efeitos dos pneus trelleborg sobre pavimentos asfálticos

EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS
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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, 400, CEP 13566-590, São Carlos, SP
Antônio Carlos Gigante
Técnico do Depto. de Transporte da EESC-USP,
Av. Trabalhador São-carlense, 400, CEP 13566-590, 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 1 e 2).
Figura 1 Vista geral da área onde foram determinadas as impressões das áreas de contato pneu–pavimento (footprint).
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FERNANDES JÚNIOR et al.
Figura 2
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 3). 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:
"Romeu"
Figura 3
Figura 4
Minerva, 2(1): 13-24
• Goodyear G 186, 22-045 – 10.00 R 20 (radial);
• 900X20 – diagonal (eixo simples padrão: rodas
duplas, 80 KN de carga por eixo, 563 KPa de
pressão de enchimento dos pneus).
Têm sido utilizados os seguintes modelos de pneu
Trelleborg:
• Eixo simples dianteiro (ESD): “steel grip 159”,
400/65 – 26.5 12PR (Figura 4);
• Tandem duplo (TD): “twin 423”, 600/50B – 22.5
160D (Figura 5);
• Eixo simples traseiro (EST): “twin 404”, 700/
40B – 22.5 162D (Figura 6).
"Julieta"
Composição em que geralmente são instalados os pneus Trelleborg.
Vista de pneu Trelleborg no eixo simples dianteiro (40 cm de largura).
EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS
Figura 5
Figura 6
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Vista de pneu Trelleborg no tandem duplo (60 cm de largura).
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,
1981), e do Método da AASHTO (1986), 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
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16
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 = N0 Ni
(1)
em que N0 é o número de aplicações admissíveis da
solicitação-padrão e Ni 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 (1945), 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 = 1 / Ni 1 / N0 = N0 Ni
(2)
em que:
FECi: Fator de Equivalência de Cargas para a solicitação
i;
N0: número admissível de aplicações de carga previsto
para a solicitação-padrão;
Ni: 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:
N = a × (1 ρ )
b
(3)
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
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da razão entre as respostas estruturais correspondentes à
solicitação em análise (ρi) e à solicitação-padrão (ρ0):
FECi =  ρ i ρ 

0
b
(4)
pois para o cálculo dos FEC apenas o expoente b tem
importância, uma vez que o coeficiente a é cancelado
quando da divisão de N0 por Ni.
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, 1981). 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;
EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS
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. (1994), Deacon (1965) 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
(εht,1) e o número (N) de aplicações do eixo-padrão de 80
kN. Dentre as equações mais utilizadas estão as propostas
por Finn et al. (1977), que consideram dois níveis de trincas
por fadiga (inferior a 10% ou superior a 45%, em área):
log( N ) ( ≤10%) = 15,947 − 3, 291 × log(ε ht ,1 ) − 0,854 × log( E1 )
(5)
log( N ) ( ≥ 45%) = 16,086 − 3, 291 × log(ε ht ,1 ) − 0,854 × log( E1 )
(6)
em que E1 é expresso em ksi (1.000 psi = 7.032 kPa) e
εht,1 × 106.
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 (1981), as deformações
permanentes medidas durante a Pesquisa sobre o Interrelacionamento dos Custos Rodoviários (PICR) foram muito
pequenas, com valor médio de apenas 2,5 mm e valor
máximo de 7,4 mm (inferior, portanto, ao limite mais
conservador encontrado na literatura internacional). Em
outro trabalho, Queiroz (1982) relata que 95% das rodovias
pavimentadas do Brasil apresentam deformação permanente
inferior a 5 mm.
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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 (1965) para a previsão da evolução
das trincas por fadiga do revestimento. As várias equações
que associam o valor-limite da deformação permanente
(por exemplo, 20 mm) ao número de repetições admissível
da solicitação-padrão (N) consideram a resposta estrutural
deformação vertical de compressão no topo do subleito
(εvc,m) segundo a forma geral:

N = a ×  1

ε
vc , m 

b
(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. (1977), com base em retroanálise dos dados
do AASHO Road Test e considerando um valor de Índice
de Serventia Final (pt) igual a 2,5, obtiveram a = 6,15 ×
1017 e b = 4,00.
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 ) ]
FEC(ε ht ,1 ) = (ε ht ,1 )i
FEC(ε vc ,m ) = (ε vc ,m )i
3, 291
(8)
ht ,1 0
4
vc , m 0
(9)
em que:
deformação horizontal de tração na fibra inferior do
revestimento, εht,1;
deformação vertical de compressão no topo do subleito,
εvc,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. (1985), sob patrocínio do FHWA (Federal
Highway Administration), e que foi adquirida no McTrans
Center da Universidade da Flórida, em Gainesville.
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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 10 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
100 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
H1 = 2,5 cm
E1 = 1.406 MPa
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 (Hi) e propriedades
mecânicas (Ei e νi) 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. (1995) 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.
Tratamento
superficial
duplo
K0 = 0,65
H2 = 20 cm
E2 = 176 MPa
Brita graduada
k1 = 49 MPa
K0 = 0,60
H3 = 30 cm
E3 =140 MPa
Sub-base arenosa
k1 = 35 MPa
K0 = 0,70
Subleito argiloso
Figura 7
Estrutura A: revestimento delgado com menor módulo de elasticidade (tratamento superficial duplo).
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EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS
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H1 = 10 cm
E1 = 4.219 MPa
Concreto
asfáltico
K0 = 0,65
H2 = 20 cm
E2 = 352 MPa
Brita graduada
k1 = 63 MPa
K0 = 0,60
H3 = 20 cm
E3 =176 MPa
Sub-base arenosa
k1 = 49 MPa
K0 = 0,70
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 10), colocava-se embaixo do pneu uma placa de
madeira e, finalmente, abaixava-se o macaco hidráulico
(Figura 11). Posteriormente, no escritório, eram digitalizadas
as superfícies de contato obtidas (Figura 2) 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 1, 2 e 3, enquanto os resultados
da pressão de contato são mostrados nas Tabelas 4, 5 e 6.
Para o eixo-padrão (eixo simples, rodas duplas, carga
por eixo de 80 KN e pressão de enchimento igual a 563
KPa), tem-se:
• área efetiva de contato pneu–pavimento: 780,28
cm2;
• área teórica: 729,90 cm2;
• pressão de contato pneu–pavimento (média): 73
psi;
• pressão de enchimento dos pneus: 80 psi.
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FERNANDES JÚNIOR et al.
Figura 9
Detalhe do levantamento de semi-eixo para pintura do pneu.
Figura 10 Detalhe da pintura do pneu.
Figura 11 Vista geral após abaixamento do pneu sobre a placa de madeira.
Tabela 1 Área efetiva de contato pneu–pavimento (cm2), para diferentes pressões dos pneus (p),
e comparação com área teórica: eixo simples dianteiro.
Condição de
carregamento
Vazio
(Teórica)
Carregado
(Teórica)
Minerva, 2(1): 13-24
Pneu Trelleborg (40 cm)
p = 176 KPa
p = 317 KPa p = 458 KPa
503,15
417,58
327,40
(996,94)
(553,85)
(383,44)
685,14
497,36
423,98
(1367,23)
(680,45)
(525,86)
Pneu convencional
p = 563 KPa
p = 704 KPa
272,88
325,99
(329,34)
(263,48)
334,56
323,52
(391,65)
(313,32)
EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS
21
Tabela 2 Área efetiva de contato pneu–pavimento (cm2), para diferentes pressões dos pneus (p),
e comparação com área teórica: tandem duplo (eixo trator).
Condição de
Carregamento
Vazio
(Teórica)
Carregado
(Teórica)
Pneu Trelleborg (60 cm)
p = 197 KPa
p = 366 KPa p = 528 KPa
433,08
340,19
306,18
(1142,13)
(616,24)
(427,26)
973,80
679,75
610,68
(2314,32)
(1280,41)
(864,01)
Pneu convencional
p = 563 KPa
p = 704 KPa
404,19
342,05
(391,65)
(313,32)
654,08
718,56
(827,81)
(665,81)
Tabela 3 Área efetiva de contato pneu–pavimento (cm2), para diferentes pressões dos pneus (p),
e comparação com área teórica: eixo simples traseiro.
Condição de
carregamento
Vazio
(Teórica)
Carregado
(Teórica)
Pneu Trelleborg (70 cm)
p = 176 KPa
p = 317 KPa p = 458 KPa
449,39
369,91
365,72
(1082,39)
(601,33)
(416,30)
1493,86
780,75
756,18
(2848,39)
(1582,44)
(1095,53)
Pneu convencional
p = 563 KPa
p = 704 KPa
–
–
–
–
–
–
–
–
Tabela 4 Pressão de contato média (psi): comparação com a pressão de enchimento dos
pneus para o eixo simples dianteiro.
Condição de
carregamento
Vazio
Carregado
Pneu Trelleborg (40 cm)
p = 25 psi
p = 45 psi
p = 65 psi
50
60
76
50
62
81
Pneu convencional
p = 80 psi
p = 100 psi
97
81
94
97
Tabela 5 Pressão de contato média (psi): comparação com a pressão de enchimento dos pneus para o
tandem duplo (eixo trator).
Condição de
carregamento
Vazio
Carregado
Pneu Trelleborg (60 cm)
p = 28 psi
p = 52 psi
p = 75 psi
74
94
105
67
98
106
Pneu convencional
p = 80 psi
p = 100 psi
78
92
101
93
Tabela 6 Pressão de contato média (psi): comparação com a pressão de enchimento dos pneus para eixo simples traseiro.
Condição de
carregamento
Vazio
Carregado
Pneu Trelleborg (70 cm)
p = 25 psi
p = 45 psi
p = 65 psi
60
73
74
48
91
94
Pneu convencional
p = 80 psi
p = 100 psi
–
–
–
–
Minerva, 2(1): 13-24
22
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 12 a 14, 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 (εht,1), enquanto a linha inferior apresenta
os FEC calculados com a resposta estrutural deformação
vertical de compressão no topo do subleito (εvc,m).
10
11
9
10
9
8
8
7
5
6
7
6
5
3
4
3
4
1
2
1
a) Vazio
Figura 12
b) Carregado
Pneu Trelleborg, eixo simples dianteiro (40 cm), pressão = 65 psi.
5
4
4
3
3
2
2
1
a) Vazio
b) Carregado
Figura 13 Pneu Trelleborg, tandem duplo (60 cm), pressão = 75 psi.
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EFEITOS DOS PNEUS TRELLEBORG SOBRE PAVIMENTOS ASFÁLTICOS
4
23
6
5
3
4
2
3
1
1
a) Vazio
Figura 14
Pneu Trelleborg, eixo simples traseiro (70 cm), pressão = 65 psi.
Tabela 7
Fatores de equivalência de carga para estrutura de pavimento A.
Condição de
carregamento
ESD
1,33
0,10
0,99
0,24
Vazio
Carregado
Tabela 8
Condição de
carregamento
Vazio
Carregado
b) Carregado
Pneus
Trelleborg
TD
EST
10,46
0,87
0,46
0,13
0,50
0,03
7,69
4,79
Σ
12,66
0,69
1,52
12,72
ESD
6,22
0,04
10,74
0,11
Pneus
convencionais
TD
EST
17,19 14,23
0,21
0,06
3,29
2,08
3,68
2,45
Σ
37,64
0,31
16,11
6,24
Fatores de equivalência de carga para estrutura de pavimento B.
ESD
0,23
0,08
0,33
0,16
Pneus
Trelleborg
TD
EST
1,25
0,38
0,28
0,09
2,78
2,14
4,68
3,26
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
Σ
1,86
0,45
5,25
8,10
ESD
0,50
0,07
0,98
0,17
Pneus
convencionais
TD
EST
0,73
0,29
0,20
0,06
3,31
2,08
3,63
2,42
Σ
1,52
0,33
6,37
6,22
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.
Minerva, 2(1): 13-24
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FERNANDES JÚNIOR et al.
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