EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS

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1 EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS José Leomar Fernandes Júnior Glauco Tulio Pessa Fabbri Alexandre Benetti Parreira Manoel Henrique Alba Sória Professores do Depto. de Transportes da EESC-USP, Av. Trabalhador São-carlense, 00, CEP , São Carlos, SP Antônio Carlos Gigante Técnico do Depto. de Transporte da EESC-USP, Av. Trabalhador São-carlense, 00, CEP , São Carlos, SP Resumo Neste trabalho são apresentados estudos visando à quantificação dos efeitos do uso de pneus Trelleborg sobre pavimentos asfálticos. Esses pneus são muito mais largos do que os convencionais, apresentam grande capacidade de suporte e permitem trafegar com baixa pressão de enchimento. Para a quantificação dos efeitos desses pneus nos pavimentos são adotados Fatores de Equivalência de Cargas empírico-mecanísticos, considerando-se apenas formas de deterioração associadas ao comprometimento estrutural dos pavimentos e resultantes da repetição de solicitações impostas pelos veículos (trincas por fadiga do revestimento e deformação permanente nas trilhas das rodas). Para as análises estruturais com o programa computacional ELSYM5 são necessárias as determinações das áreas de contato efetivas entre os pneus e os pavimentos, uma vez que os pneus Trelleborg apresentam área de contato (footprint) com muitos vazios, o que inviabiliza a consideração da hipótese simplificadora, válida para os pneus convencionais, de que a pressão de contato é igual à pressão de enchimento. Conclui-se que os eixos adaptados com pneus Trelleborg, com pressão de enchimento de até 65 psi nos eixos simples (dianteiro e traseiro) e de até 75 psi no tandem duplo, não provocam redução de desempenho dos pavimentos superior à causada por eixos equipados com pneus convencionais e mesma carga por eixo. Palavras-chave: pneus Trelleborg, pavimentos asfálticos, solicitações do tráfego. Introdução A possibilidade de utilização de pneus mais largos do que os convencionais, que permitem trafegar com baixa pressão de enchimento, pode propiciar às lavouras de canade-açúcar grandes ganhos econômicos, em razão da menor compactação do solo arável e conseqüente aumento da absorção de nutrientes, crescimento da espécie cultivada e redução do número de operações de adubação. Neste trabalho são apresentados estudos visando à quantificação dos efeitos de pneus Trelleborg, que são muito mais largos do que os convencionais, apresentam grande capacidade de suporte e permitem trafegar com baixa pressão de enchimento, sobre pavimentos asfálticos, pois parte do trajeto entre a lavoura e a usina de açúcar é percorrida em rodovias pavimentadas. Foram realizadas análises teóricas comparativas entre os efeitos dos pneus Trelleborg e os efeitos dos pneus convencionais, considerando-se as cargas aplicadas nas superfícies efetivas de contato pneu pavimento (footprint, Figuras e ). Figura Vista geral da área onde foram determinadas as impressões das áreas de contato pneu pavimento (footprint).

2 FERNANDES JÚNIOR et al. Figura Prancha de madeira com impressão das áreas de contato pneu pavimento. Os pneus Trelleborg têm sido utilizados em composições formadas por um caminhão com eixo simples (eixo dianteiro) e com um tandem duplo no eixo trator mais um reboque formado por eixos simples, sendo essas composições conhecidas comumente como Romeu e Julieta (Figura ). Os caminhões equipados com pneus Trelleborg têm uma Central de Enchimento de Pneus (CEP) operada do painel de comando do caminhão, o que permite a alteração da pressão de enchimento conforme a superfície de rolamento da estrada (menores pressões na lavoura e maiores pressões no trecho pavimentado). Os pneus convencionais, utilizados nas análises comparativas, são: Goodyear G 86, R 0 (radial); 900X0 diagonal (eixo simples padrão: rodas duplas, 80 KN de carga por eixo, 56 KPa de pressão de enchimento dos pneus). Têm sido utilizados os seguintes modelos de pneu Trelleborg: Eixo simples dianteiro (ESD): steel grip 59, 00/ PR (Figura ); Tandem duplo (TD): twin, 600/50B.5 60D (Figura 5); Eixo simples traseiro (EST): twin 0, 700/ 0B.5 6D (Figura 6). "Romeu" "Julieta" Figura Composição em que geralmente são instalados os pneus Trelleborg. Figura Vista de pneu Trelleborg no eixo simples dianteiro (0 cm de largura).

3 EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS 5 Figura 5 Vista de pneu Trelleborg no tandem duplo (60 cm de largura). Figura 6 Vista de pneu Trelleborg no eixo simples traseiro (70 cm de largura). Análise dos Efeitos da Forma de Distribuição de Carga dos Pneus Trelleborg no Pavimento Fatores de Equivalência de Cargas As cargas repetidas aplicadas pelos veículos rodoviários são a principal causa da deterioração dos pavimentos. Para a quantificação dos efeitos cumulativos das solicitações do tráfego tem sido utilizado o conceito de equivalência de cargas. Em razão da grande variabilidade das condições do tráfego, seus efeitos têm de ser expressos por um denominador comum, os Fatores de Equivalência de Cargas (FEC), que permitem a conversão de aplicações de diferentes solicitações em um número equivalente de aplicações da solicitaçãopadrão, possibilitando o dimensionamento e a previsão do desempenho de pavimentos para o tráfego misto real. Os Fatores de Equivalência de Cargas são importantes, também, para a alocação de custos, pois permitem a comparação de danos causados por diferentes solicitações. Os Fatores de Equivalência de Cargas empíricos, como os do Método CBR, adotado pelo DNIT (Souza, 98), e do Método da AASHTO (986), muito utilizado no meio rodoviário brasileiro, foram desenvolvidos sob condições específicas de clima e, principalmente, solicitações do tráfego diferentes das que prevalecem atualmente no Brasil. Apresentam, portanto, limitações inerentes, pois não permitem a extrapolação de resultados quando são consideradas situações distintas daquelas admitidas quando de sua elaboração, como é o caso deste estudo, que tem por objeto de análise pneus especiais (Trelleborg), cujas principais características são a maior largura, a menor pressão de enchimento e os grandes vazios entre as áreas de contato (footprint). Os Fatores de Equivalência de Cargas empíricomecanísticos, que resultam da análise estrutural e da consideração de modelos para previsão do desempenho dos pavimentos em função das respostas estruturais, permitem a quantificação dos efeitos de diferentes condições de carregamento. São os adotados, portanto, para as análises

4 6 FERNANDES JÚNIOR et al. efetuadas neste trabalho, que visam determinar os efeitos relativos dos pneus Trelleborg e dos pneus convencionais. De uma maneira genérica, os Fatores de Equivalência de Cargas (FEC) podem ser expressos da seguinte forma: FEC = N 0 N i () em que N 0 é o número de aplicações admissíveis da solicitação-padrão e N i é o número de aplicações admissíveis da solicitação i para a qual se quer determinar a equivalência. A aplicação de carga produz uma mudança no estado de tensão da estrutura do pavimento, quantificada pelas respostas estruturais. Pesquisas teóricas e experimentais têm mostrado que algumas respostas estruturais podem ser utilizadas para a previsão da evolução de diferentes formas de deterioração e, conseqüentemente, do desempenho dos pavimentos. De acordo com o proposto por Miner (95), o dano unitário, causado por uma aplicação de carga, corresponde ao inverso do número (N) de aplicações de carga necessário para levar o pavimento a um estado de ruptura. Considerando-se válida a Lei de Miner, os Fatores de Equivalência de Cargas podem ser definidos pela relação entre os danos unitários causados pela solicitação em análise e pela solicitação-padrão, segundo a expressão: FECi = / Ni / N0 = N0 Ni () em que: FEC i : Fator de Equivalência de Cargas para a solicitação i; N 0 : número admissível de aplicações de carga previsto para a solicitação-padrão; N i : vida em serviço prevista para a solicitação i. Para o desenvolvimento de Fatores de Equivalência de Cargas empírico-mecanísticos é preciso conhecer, além da hipótese de Miner, a equação para previsão de desempenho dos pavimentos, que relaciona um determinado nível de deterioração com o número de repetições de uma dada resposta estrutural. Normalmente, o nível de deterioração adotado é aquele que corresponde ao fim da vida em serviço (número de repetições admissível, N). Os modelos empíricomecanísticos utilizados para previsão da vida em serviço de um pavimento apresentam a seguinte forma geral: ( ρ) b N = a () em que: N é o número admissível de aplicações de carga; a e b são, respectivamente, o coeficiente e o expoente associados à forma de deterioração, à resposta estrutural considerada, ao tipo de ensaio e à estrutura analisada; ρ é uma resposta estrutural genérica. Fica evidenciada a possibilidade de expressar os Fatores de Equivalência de Cargas como uma potência da razão entre as respostas estruturais correspondentes à solicitação em análise (ρ i ) e à solicitação-padrão (ρ 0 ): FEC i b = i ρ ρ 0 () pois para o cálculo dos FEC apenas o expoente b tem importância, uma vez que o coeficiente a é cancelado quando da divisão de N 0 por N i. Os FEC empírico-mecanísticos são baseados, portanto, em programas para cálculo das respostas estruturais dos pavimentos às solicitações individuais do tráfego e em modelos para previsão do desempenho dos pavimentos (equações que relacionam a vida em serviço à magnitude da resposta estrutural considerada). Mecanismos de deterioração dos pavimentos Um pavimento pode deteriorar-se segundo diferentes mecanismos: trincas por fadiga do revestimento asfáltico, deformação permanente nas trilhas das rodas, trincas por fadiga das camadas tratadas com cimento, trincas por contração térmica, deformações ocasionadas por subleito compressível ou expansível, perda de adesão entre asfalto e agregados, etc. Neste trabalho, consideram-se apenas as formas de deterioração associadas ao comprometimento estrutural dos pavimentos e resultantes da repetição de solicitações impostas pelos veículos, ou seja, as trincas por fadiga do revestimento asfáltico e a deformação permanente nas trilhas das rodas. São apresentados, também, os modelos empírico-mecanísticos utilizados para a previsão da evolução dessas formas de deterioração. Estão excluídos, portanto, mecanismos de deterioração resultantes do desgaste do revestimento por abrasão ou distribuição irregular de material asfáltico, de má dosagem da mistura betuminosa, de compactação inadequada, de expansão ou contração causada por fatores ambientais e outros não associados às solicitações do tráfego. Trincas por fadiga do revestimento asfáltico A repetição de deformações elásticas (resilientes) causadas pelas solicitações do tráfego é responsável pelo aparecimento e evolução de trincas por fadiga dos revestimentos asfálticos, que constituem o principal mecanismo de deterioração observado nas rodovias brasileiras (Queiroz, 98). As trincas por fadiga do revestimento asfáltico são reconhecidas como um importante mecanismo de deterioração por todos os métodos de dimensionamento de pavimentos flexíveis, sendo também aquele que causa a maior parcela dos custos de manutenção e reabilitação de rodovias. A deterioração por fadiga do revestimento asfáltico é influenciada pela magnitude das cargas, incluindo os efeitos da pressão de enchimento dos pneus, do tipo de rodagem, do tipo de pneu, do tipo de eixo e do sistema de suspensão;

5 EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS 7 pelo número de aplicações de carga; e pelas propriedades das misturas asfálticas (tipo de cimento asfáltico, tipo de agregado, compactação, volume de vazios, etc.). O processo de fadiga torna-se mais pronunciado à medida que os materiais envelhecem e têm suas propriedades alteradas. Segundo Haas et al. (99), Deacon (965) foi o primeiro a propor que a ruptura de misturas asfálticas por fadiga poderia ser descrita pela relação entre a deformação horizontal de tração na fibra inferior da camada asfáltica (ε ht, ) e o número (N) de aplicações do eixo-padrão de 80 kn. Dentre as equações mais utilizadas estão as propostas por Finn et al. (977), que consideram dois níveis de trincas por fadiga (inferior a 0% ou superior a 5%, em área): log( N )( 0%) = 5,97,9 log( ε ht, ) 0,85 log( E) (5) log( N )( 5%) = 6,086,9 log( ε ht, ) 0,85 log( E ) (6) em que E é expresso em ksi (.000 psi = 7.0 kpa) e ε ht, 0 6. Deformação permanente nas trilhas das rodas O acúmulo de deformação permanente nas trilhas das rodas, também conhecido como trilha de roda no meio rodoviário brasileiro (rutting na literatura de língua inglesa), altera o perfil transversal da superfície do pavimento, sendo caracterizado por depressões longitudinais sob a trajetória das rodas, que podem ser acompanhadas por pequena elevação lateral. A deformação permanente nas trilhas das rodas é um defeito estrutural que contribui para a perda de serventia, sendo indesejável também do ponto de vista da segurança, uma vez que pode causar empoçamentos que afetam o controle dos veículos (aquaplanagem). A deformação permanente nas trilhas das rodas desenvolve-se gradualmente com o aumento do número de aplicações de carga, que causam a densificação e/ou deformação por cisalhamento, em função de inadequação estrutural, má compactação das camadas e do subleito ou ainda dosagem inadequada da mistura asfáltica. Embora seja a forma mais importante de deterioração dos pavimentos em muitos países, a deformação permanente nas trilhas das rodas não tem a mesma importância relativa para os pavimentos brasileiros, uma vez que ela dificilmente constitui o fator deflagrador de atividades de manutenção. Conforme relatado por Queiroz (98), as deformações permanentes medidas durante a Pesquisa sobre o Interrelacionamento dos Custos Rodoviários (PICR) foram muito pequenas, com valor médio de apenas,5 mm e valor máximo de 7, mm (inferior, portanto, ao limite mais conservador encontrado na literatura internacional). Em outro trabalho, Queiroz (98) relata que 95% das rodovias pavimentadas do Brasil apresentam deformação permanente inferior a 5 mm. A estrutura geral dos modelos para previsão da evolução da deformação permanente nas trilhas das rodas em função das solicitações do tráfego é análoga à desenvolvida por Deacon (965) para a previsão da evolução das trincas por fadiga do revestimento. As várias equações que associam o valor-limite da deformação permanente (por exemplo, 0 mm) ao número de repetições admissível da solicitação-padrão (N) consideram a resposta estrutural deformação vertical de compressão no topo do subleito (ε vc,m ) segundo a forma geral: N a = vc, m b ε (7) A diferença básica entre as diferentes equações propostas reside nos valores das constantes a e b, que são obtidas de correlações das análises mecanísticas com resultados de observações de pavimentos em serviço. Claessen et al. (977), com base em retroanálise dos dados do AASHO Road Test e considerando um valor de Índice de Serventia Final (pt) igual a,5, obtiveram a = 6,5 0 7 e b =,00. Equações para cálculo dos FEC e estruturas de pavimento Para a determinação dos Fatores de Equivalência de Cargas, considerando-se os modelos empírico-mecanísticos apresentados para previsão das formas de deterioração trincas por fadiga do revestimento asfáltico e acúmulo de deformação permanente nas trilhas de rodas, têm-se as seguintes equações: [ ] ( ε, ) ( ε, ) ( ε, ), 9 FEC ht ht i ht 0 = (8) [ 0 ] ( ε, ) = ( ε, ) ( ε, ) FEC vc m vc m i vc m (9) em que: deformação horizontal de tração na fibra inferior do revestimento, ε ht, ; deformação vertical de compressão no topo do subleito, ε vc,m. Programa Computacional ELSYM5 O programa computacional ELSYM5 (Elastic Layered System), utilizado para o cálculo de tensões, deformações e deslocamentos em um sistema de camadas elástico-lineares, foi desenvolvido na Universidade da Califórnia em Berkeley. Neste trabalho é utilizada a versão do ELSYM5 para microcomputadores, desenvolvida por Kopperman et al. (985), sob patrocínio do FHWA (Federal Highway Administration), e que foi adquirida no McTrans Center da Universidade da Flórida, em Gainesville.

6 8 FERNANDES JÚNIOR et al. O programa ELSYM5 determina as respostas estruturais em um sistema tridimensional (sistema de coordenadas X, Y, Z) de camadas elástico-lineares, submetido a até 0 cargas verticais aplicadas na superfície do sistema (Z = 0). As solicitações são descritas por dois dos três itens seguintes: carga, pressão de contato e raio da superfície de carregamento, sendo o terceiro item determinado automaticamente pelo programa. Os dados de entrada do programa são: propriedades das camadas (espessura, módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson), localização e magnitude das cargas (uniformemente distribuídas sobre superfícies circulares idênticas, perpendiculares às camadas do pavimento) e coordenadas para determinação das respostas estruturais (máximo de 00 pontos diferentes). O programa admite que cada camada é formada por material homogêneo, isotrópico, sem peso e elástico-linear. A superfície do sistema é livre de esforços cisalhantes. Cada camada tem espessura uniforme e extensão infinita na direção horizontal. Há continuidade entre as camadas (interfaces perfeitamente atritivas ou rugosas). A camada inferior pode ser semi-infinita ou suportada por uma base rígida. A seqüência seguida neste trabalho para avaliação dos efeitos relativos dos pneus Trelleborg e convencionais pode ser apresentada da seguinte forma: os dados de entrada (informações sobre as solicitações do tráfego: carga por eixo, número de pneus e área de contato pneu pavimento) são utilizados pelos modelos que calculam as respostas estruturais (tensões, deformações e deslocamentos), a partir das espessuras (H i ) e propriedades mecânicas (E i e ν i ) dos materiais constituintes das camadas do pavimento, com as quais podem ser determinados os FEC correspondentes a cada solicitação do tráfego. Como os Fatores de Equivalência de Cargas também dependem da estrutura dos pavimentos, foram consideradas duas estruturas diferentes, representativas das mais utilizadas nas rodovias do Estado de São Paulo e já utilizadas por Fernandes Jr. (995) em estudo sobre os efeitos de pneus extralargos (supersingle): Estrutura A (Figura 7), associada a um tráfego de leve a médio, e Estrutura B (Figura 8), associada a um tráfego de médio a pesado. Do ponto de vista estatístico, as diferentes estruturas constituem réplicas, reforçando as conclusões quanto aos efeitos dos fatores de tráfego, uma vez que a variação entre réplicas fornece uma medida dos erros que afetam as comparações entre os tratamentos. H =,5 cm E =.06 MPa K 0 = 0,65 Tratamento superficial duplo H = 0 cm E = 76 MPa k = 9 MPa Brita graduada K 0 = 0,60 H = 0 cm E =0 MPa k = 5 MPa Sub-base arenosa K = 0,70 0 Subleito argiloso Figura 7 Estrutura A: revestimento delgado com menor módulo de elasticidade (tratamento superficial duplo).

7 EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS 9 H = 0 cm E =.9 MPa K 0 = 0,65 Concreto asfáltico H = 0 cm E = 5 MPa k = 6 MPa Brita graduada K 0 = 0,60 H = 0 cm E =76 MPa k = 9 MPa Sub-base arenosa K = 0,70 0 Subleito argiloso Figura 8 Estrutura B: revestimento espesso com maior módulo de elasticidade (concreto betuminoso usinado a quente). Resultados Áreas de contato Foi necessária a determinação das áreas de contato efetivas entre os pneus e os pavimentos, uma vez que os pneus Trelleborg apresentam footprint com muitos vazios e, portanto, inviabilizam a consideração da hipótese simplificadora, válida para os pneus convencionais, de que a pressão de contato é igual à pressão de enchimento dos pneus. O procedimento adotado no campo foi o seguinte: com um macaco hidráulico erguia-se o semi-eixo (Figura 9), pintava-se o pneu (ou pneus, no caso de rodas duplas Figura 0), colocava-se embaixo do pneu uma placa de madeira e, finalmente, abaixava-se o macaco hidráulico (Figura ). Posteriormente, no escritório, eram digitalizadas as superfícies de contato obtidas (Figura ) e, com auxílio do programa computacional AutoCAD, determinavamse as áreas e os centros de gravidade. Os resultados das determinações da área efetiva de contato pneu pavimento são apresentados nas Tabelas, e, enquanto os resultados da pressão de contato são mostrados nas Tabelas, 5 e 6. Para o eixo-padrão (eixo simples, rodas duplas, carga por eixo de 80 KN e pressão de enchimento igual a 56 KPa), tem-se: área efetiva de contato pneu pavimento: 780,8 cm ; área teórica: 79,90 cm ; pressão de contato pneu pavimento (média): 7 psi; pressão de enchimento dos pneus: 80 psi.

8 0 FERNANDES JÚNIOR et al. Figura 9 Detalhe do levantamento de semi-eixo para pintura do pneu. Figura 0 Detalhe da pintura do pneu. Figura Vista geral após abaixamento do pneu sobre a placa de madeira. Tabela Área efetiva de contato pneu pavimento (cm ), para diferentes pressões dos pneus (p), e comparação com área teórica: eixo simples dianteiro. Pneu Trelleborg (0 cm) Pneu convencional carregamento p = 76 KPa p = 7 KPa p = 58 KPa p = 56 KPa p = 70 KPa Vazio 50,5 7,58 7,0 7,88 5,99 (Teórica) (996,9) (55,85) (8,) (9,) (6,8) Carregado 685, 97,6,98,56,5 (Teórica) (67,) (680,5) (55,86) (9,65) (,)

9 EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS Tabela Área efetiva de contato pneu pavimento (cm ), para diferentes pressões dos pneus (p), e comparação com área teórica: tandem duplo (eixo trator). Pneu Trelleborg (60 cm) Pneu convencional Carregamento p = 97 KPa p = 66 KPa p = 58 KPa p = 56 KPa p = 70 KPa Vazio,08 0,9 06,8 0,9,05 (Teórica) (,) (66,) (7,6) (9,65) (,) Carregado 97,80 679,75 60,68 65,08 78,56 (Teórica) (,) (80,) (86,0) (87,8) (665,8) Tabela Área efetiva de contato pneu pavimento (cm ), para diferentes pressões dos pneus (p), e comparação com área teórica: eixo simples traseiro. Pneu Trelleborg (70 cm) Pneu convencional carregamento p = 76 KPa p = 7 KPa p = 58 KPa p = 56 KPa p = 70 KPa Vazio 9,9 69,9 65,7 (Teórica) (08,9) (60,) (6,0) Carregado 9,86 780,75 756,8 (Teórica) (88,9) (58,) (095,5) Tabela Pressão de contato média (psi): comparação com a pressão de enchimento dos pneus para o eixo simples dianteiro. Pneu Trelleborg (0 cm) Pneu convencional carregamento p = 5 psi p = 5 psi p = 65 psi p = 80 psi p = 00 psi Vazio Carregado Tabela 5 Pressão de contato média (psi): comparação com a pressão de enchimento dos pneus para o tandem duplo (eixo trator). Pneu Trelleborg (60 cm) Pneu convencional carregamento p = 8 psi p = 5 psi p = 75 psi p = 80 psi p = 00 psi Vazio Carregado Tabela 6 Pressão de contato média (psi): comparação com a pressão de enchimento dos pneus para eixo simples traseiro. Pneu Trelleborg (70 cm) Pneu convencional carregamento p = 5 psi p = 5 psi p = 65 psi p = 80 psi p = 00 psi Vazio Carregado 8 9 9

10 FERNANDES JÚNIOR et al. Fatores de Equivalência de Carga Para fins de comparação dos pneus Trelleborg com os pneus convencionais, foram feitas análises estruturais, utilizando-se o programa computacional ELSYM5 e as estruturas de pavimento apresentadas nas Figuras 7 e 8. Foram determinadas as respostas estruturais deformação horizontal de tração na fibra inferior do revestimento asfáltico e deformação vertical de compressão no topo do subleito para todos os eixos de duas composições, uma equipada somente com pneus Trelleborg e outra apenas com pneus convencionais, sendo consideradas, também, duas condições de carregamento (vazio e carregado) e, em ambas, pressão de enchimento máxima, para representar a condição de tráfego em via pavimentada. Para a Estrutura A, menos suscetível à forma de distribuição das cargas por eixo, os efeitos dos pneus Trelleborg foram determinados considerando-se apenas uma superfície de carregamento, com área total igual à soma das áreas de contato. Para o cálculo dos FEC com a Estrutura B foram consideradas as superfícies de contato pneu pavimento (footprint) determinadas no campo e apresentadas nas Figuras a, sendo cada área representada, para fins de cálculo das respostas estruturais com o programa ELSYM5, por uma superfície circular com área equivalente e centro coincidente com o centro de gravidade da figura determinada no campo, considerandose, ainda, distribuição uniforme da pressão de contato. Os resultados obtidos (FEC) encontram-se nas Tabelas 7 e 8, destacando-se que para as condições vazio e carregado a linha superior apresenta os FEC calculados com a resposta estrutural deformação horizontal de tração na fibra inferior do revestimento (ε ht, ), enquanto a linha inferior apresenta os FEC calculados com a resposta estrutural deformação vertical de compressão no topo do subleito (ε vc,m ) a) Vazio b) Carregado Figura Pneu Trelleborg, eixo simples dianteiro (0 cm), pressão = 65 psi. 5 a) Vazio b) Carregado Figura Pneu Trelleborg, tandem duplo (60 cm), pressão = 75 psi.

11 EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS 6 5 a) Vazio b) Carregado Figura Pneu Trelleborg, eixo simples traseiro (70 cm), pressão = 65 psi. Tabela 7 Fatores de equivalência de carga para estrutura de pavimento A. carregamento Vazio Carregado Pneus Trelleborg Pneus convencionais ESD TD EST Σ ESD TD EST Σ, 0,6 0,87,66 6, 7,9, 7,6 0,0 0,6 0, 0,69 0,0 0, 0,06 0, 0,99 0,50 0,0,5 0,7,9,08 6, 0, 7,69,79,7 0,,68,5 6, Tabela 8 Fatores de equivalência de carga para estrutura de pavimento B. carregamento Vazio Carregado Pneus Trelleborg Pneus convencionais ESD TD EST Σ ESD TD EST Σ 0,,5 0,8,86 0,50 0,7 0,9,5 0,08 0,8 0,09 0,5 0,07 0,0 0,06 0, 0,,78, 5,5 0,98,,08 6,7 0,6,68,6 8,0 0,7,6, 6, Análise dos resultados Pode-se observar que a composição equipada com pneus Trelleborg resulta em menores Fatores de Equivalência de Carga (menor deterioração dos pavimentos) quando considerados os efeitos no revestimento asfáltico, principalmente na condição crítica (carregado). Por outro lado, quando considerados os efeitos sobre o subleito, a composição equipada com pneu Trelleborg resulta em maiores Fatores de Equivalência de Carga que os obtidos com os pneus convencionais, devendo-se destacar, novamente, a menor importância relativa do acúmulo de deformação permanente nas trilhas de rodas diante das trincas por fadiga do revestimento asfáltico, particularmente no caso das rodovias brasileiras que apresentam volumes de tráfego de leve a médio, como é o caso dos trechos de rodovias utilizados pelos caminhões equipados com pneus Trelleborg para o transporte de cana-de-açúcar. Conclusão Diante das análises dos efeitos dos pneus Trelleborg sobre o desempenho de pavimentos apresentadas neste trabalho, que consideraram análises teóricas com o programa computacional ELSYM5, conclui-se que os eixos adaptados com pneus Trelleborg, com pressão de enchimento de até 65 psi nos eixos simples (dianteiro e traseiro) e de até 75 psi no tandem duplo, não provocam redução de desempenho dos pavimentos superior à causada por eixos equipados com pneus convencionais e mesma carga por eixo.

12 FERNANDES JÚNIOR et al. Referências Bibliográficas AASHTO AMERICAN ASSOCIATION OF STATE HIGHWAYS AND TRANSPORTATION OFFICIALS. Guide for Design of Pavement Structures CLAESSEN, A. M.; EDWARDS, J. M.; SOMMER, P.; UGE, P. Asphalt pavement design: the shell method. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON THE STRUCTURAL DESIGN OF ASPHALT PAVEMENTS,. Proceedings... v., p. 7-. University of Michigan. Ann Arbor, Michigan, 977. DEACON, J. A. Fatigue of asphalt concrete Thesis (PhD) University of California, Berkeley, California. FERNANDES JR., J. L. Investigação dos efeitos das solicitações do tráfego sobre o desempenho de pavimentos Tese (Doutorado) Escola de Engenharia de São Carlos, USP. FINN, F. N.; SARAF, C.; KULKARNI, R.; NAIR, K.; SMITH, W.; ABDULLAH, A. The use of distress prediction subsystems for the design of pavement structures. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON THE STRUCTURAL DESIGN OF ASPHALT PAVEMENTS,. Proceedings... University of Michigan, Ann Arbor, Michigan, p. -8, 977. HAAS, R.; HUDSON, W. R.; ZANIEWSKI, J. Modern pavement management. Malamar, Florida: Krieger Publishing Co., 99. KOPPERMAN, S.; TILLER, G.; TSENG, M. T. ELSYM5 Interactive Microcomputer Version. User s Manual IBM-PC and Compatible Version. FHWA, Final Report DTFH6-85- C-0005, 985. MINER, M. A. Cumulative damage in fatigue. Journal of Applied Mechanics, American Society of Mechanical Engineers, September, 95. QUEIROZ, C.A.V. Modelos de desempenho de pavimentos: desenvolvimento e aplicação. Rio de Janeiro: DNER 69/50, IPR, 98. QUEIROZ, C. A. V. Performance prediction models for pavement management in Brazil. 98. Dissertation (PhD) The University of Texas at Austin. SOUZA, M. L. Método de projeto de pavimentos flexíveis. DNER, 98.