptura, de modo que, a não concordância ou correlação aceitável destes valores é possível. Os parâmetros base para o ensaio são o módulo de rigidez, S (Equação 21), e o m-valor, m (Equação 22), correspondente ao módulo de relaxação da curva de rigidez, ou seja, o coeficiente angular da curva. Ambos na condição crítica devem ser aferidos com 60s de ensaio. As curvas típicas para as variáveis de controle S e m estão presentes na Figura 45. A temperatura crítica a ser tomada deve ser a maior temperatura calculada pelos dois critérios.
As temperaturas críticas encontradas pela rigidez e pela taxa de relaxação, embora diferentes, devem ser similares. Isso ocorre para os ligantes convencionais. Porém, quando se trata de ligantes modificados existe uma inconsistência detectada por vários autores, a exemplo Kök et al. (2013) e Laukkanen et al. (2018). No primeiro, é possível verificar a inconsistência pelos resultados de m-valor estarem muito próximos ao limite (0,300), enquanto a rigidez apresenta folga (para 300 Mpa). E no segundo, a discrepância entre os resultados de m impedem o autor de calcular a temperatura crítica por este parâmetro.
Figura 44 - Foto do equipamento (esquerda) e esquema do aparato de ensaio (direita)
𝑆(𝑡) = 𝑃𝐿3 4𝑏ℎ3𝛿(𝑡) (21) Onde: 𝑆(𝑡) − Rigidez; 𝑃 − Carga aplicada; 𝐿 − Comprimento da amostra; 𝑏 − Base da amostra; ℎ − Altura da amostra;
𝛿(𝑡) −Deflexão da amostra no tempo 𝑡.
𝑚(𝑡) =log 𝑆(𝑡) log 𝑡 (22) Onde: 𝑚(𝑡) −m-valor; 𝑆(𝑡) −Rigidez; 𝑡 − Tempo.
Figura 45 - Curvas típicas de Rigidez em função do tempo de ensaio (esquerda) e curvas típicas de relaxação em função do tempo (direita)
2.8.4 COMPILAÇÃO DAS TEMPERATURAS NA CLASSIFICAÇÃO PG E
CONTINUOUS GRADE A PARTIR DOS ENSAIOS DE REOMETRIA
A classificação PG conta com o valor de temperatura crítica (Tc) superior e inferior, podendo apresentar ainda o valor de temperatura intermediária. A compilação de tais temperaturas é normatizada pela ASTM D 7643-16. No PG os ligantes são enquadrados em classes conforme tabela apresentada na Figura 13. Já no Continuous Grade os valores reais, calculados, são utilizados na classificação. Assim, o segundo sistema se mostra mais
adequado à classificação de ligantes modificados, tendo em vista que estes muitas vezes não se enquadram nas definições normativas.
Os ensaios realizados no DSR e BBR fornecem os dados para tal classificação (Figura 46). Tem-se, então que, a temperatura crítica superior advém do ensaio 𝐺∗⁄sin 𝛿 – avaliação de deformação permanente pelo DSR – realizado nos ligantes em estado original e envelhecidos a curto prazo (RTFOT à 165°C), sendo calculada pela Equação 23. A mesma equação é utilizada para o cálculo da temperatura intermediária, cujos dados primários provêm do ensaio 𝐺∗. sin 𝛿 – avaliação de fadiga no DSR.
Da análise da Equação 23, vê-se que esta é resultante da linearização de uma função exponencial. Deste modo, pode-se fazer o uso de uma linha de tendência exponencial aplicada aos dados sem grande diferença de resultado para 𝑇𝑐. Com a linha de tendência maior número de dados serão compilados, garantindo maior aderência à curva real, ou seja, maior precisão na determinação de 𝑇𝑐.
A temperatura crítica inferior é condicionada pelos parâmetros 𝑆(60𝑠) e 𝑚(60𝑠), segundo as Equações 24 e 25, respectivamente. Estudando estas equações, nota-se que se tratam de interpolações das curvas de 𝑆(60𝑠) 𝑥 𝑇 e 𝑚(60𝑠)𝑥𝑇 decrescidas de 10°C. Assim sendo, é possível substituí-las pelo uso de linhas de tendências exponenciais aplicadas aos resultados de ensaio do BBR. Uma vez de posse da temperatura crítica do ensaio, isto é, onde a amostra apresenta 𝑆(60𝑠) = 300𝑀𝑃𝑎 e 𝑚(60𝑠) = 0,300, basta subtrair 10°C, obtendo, dessa forma, a temperatura crítica de ruptura de campo – utilizada na classificação.
Em resumo a temperatura crítica superior é determinada pelo DSR aplicado ao estudo da deformação permanente, a temperatura crítica intermediária pelo DSR aplicado ao estudo da fadiga e a temperatura crítica inferior pelos ensaios no BBR e DTT (Figura 46).
𝑇𝑐 = 𝑇1+ (log 𝑃𝑆−log 𝑃1)(𝑇2−𝑇2) (log 𝑃2−log 𝑃1) (23) 𝑇𝑐 = 𝑇1+ (log 𝑃𝑆−log 𝑃1)(𝑇2−𝑇2) (log 𝑃2−log 𝑃1) − 10 (24) 𝑇𝑐 = 𝑇1+( 𝑃𝑆−𝑃1)(𝑇2−𝑇2) ( 𝑃2−𝑃1) − 10 (25) Nas quais:
𝑇𝑐− Temperatura para especificação, temperatura crítica
𝑇1 e 𝑇2− Temperaturas de teste;
𝑃𝑆− Requerimento da especificação em questão, valores de 𝑚 ou 𝑆;
3 METODOLOGIA
O fluxograma da Figura 47 representa a metodologia utilizada para a realização da pesquisa, explanada na sequência.
Legenda da Figura 47:
CRMB – Crumb rubber modified bitumen (asfalto borracha);
UB – Un-modified bitumen (Ligante asfáltico convencional 50/70);
RB – Reclaimend Bitumen (Ligante asfáltico recuperado);
MEV – Microscopia Eletrônica de Varredura;
BBR – Bending Bean Rheometer;
DSR – Dynamic Shear Rheometer;
RTFOT – Rolling Thin Film Oven test;
PAV – Presure Aging Vessel;
A metodologia está dividida nas seguintes sete etapas principais, descritas a seguir: 1ª Etapa – Escolha dos asfaltos;
2ª Etapa – Recuperação do asfalto; 3ª Etapa – Composições com RB; 4ª Etapa – Ensaios;
5ª Etapa – Estudos Comparativos;
6ª Etapa – Metodologia SUPERPAVE: Classificação Performance Grade (PG) e
Continuous Grade;
7ª Etapa – Estudos adicionais: Extração da borracha.
3.1 1ª Etapa – Escolha dos Asfaltos
Nesta etapa foram escolhidos os ligantes originais a serem utilizados na pesquisa. De modo a realizar um estudo comparativo, optou-se por utilizar ligantes com mesma faixa de penetração, 50/70. O ligante da República Tcheca 50/70 (equivalente ao CAP 50/70 brasileiro) é o mais usado no País e de uso comum, também no Brasil, que em locais com elevada temperatura, também utiliza CAP 30/45. Nesse estudo, o uso do CAP 30/45, no entanto, foi descartado em função da futura adição de RB. Por este se tratar de um ligante duro, enrijecido pelos processos de envelhecimento de campo, sua adição em CAP 30/45 poderia gerar um ligante muito rígido e de elevada viscosidade o que poderia tornar a usinagem e compactação inviável ou dificultosa. Fato para o qual deve-se atentar, embora não seja do escopo desse trabalho. Soma-se a este fato, a maior viscosidade e menor penetração apresentada pelo CRMB em relação ao ligante convencional. A adição de RB em matriz CRMB é crítica em relação a estes parâmetros. De modo que o uso de ligante CRMB com faixa de penetração 30/45 para a finalidade proposta deve ser evitado.
O asfalto borracha é produzido na República Tcheca pelo sistema continuous
blending, em tanques adequados na usina de asfalto. O ligante-base utilizado é o ligante
convencional 50/70 com 14% de borracha, do tipo ambiente, incorporada, produzido pela
Jihomoravska obalovna, na vila Rajhradice. Os asfaltos borracha produzidos no sistema continuous blending apresentam um período reduzido de estocagem (aproximadamente quatro
horas). No entanto, é comum nos laboratórios de pesquisa, a coleta em usina, armazenamento em latas hermeticamente fechadas para posteriormente proceder à execução dos ensaios. Não