( PDF ) Ação da carbonatação em vigas de concreto armado sob tensão, executadas em escala natural e reduzida

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VALDIRENE MARIA SILVA

Ação da carbonatação em vigas de concreto armado sob tensão,

executadas em escala natural e reduzida

Tese apresentada à Escola de Engenharia

de São Carlos da Universidade de São

Paulo, como parte dos requisitos para a

obtenção do título de Doutor em

Engenharia de Estruturas.

ORIENTADOR: Prof. Dr. Jefferson B. L. Liborio

São Carlos – SP

2007

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Ficha catalográfica preparada pela Seção de Tratamento

da Informação do Serviço de Biblioteca – EESC/USP

Silva, Valdirene Maria

S586a Ação da carbonatação em vigas de concreto armado sob tensão,

executadas em escala natural e reduzida / Valdirene Maria Silva. –- São

Carlos, 2007.

Tese (Doutorado) –- Escola de Engenharia de São Carlos-

Universidade de São Paulo, 2007.

Área: Engenharia de Estruturas.

Orientador: Prof. Dr. Jefferson B. L. Liborio.

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Aos meus pais, Livertino e Geraldina,

pessoas as quais o meu amor é incondicional.

AGRADECIMENTOS

Ao meu orientador Jefferson B. L. Liborio, por acreditar em meu potencial e

proporcionar-me a oportunidade de crescer profissionalmente.

À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP), pela bolsa de

estudo concebida.

Ao Programa de Pós-Graduação do departamento de Engenharia de Estruturas e a

Escola de Engenharia de São Carlos, por possibilitar-me a realização desta pesquisa.

Ao meu esposo Valentim Capuzzo Neto pelo amor e companheirismos.

Aos meus familiares que sempre acreditaram em mim.

Ao Prof. Toshiaki Takeya pela competência profissional e suas importantes

contribuições a este trabalho.

Ao Prof. Mário de Castro por sua contribuição nas análises estatísticas realizadas.

A todos os amigos do Laboratório de Materiais Avançados à Base de Cimento

(LMABC): José Américo, Alessandra, Fernanda Giannotti, Vanessa, Sandra, Rafaelle, Tiago,

Wilson, Jorge e Marcos pelas ajudas, companheirismo, descontração e principalmente pela

amizade.

Ao Marcelo Antonio Sartorio pela amizade e por ajudar no desenvolvimento do

trabalho experimental.

A todos os colegas que contribuíram de forma direta ou indireta na realização desta

tese, em especial ao Francisco Sales Trajano Filho, à Luciana Pelaes Mascaro e à Alessandra

Feuzicana.

SUMÁRIO

LISTA DE FIGURAS v

LISTA DE TABELAS xiv

LISTA DE ABREVIATURAS xvii

LISTA DE SÍMBOLOS xviii

RESUMO xix

ABSTRACT xx

1. INTRODUÇÃO 1

1.1. Generalidades 1

1.2. Justificativas 3

1.3. Objetivos 4

1.4. Metodologia 5

1.5. Organização do trabalho 6

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 7

2.1. A carbonatação e suas influências 7

2.1.1. Determinação da profundidade de carbonatação por meio de equações

2.1.2. Medidas da profundidade de carbonatação

2.1.3. Influência das adições minerais na carbonatação

2.1.4. Formações mineralógicas do carbonato de cálcio

2.1.5. Concentração de dióxido de carbono

2.1.6. Redução no valor do pH pelo CO

, e suas conseqüências

2.1.7. Comportamento da carbonatação em regiões fissuradas

2.1.8. Estruturas de concreto armado expostas ao meio ambiente durante o período

da construção

2.2. Durabilidade das estruturas de concreto 37

2.2.1. Alguns fatores que influenciam na durabilidade das estruturas de concreto

2.2.1.1. Cobrimento nominal da armadura

2.2.1.2. Fissuras no concreto

2.2.1.3. Zona de interface

2.3. Modelos físicos reduzidos 49

2.3.1. Modelos Estruturais

2.3.1.1. Modelo com completa semelhança

2.3.1.2. Modelo com semelhança de primeira ordem

2.3.1.3. Modelo distorcido

2.3.1.4. Fatores de escala para modelos de concreto armado

2.3.2. Confiabilidade dos modelos físicos

2.3.3. Alguns trabalhos em modelos físicos

3. PROGRAMA EXPERIMENTAL 59

3.1. Caracterização dos materiais 60

3.2. Dosagem dos concretos 61

3.3. Propriedades dos concretos 62

3.4. Confecção das vigas de concreto armado em escala natural e reduzida 64

3.5. Instrumentação das vigas 66

3.6. Carregamento das vigas 68

3.7. Câmara de carbonatação acelerada 72

3.8. Determinação da profundidade de carbonatação 73

3.9. Análise microestrutural 75

3.9.1. Difratometria de raios-X (DRX)

3.9.2. Porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM)

3.9.3. Microscopia eletrônica de varredura (MEV)

4. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS E DISCUSSÕES 77

4.1. Propriedades mecânicas do concreto 77

4.1.1. Resistência à compressão simples

4.1.1.1. Comparação da resistência à compressão simples entre corpos-de-prova

referentes à escala natural e reduzida

4.1.2. Resistência à tração por compressão diametral

4.1.2.1. Comparação da resistência à tração por compressão diametral dos corpos-

de-prova referentes à escala natural e reduzida

4.1.3. Módulo de elasticidade

4.2. Comportamento estrutural das vigas de concreto armado em escala

natural e reduzida

4.2.1. Vigas em escala natural

4.2.1.1. Viga 1

4.2.1.2. Viga 2

iii

4.2.1.3. Viga 3

4.2.2. Vigas em escala reduzida

4.2.2.1. Modelo 1

4.2.2.2. Modelo 2

4.2.2.3. Modelo 3

4.3. Carbonatação em corpos-de-prova e vigas de concreto armado 96

4.3.1. Carbonatação da viga 1

4.3.2. Carbonatação da viga 2

4.3.3. Carbonatação da viga 3

101

4.3.4. Carbonatação do Modelo 1 103

4.3.5. Carbonatação do Modelo 2

105

4.3.6. Carbonatação do Modelo 3

107

4.3.7. Comparação das profundidades de carbonatação determinadas em corpos-de-

prova e nas vigas em escala natural e reduzida

109

4.3.8. Análise estatística da profundidade de carbonatação determinada nas vigas

em escala natural e reduzida

113

4.4. Frente de carbonatação nas fissuras 115

4.4.1. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras da viga 1

116

4.4.2. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras da viga 2

130

4.4.3. Determinação da frente carbonatação nas fissuras da viga 3

146

4.4.4. Análise dos resultados da carbonatação em fissuras das vigas 1, 2 e 3

163

4.4.5. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras do modelo 1

165

4.4.6. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras do modelo 2

170

4.4.7. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras do modelo 3

175

4.4.8. Análise dos resultados da carbonatação em fissuras dos modelos 1, 2 e 3

180

4.4.9. Análise estatística da abertura das fissuras e ajuste de equações que

representa a tendência da carbonatação na fissura

182

4.5. Verificação da corrosão nas barras de aço da armadura 185

4.6. Influência da variação da concentração de dióxido de carbono na

profundidade de carbonatação

187

4.7. Análise microestrutural 190

4.7.1. Difratometria de raios-X (DRX)

190

4.7.2. Porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM)

192

4.7.3. Microscopia eletrônica de varredura

195

4.7.3.1. Morfologia do carbonato de cálcio

196

4.7.3.2. Microestrutura na região fissurada

199

4.7.3.3. Microestrutura da zona de interface pasta/agregado

204

4.7.3.4. Microestrutura da zona de interface aço/pasta

210

4.7.3.5. Microestrutura das amostras de barras de aço em regiões com pontos de

corrosão

212

4.7.3.6. Microestrutura de amostras polidas

217

5. CONCLUSÃO 224

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 230

ANEXO A - CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS 244

ANEXO B - DIMENSIONAMENTO E RESULTADOS TEÓRICOS E

EXPERIMENTAIS DAS VIGAS E DOS MODELOS

254

ANEXO C - PROCEDIMENTOS ADOTADOS NO PROGRAMA

EXPERIMENTAL

272

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1

Gráfico tridimensional da relação entre profundidade de

carbonatação, resistência mecânica e porosidade. Fonte: Atis

(2004).

Figura 2.2

Representação esquemática da frente de carbonatação. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.3

Mecanismo sugerido para a carbonatação acelerada. Fonte: Bertos

et al. (2004).

Figura 2.4 Mecanismo de reação química. Fonte: Richardson (1988). 12

Figura 2.5

Micrografias dos compostos da pasta de cimento hidratada. (a)

Cristais de C-S-H, Silva (2004); (b) Cristais de CH, Monteiro (sd-

a).

Figura 2.6

Morfologia do carbonato de cálcio, Castro (2003).

Figura 2.7 Curva teórica experimental da profundidade de carbonatação em

função do tempo de exposição para o traço 1:3,0. Fonte: Silva

(2002)

Figura 2.8

Ábaco para obtenção da espessura de cobrimento às armaduras em

função do concreto (C10 a C50) e da vida útil desejada (1 a 100

anos). Fonte: Helene (1997).

Figura 2.9

Intensidade de carbonatação e pH da água de poros de concreto

submetido à carbonatação durante 8 e 16 semanas. Fonte: Chang e

Chen (2006).

Figura 2.10

Transformação da vaterita em calcita.

Fonte: http://www.mpikg.mpg.de/kc/coelfen/

- acessado em

06/10/2006 às 10h00min.

Figura 2.11

Microestrutura da aragonita.

Fonte: www.keele.ac.uk/depts/ch/groups/csg/cas/

- acessado em

06/10/2006 às 10h30min.

Figura 2.12

Diagrama simplificado de Pourbaix para o sistema água-ferro a

25ºC e 1 atm. Fonte: Pourbaix e Zoubov (1974), adaptado.

Figura 2.13

Célula de corrosão eletroquímica. Fonte: Helene e Cunha (2001).

Figura 2.14

Diferentes tipos de lepitocrocita (γ-FeOOH) encontradas como

produto de corrosão. Fonte: (a) Antunes et al. (2003) e (b) Koleva

et al. (2006).

Figura 2.15

Modelo de vida útil. Fonte: CEB 152 (1983).

Figura 2.16

Observação em fissura com 0,35 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.17

Observação em fissura com 0,05, 0,02 e 0,01 mm de abertura.

Fonte: Richardson (1988).

Figura 2.18

Observação em fissura com 0,8 e 0,3 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.19

Observação em fissura com 0,3, 0,2, 0,1 e 0,05 mm de abertura.

Fonte: Richardson (1988).

Figura 2.20

Observação em fissura com 0,4, 0,1, 0,25 e 0,15 mm de abertura.

Fonte: Richardson (1988).

Figura 2.21

Observação em fissura com baixa profundidade de carbonatação.

Fonte: Richardson (1988).

Figura 2.22

Observação em fissura com 0,6 e 0,25 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.23

Observação em fissura com 0,4 e 0,25 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.24

Observação em fissura com 0,25 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.25

Observação em fissura com 0,15 e 0,25 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.26

Observação em fissura com 0,10 e 0,08 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.27 Observação em fissura com 0,5 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.28

Observação em fissura carbonatada. Fonte: Richardson (1988).

Figura 2.29

Observação em fissura com 0,15 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Figura 2.30 Corpo-de-prova extraído de um segmento de seção de pilar

(concreto fck=20MPa), idade de 18 meses – instante de aplicação

de revestimento de argamassa. Fonte: Silva (2004).

Figura 2.31

Representação esquemática dos ciclos de fissuração, corrosão e

fissuração do concreto. Fonte: Monteiro (sd - b).

Figura 2.32

Distribuição média dos poros na zona de interface entre a pasta e o

agregado - concreto com relação água/cimento de 0,4. Fonte:

Nemati e Gardoni (2005).

Figura 2.33

Distribuição das fases presentes na hidratação da pasta de cimento

ao longo da zona de interface pasta/agregado. Fonte: Bentz e

Stutzman (1994)

Figura 2.34

Atuação da sílica ativa na zona de interface entre a pasta e o

agregado. (a) e (b) concreto sem adição de sílica ativa antes e após

a hidratação respectivamente. (c) e (d) concreto com adição de

sílica ativa antes e após a hidratação respectivamente. Fonte:

Bentur e Odler apud Castro (2003).

Figura 2.35

Dopagem dos agregados. Fonte: Liborio et al. (2005).

Figura 2.36

Zona de interface entre a pasta de cimento e um grão de areia. (a)

argamassa sem adição de sílica ativa, (b) argamassa com adição de

sílica ativa. Fonte: Bentur e Cohen (1987).

Figura 2.37

Modelo de material com completa semelhança. Fonte: Harris e

Sabnis (1999).

Figura 2.38

Modelo de material com distorção. Fonte: Harris e Sabnis (1999).

Figura 2.39 Relação da resistência à compressão x diâmetros dos corpos-de-

prova. Fonte: Harris e Sabnis (1999).

Figura 2.40

Pilar do vertedouro de barragem - Ilha Solteira. (a) Pilar

instrumentado para ensaio, (b) modelo físico reduzido -

Laboratório de Engenharia de Estruturas – EESC-USP, (c)

protótipo em escala natural.

Figura 3.1

Separação da argamassa (por peneiramento) do concreto utilizado

na moldagem das vigas em escala reduzida.

Figura 3.2

Representação esquemática dos ensaios realizados em corpos-de-

prova.

vii

Figura 3.3

Detalhamento da armadura da viga em escala natural, unidade em

cm.

Figura 3.4

Detalhamento da armadura de fretagem e da posição do tubo de

P.V.C. em ângulo para posterior passagem de cordoalha de aço.

Figura 3.5

Detalhamento da armadura da viga em escala reduzida e seu

posicionamento na forma metálica.

Figura 3.6

Detalhamento da instrumentação, unidade em cm.

Figura 3.7

Detalhamento da instrumentação do concreto e da armadura

referentes às vigas em escala natural.

Figura 3.8

Posicionamento dos extensômetros localizados no meio do vão das

vigas em escala reduzida. (a) barras de aço longitudinais

tracionadas; (b) região comprimida do concreto.

Figura 3.9

Aplicação do carregamento em uma viga de concreto armado em

escala natural.

Figura 3.10

Detalhamento do carregamento e da condição estática do ensaio.

Figura 3.11

Detalhe do encunhamento da cordoalha de aço de protensão e

macaco de aplicação de carregamento.

Figura 3.12

Esquema estático do ensaio das vigas em escala natural.

Figura 3.13

Sistema utilizado para realizar as leituras de carga e deformação.

Figura 3.14

Aplicação do carregamento nas vigas em escala reduzida.

Figura 3.15

Esquema estático do ensaio das vigas em escala reduzida

Figura 3.16

Câmara de carbonatação acelerada.

Figura 3.17

Desenho esquemático da câmara de carbonatação acelerada.

Figura 3.18

Detalhe dos dispositivos para controle da quantidade de CO

câmara de carbonatação - (a) Pressostato eletrônico programável,

(b) solenóide, (c) transdutor diferencial.

Figura 3.19

Técnica utilizada na extração de corpos-de-prova - (a) Viga de

concreto armado; (b) Detalhe do corpo-de-prova extraído da viga;

corpos-de-prova extraídos; (d) Exemplo da técnica utilizada na

verificação da profundidade de carbonatação.

Figura 3.20

Verificação da profundidade de carbonatação nas vigas em escala

reduzida.

Figura 4.1

Resistência à compressão simples dos concretos referentes às

vigas em escala natural (a) e escala reduzida (b).

Figura 4.2

Comparação da resistência à compressão simples dos concretos,

referentes às vigas em escala natural, submetidos à cura úmida e a

carbonatação.

Figura 4.3

Comparação da resistência à compressão simples dos concretos,

referentes às vigas em escala reduzida, submetidos à cura úmida e

a carbonatação.

Figura 4.4

Resistência à compressão simples dos corpos-de-prova submetidos

à cura úmida referentes aos concretos utilizados na confecção das

vigas em escala natural (a) e escala reduzida (b).

Figura 4.5

Resistência à compressão simples dos concretos utilizados na

confecção de vigas em escala natural e reduzida.

Figura 4.6

Resistência à compressão simples dos concretos utilizados na

confecção de vigas em escala natural e reduzida.

viii

Figura 4.7

Resistência à compressão simples, considerado o fator de escala,

para obter os valores referentes aos corpos-de-prova 150 x 300

mm.

Figura 4.8

Resistência à compressão simples, considerado o fator de escala,

para obter os valores referentes aos corpos-de-prova 150 x 300

mm.

Figura 4.9

Resistência à tração por compressão diametral dos concretos

utilizados na confecção das vigas em escala natural (a) e vigas em

escala reduzida (b).

Figura 4.10

Resistência à tração por compressão diametral dos corpos-de-

prova submetidos à cura úmida referentes aos concretos utilizados

na confecção das vigas em escala natural (a) e escala reduzida (b).

Figura 4.11

Resistência à tração por compressão diametral dos concretos

utilizados na confecção de vigas em escala natural e reduzida.

Figura 4.12

Resistência à tração por compressão diametral dos concretos

utilizados na confecção de vigas em escala natural e reduzida.

Figura 4.13 Módulo de elasticidade nas idades de 7, 28 e 56 dias obtidas em

corpos-de-prova submetidos à câmara úmida, e aos 56 dias de

idade para os expostos a carbonatação e ao meio ambiente. –

Referentes à viga 1.

Figura 4.14

Módulo de elasticidade nas idades de 7, 28 e 56 dias obtidas em

corpos-de-prova submetidos à câmara úmida, e aos 56 dias de

idade para os expostos a carbonatação e ao meio ambiente. –

Referentes à viga 2.

Figura 4.15

Módulo de elasticidade nas idades de 7, 28 e 56 dias obtidas em

corpos-de-prova submetidos à câmara úmida, e aos 56 dias de

idade para os expostos a carbonatação e ao meio ambiente. –

Referentes à viga 3.

Figura 4.16

Módulo de elasticidade nas idades de 7, 28 e 45 dias obtidas em

corpos-de-prova submetidos à câmara úmida, e aos 45 dias de

idade para os expostos a carbonatação e ao meio ambiente. –

Referentes ao modelo 1.

Figura 4.17

Módulo de elasticidade nas idades de 7, 28 e 45 dias obtidas em

corpos-de-prova submetidos à câmara úmida, e aos 45 dias de

idade para os expostos a carbonatação e ao meio ambiente. –

Referentes ao modelo 2.

Figura 4.18

Módulo de elasticidade nas idades de 7, 28 e 45 dias obtidas em

corpos-de-prova submetidos à câmara úmida, e aos 45 dias de

idade para os expostos a carbonatação e ao meio ambiente. –

Referentes ao modelo 3.

Figura 4.19

Comparação dos módulos de elasticidade referentes às vigas 1, 2 e

3, aos 3, 7, 28 e 56 dias de idade e submetidos à câmara úmida –

(a) vigas (b) modelos.

Figura 4.20

Módulo de elasticidade aos 56 dias de idade de corpos-de-prova

submetidos à câmara úmida, câmara de carbonatação e ao meio

ambiente – (a) vigas, (b) modelos.

Figura 4.21

(a) Força vertical x deslocamento da viga 1; (b) Força vertical x

deformação do concreto no meio do vão da viga 1; (c) Força

vertical x deformação média das três barras de aço tracionadas da

camada inferior; (d) Força vertical x deformação média das duas

barras de aço tracionadas da camada superior.

Figura 4.22

(a) Força vertical x deslocamento da viga 2; (b) Força vertical x

deformação do concreto no meio do vão da viga 2; (c) Força

vertical x deformação média das três barras de aço tracionadas da

camada inferior; (d) Força vertical x deformação média das duas

barras de aço tracionadas da camada superior.

Figura 4.23

(a) Força vertical x deslocamento da viga 3; (b) Força vertical x

deformação do concreto no meio do vão da viga 3; (c) Força

vertical x deformação média das três barras de aço tracionadas da

camada inferior; (d) Força vertical x deformação média das duas

barras de aço tracionadas da camada superior.

Figura 4.24

(a) Força vertical x deslocamento do modelo 1; (b) Força vertical

x deformação do concreto no meio do vão do modelo 1; (c) Força

vertical x deformação média das barras de aço tracionadas.

Figura 4.25

(a) Força vertical x deslocamento do modelo 2; (b) Força vertical

x deformação do concreto no meio do vão do modelo 2; (c) Força

vertical x deformação média das barras de aço tracionadas.

Figura 4.26

(a) Força vertical x deslocamento do modelo 3; (b) Força vertical

x deformação do concreto no meio do vão do modelo 3; (c) Força

vertical x deformação média das barras de aço tracionadas.

Figura 4.27

Profundidade da carbonatação medida em corpos-de-prova

curados durante 7 dias em câmara úmida, pré-condicionados por

21 dias e submetidos à carbonatação acelerada por 28 dias– Viga

Figura 4.28

Desenho esquemático da viga 1 de concreto armado indicando as

posições de extração dos corpos-de-prova com suas respectivas

numerações.

Figura 4.29

Profundidade da carbonatação dos corpos-de-prova extraídos da

viga 1.

Figura 4.30

Profundidade da carbonatação medida em corpos-de-prova

curados durante 7 dias em câmara úmida, pré-condicionados por

21 dias e submetidos à carbonatação acelerada por 28 dias– Viga

Figura 4.31

Desenho esquemático da viga 2 de concreto armado indicando o

posicionamento da extração dos corpos-de-prova com suas

respectivas numerações.

101

Figura 4.32

Profundidade da carbonatação dos corpos-de-prova extraídos da

viga 2.

101

Figura 4.33

Profundidade da carbonatação medida em corpos-de-prova

curados durante 7 dias em câmara úmida, pré-condicionados por

21 dias e submetidos à carbonatação acelerada por 28 dias– Viga

102

Figura 4.34

Desenho esquemático da viga 3 de concreto armado indicando o

posicionamento da extração dos corpos-de-prova com suas

respectivas numerações.

102

Figura 4.35

Profundidade da carbonatação dos corpos-de-prova extraídos da

viga 3.

103

Figura 4.36

Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante

7 dias em câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e

28 dias na câmara de carbonatação – Modelo 1.

103

Figura 4.37

Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do

modelo 1.

104

Figura 4.38

Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante

7 dias em câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e

28 dias na câmara de carbonatação – Modelo 2.

105

Figura 4.39

Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do

modelo 2.

106

Figura 4.40

Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante

7 dias em câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e

28 dias na câmara de carbonatação – Modelo 3.

107

Figura 4.41

Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do

modelo 3.

108

Figura 4.42

Comparação dos resultados de carbonatação determinados em

corpos-de-prova e vigas em escala natural e reduzida.

110

Figura 4.43

Comparação dos resultados da frente de carbonatação determinada

em corpos-de-prova e nas regiões tracionadas e comprimidas das

vigas em escala natural e reduzida.

110

Figura 4.44

Profundidade de carbonatação determinada (a) em corpos-de-

prova e (b) vigas em escala natural e reduzida; (c) vigas em escala

natural e em escala reduzida extrapolada.

111

Figura 4.45

Profundidade da carbonatação nas regiões tracionadas e

comprimidas das vigas em escala natural (a) e reduzida (b). Nota:

os valores à esquerda de 1, 2 e 3 correspondem às extremidades

das vigas, enquanto que os valores à direita de 1, 2 e 3

correspondem ao vão central.

113

Figura 4.46

Profundidade da frente de carbonatação nas vigas em escala

natural e reduzida – valores extrapolados.

115

Figura 4.47

(a) Detalhes dos cortes realizados nas vigas; (b) retirada do

concreto na região da fissura; (c) região da viga em que o concreto

foi retirado e (d) representação do posicionamento das seções AA

e BB.

116

Figura 4.48

Profundidade da frente de carbonatação medida na seção BB das

vigas 1, 2 e 3.

163

Figura 4.49

Profundidade da frente de carbonatação medida na posição da

fissura em espessuras de cobrimento de 2,0 cm e 2,5 cm, para as

vigas 1, 2 e 3.

164

Figura 4.50

Profundidade da frente de carbonatação medida ao longo de todo o

comprimento da fissura e na espessura de 3,0 cm de cobrimento,

para as vigas 1, 2 e 3.

164

Figura 4.51

Profundidade da frente de carbonatação medida na seção BB dos

modelos 1, 2 e 3.

181

Figura 4.52

Profundidade da frente de carbonatação versus abertura de fissura

de acordo com o tipo de viga (viga 1-preto, viga 2-vermelho, viga

3-azul) e sua posição ao longo do comprimento (• - extremidade;



- vão central)

183

Figura 4.53

Ajuste de equações para quantificar a profundidade de

carbonatação versus abertura de fissura (a) viga 1, (b) viga 2 e (c)

viga 3.

184

Figura 4.54 –

(a) Localização do corpo-de-prova extraído da viga, (b) Corpo-de-

prova fissurado no qual se observam as diferenças entre a frente de

carbonatação a partir da superfície superior e ao longo da fissura.

185

Figura 4.55

Concreto manchado com pontos de corrosão da barra de aço

inferior (a) abertura de fissura w = 0,13 mm, (b) abertura de

fissura w = 0,13 mm.

186

Figura 4.56

Concreto manchado com pontos de corrosão da barra de aço

inferior (a) abertura de fissura w = 0,14 mm, (b) abertura de

fissura w = 0,11 mm e (c) abertura de fissura w = 0,14 mm.

186

Figura 4.57

Profundidade de carbonatação determinada em corpos-de-prova

referentes aos concretos da viga 1 (referência), viga 2 (10% SFS) e

viga 3 (10% SCA) submetidos a diferentes concentrações de CO

187

Figura 4.58

Tendência de comportamento do coeficiente de carbonatação em

função da concentração de dióxido de carbono.

189

Figura 4.59

Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 1 –

Sem adição de sílica ativa.

190

Figura 4.60

Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 2 -

Com 10% de sílica de ferro silício ou silício metálico.

191

Figura 4.61

Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 3 –

Com 10% de adição da sílica da casca de arroz.

191

Figura 4.62

Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o

diâmetro dos poros da pasta 1 referente à viga e modelo 1.

193

Figura 4.63

Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o

diâmetro dos poros da pasta 2 referente à viga e modelo 2.

193

Figura 4.64

Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o

diâmetro dos poros da pasta 3 referente à viga e modelo 3.

193

Figura 4.65

Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o

diâmetro dos poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas à cura

úmida.

194

Figura 4.66

Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o

diâmetro dos poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas ao

meio ambiente.

194

Figura 4.67

Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o

diâmetro dos poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas à

carbonatação.

195

Figura 4.68

Carbonato de cálcio no poro.

196

Figura 4.69 Carbonato de cálcio no poro. 196

Figura 4.70

Carbonato de cálcio no poro.

197

Figura 4.71

Carbonato de cálcio no poro.

197

Figura 4.72

Carbonato de cálcio.

197

Figura 4.73

Carbonato de cálcio.

197

Figura 4.74

Pasta carbonatada.

197

Figura 4.75

Pasta carbonatada.

197

Figura 4.76

Pasta carbonatada.

198

Figura 4.77

Pasta carbonatada.

198

Figura 4.78

Frente de carbonatação em fissura, viga 3.

199

Figura 4.79

Frente de carbonatação em fissura, viga 3.

199

xii

Figura 4.80

Frente de carbonatação em fissura, viga 3.

199

Figura 4.81

Frente de carbonatação em fissura, viga 3.

199

Figura 4.82

Frente de carbonatação em fissura, viga 3.

199

Figura 4.83

CaCO

na região próxima à fissura , viga 3.

199

Figura 4.84

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

200

Figura 4.85

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

200

Figura 4.86

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

200

Figura 4.87

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

200

Figura 4.88

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

201

Figura 4.89

Pasta carbonatada, viga 2.

201

Figura 4.90

Imagem do hidróxido de cálcio na posição da fissura.

202

Figura 4.91 Início da frente de carbonatação na fissura, viga 3. 202

Figura 4.92

Início da frente de carbonatação na fissura, viga 3.

202

Figura 4.93

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

202

Figura 4.94

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

202

Figura 4.95

Frente de carbonatação em fissura, viga 2.

203

Figura 4.96 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 203

Figura 4.97

Microestrutura da zona de interface agregado/pasta.

204

Figura 4.98

Microestrutura da zona de interface agregado/pasta.

204

Figura 4.99

Zona de interface pasta/agregado.

204

Figura 4.100

Zona de interface pasta/agregado.

204

Figura 4.101

Carbonato de cálcio na zona de interface pasta/agregado.

205

Figura 4.102

Carbonato de cálcio na zona de interface pasta/agregado.

205

Figura 4.103

Micrografia do agregado miúdo.

205

Figura 4.104

Corpo-de-prova de concreto carbonatado, mostrando que a

tendência da difusão da frente de carbonatação é de ocorrer na

zona de interface pasta/agregado.

206

Figura 4.105

Região da pasta de cimento em que foi retirado o agregado.

207

Figura 4.106

Região da pasta de cimento em que foi retirado o agregado.

207

Figura 4.107

EDS em linha para verificar os elementos presentes na pasta de

cimento em que foi retirado o agregado.

208

Figura 4.108

EDS em linha para verificar os elementos presentes na região da

pasta de cimento com e sem agregado.

209

Figura 4.109

Zona de interface pasta/barra de aço.

210

Figura 4.110

Zona de interface pasta/barra de aço.

210

Figura 4.111

Zona de interface pasta/barra de aço.

210

Figura 4.112

Zona de interface pasta/barra de aço.

210

Figura 4.113

Detalhe do concreto do cobrimento.

211

Figura 4.114

Detalhe do concreto do cobrimento.

211

Figura 4.115 Região da pasta de cimento em que foi sacada a barra de aço. 211

Figura 4.116

Amostra da barra de aço que foi despassivada devido à

carbonatação e sua corrosão.

212

Figura 4.117

Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga e com

diferentes magnificações.

213

Figura 4.118

Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga com camada

de passivação.

213

Figura 4.119

Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga.

214

Figura 4.120

Imagens da barra de aço corroída.

214

Figura 4.121

Imagens da barra de aço corroída.

215

Figura 4.122

Imagem da barra de aço corroída.

216

xiii

Figura 4.123

Imagem da zona de transição da ocorrência da corrosão.

216

Figura 4.124

Imagens da barra de aço corroída.

216

Figura 4.125

Imagem de corrosão da barra de aço.

217

Figura 4.126

Amostra polida da pasta de cimento referente à viga 1 que foi

submetida à cura úmida.

218

Figura 4.127

Amostra polida da pasta de cimento referente à viga 2 (SFS) que

foi submetida à cura úmida.

218

Figura 4.128

Amostra polida de pasta de cimento referente a viga 3 (SCA) que

foi submetida à cura úmida.

219

Figura 4.129

Imagem de amostra polida de pasta de cimento referente a viga 1

que foi submetida ao meio ambiente.

219

Figura 4.130 Imagem de amostra polida de pasta de cimento referente a viga 2

(SFS) que foi submetida ao meio ambiente.

219

Figura 4.131

Imagem de amostra polida de pasta de cimento referente a viga 3

(SCA) que foi submetida ao meio ambiente.

220

Figura 4.132

Imagem de amostra polida de pasta de cimento referente à viga 1

que foi submetida à carbonatação.

220

Figura 4.133

Imagem de amostra polida de pasta de cimento referente a viga 2

(SFS) que foi submetida à carbonatação.

220

Figura 4.134

Imagem de amostra polida de pasta de cimento referente a viga 3

(SCA) que foi submetida à carbonatação.

221

Figura 4.135

Imagem de amostra polida de pasta de cimento carbonatada com

precipitação do CaCO

no poro. (a) pasta com SFS e (b) pasta com

SCA.

221

Figura 4.136

Imagem de amostra polida de pasta de cimento mostrando a

escória, o cimento anidro e o hidróxido de cálcio (CH).

221

xiv

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1

Propriedades e efeitos relacionados com a carbonatação.

Tabela 2.2

Características do concreto alteradas devido à carbonatação.

Tabela 2.3

Valores dos coeficientes de cura e exposição.

Tabela 2.4

Valores do fator de idade “n” em função da exposição.

Tabela 2.5

Principais indicadores de pH utilizados para determinar a

profundidade de carbonatação.

Tabela 2.6 Efeito de algumas condições de exposição no processo de

carbonatação.

Tabela 2.7

Fatores que influenciam no ataque químico de concretos.

Tabela 2.8

Classificação de abertura de fissuras.

Tabela 2.9

Diferentes tipos de fissuras que podem surgir no concreto.

Tabela 2.10 Resumo dos diferentes tipos de fissuras. 44

Tabela 2.11

Grau de hidratação necessário para que ocorra a descontinuidade dos

poros.

Tabela 2.12

Classificação dos modelos físicos reduzidos.

Tabela 2.13

Fatores de escala para estruturas diferenciadas.

Tabela 2.14

Resumo dos fatores de escala para modelos de concreto armado.

Tabela 3.1

Resumo dos ensaios realizados.

Tabela 3.2

Composição dos traços de concretos com CP II E 32.

Tabela 3.3

Consumo de materiais por metro cúbico utilizados.

Tabela 3.4

Relação entre óxidos, utilizada na identificação dos produtos

hidratados de cimento Portland.

Tabela 4.1

Valores de resistência à compressão simples dos corpos-de-prova

referentes às vigas em escala natural.

Tabela 4.2

Valores de resistência à compressão simples dos corpos-de-prova

referentes às vigas em escala reduzida.

Tabela 4.3

Valores de resistência à compressão simples, ajustados pelos fatores

de escala.

Tabela 4.4

Valores de resistência à tração por compressão diametral dos corpos-

de-prova referentes às vigas em escala natural.

Tabela 4.5

Valores de resistência à tração por compressão diametral dos corpos-

de-prova referentes às vigas em escala reduzida.

Tabela 4.6

Módulo de elasticidade dos concretos referentes às vigas em escala

natural.

Tabela 4.7 Módulo de elasticidade dos concretos referentes às vigas em escala

reduzida.

Tabela 4.8

Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos na viga 1.

Tabela 4.9

Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos na viga 2.

100

Tabela 4.10

Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos na viga 3.

102

Tabela 4.11

Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos no

modelo 1.

105

Tabela 4.12

Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos no

modelo 2.

107

Tabela 4.13

Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos no

modelo 3.

109

Tabela 4.14

Profundidade da frente de carbonatação determinada em corpos-de-

prova moldados e em vigas de escala natural e reduzida.

109

Tabela 4.15

Valores da profundidade da frente de carbonatação determinados em

corpos-de-prova referentes às vigas em escala natural e reduzida e

fatores de escala determinados.

114

Tabela 4.16

Valores médios da profundidade da frente de carbonatação

determinados nas vigas em escala natural, vigas em escala reduzida,

valores extrapolados das vigas em escala reduzida para escala natural

e análise estatística.

114

Tabela 4.17

Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das

fissuras, profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura

e na posição com cobrimento de 3 cm, carbonatação nas seções AA

e BB.

118

Tabela 4.18

Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das

fissuras, profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura

e na posição com cobrimento de 3 cm, carbonatação nas seções AA

e BB.

131

Tabela 4.19

Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das

fissuras, profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura

e na posição com cobrimento de 3 cm, carbonatação nas seções AA

e BB.

147

Tabela 4.20

Posicionamento das fissuras no modelo 1, abertura das fissuras,

exposição do concreto extraído na posição da fissura, carbonatação

na seção BB.

166

Tabela 4.21

Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras,

concreto extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB.

170

Tabela 4.22

Posicionamento das fissuras no modelo 3, abertura das fissuras,

concreto extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB.

176

Tabela 4.23

Valores médios da profundidade de carbonatação determinados na

seção BB das vigas em escala natural, dos modelos, valores

extrapolados dos modelos para as vigas em escala natural e variação

percentual dos resultados..

181

Tabela 4.24

Estatística descritiva das aberturas de fissuras de acordo com os

posicionamentos na extremidade ou no vão central da viga em escala

natural ou reduzida.

182

Tabela 4.25

Profundidades das frentes de carbonatação determinadas em corpos-

de-prova e calculadas pelas equações ajustadas, quando a abertura da

fissura vale zero.

184

Tabela 4.26

Valores de profundidade da frente de carbonatação e do coeficiente

de carbonatação determinados em corpos-de-prova referentes aos

concretos que foram utilizados nas vigas 1, 2 e 3 e submetidos a

diferentes concentrações de CO

187

Tabela 4.27

Determinação da idade necessária para o corpo-de-prova atingir a

profundidade de carbonatação estabelecida. Os valores presentes nas

linhas em negrito correspondem aos valores experimentais e os

demais se referem às idades calculadas.

188

Tabela 4.28

Produtos identificados nos difratogramas e suas respectivas

nomenclaturas.

190

Tabela 4.29

Resultados provenientes do ensaio de PIM das pastas de cimento

hidratadas e carbonatadas.

192

xvi

Tabela 4.30

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.68, 4.69, 4.76 e 4.77.

198

Tabela 4.31

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.80 a 4.82.

200

Tabela 4.32

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.84 a 4.88.

201

Tabela 4.33

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.91 a 4.95.

203

Tabela 4.34

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.98 a 4.102.

205

Tabela 4.35

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.105 a 4.107.

208

Tabela 4.36

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente à figura 4.108.

209

Tabela 4.37

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.109 a 4.115.

212

Tabela 4.38 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente à figura 4.118.

214

Tabela 4.39

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.119 a 4.120.

215

Tabela 4.40

Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS)

referente às figuras 4.121 a 4.124.

216

Tabela 4.41

Distribuição das fases presentes na pasta de cimento hidratada pelos

tons de cinza, Silva (2000).

217

xvii

LISTA DE ABREVIATURAS

a/agl - Relação água/aglomerante

a/c Relação água/cimento

ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas

ACI American Concrete Institute

AFt - Etringita

BSE Elétrons retroespalhados

CEB Comite Euro-International du Beton

CCDM Centro de Caracterização e Desenvolvimento de Materiais

S - Silicato dicálcico ou belita

A - Aluminato tricálcico

S - Silicato tricálcico ou alita

AF - Ferro aluminato tetracálcico

CaO - Óxido de cálcio

C.U. Cura úmida

Ca(OH)

- Hidróxido de cálcio ou portlandita

CaCO

- Carbonato de cálcio ou calcita

CH - Hidróxido de cálcio ou portlandita

C-S-H - Silicato de cálcio hidratado

- Dióxido de carbono

DRX - Difratometria de raio-X

EHT Tensão de aceleração

EDS Espectrografia por dispersão de energia

EESC Escola de Engenharia de São Carlos

- Resistência característica do concreto

- Resistência à tração por compressão diametral

HCO

Ácido carbônico

KOH - Hidróxido de potássio

MEV Microscopia eletrônica de varredura

M.A. Meio ambiente

Mag Magnificação

M.At.

Massa atômica

NaOH - Hidróxido de sódio

PIM - Porosimetria por intrusão de mercúrio

REF Referência

SFS - Sílica ativa de ferro silício ou silício metálico

SCA Sílica extraída da casca de arroz

SE Elétrons secundários

SP - Superplastificante

USP Universidade de São Paulo

UR - Umidade relativa

WD Distância de trabalho

γ-Fe

Filme de óxido aderente na superfície da armadura

γ-FeOOH

Lepidocrocita

α-FeOOH

Goetita

Magnetita

xviii

LISTA DE SÍMBOLOS

a Areia

C - Consumo de cimento (kg/m

)

Ca Cálcio

e - Índice de vazios

F Dimensão da força

k - Coeficiente de carbonatação

L Dimensão do comprimento

M Modelo

m Areia + pedra

p Brita

p Nível de significância

- Coeficiente de correlação

Si Silício

Fator de escala de deformação

Fator de escala de comprimento

Fator de escala de tensão

V Viga

- Abertura da fissura

x - Profundidade carbonatada

Profundidade de carbonatação extrapolada

- Massa unitária

- Massa específica real

xix

RESUMO

SILVA, V.M. Ação da carbonatação em vigas de concreto armado sob tensão,

executadas em escala natural e reduzida. 2007. 279 f. Tese (Doutorado) - Escola de

Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2007.

Este trabalho apresenta uma análise do comportamento da frente de carbonatação em vigas de

concreto armado sob tensão, em escala natural e reduzida, com a máxima condição de

subarmação. As vigas foram confeccionadas com e sem adição da sílica da casca de arroz e

sílica de ferro silício ou silício metálico. Para cada viga em escala natural (agregado graúdo

com D

máx.

= 19 mm) foi confeccionada uma em escala reduzida com o mesmo traço de

concreto para estabelecer os mesmos parâmetros de comparação. As vigas foram curadas

durante 7 dias e posteriormente submetidas à flexão, com o carregamento aplicado nos terços

(L/3 da viga). Realizou-se o pré-condicionamento para a estabilização da umidade interna das

vigas que foram expostas durante 28 dias em um ambiente com concentração de 50% de

dióxido de carbono, umidade relativa de 65 ± 5% e temperatura ambiente. Foram

determinados: resistências à compressão simples axial, resistência à tração por compressão

diametral, módulos de elasticidade e profundidade da frente de carbonatação em corpos-de-

prova cilíndricos. A profundidade da frente de carbonatação em corpos-de-prova foi

determinada para diferentes concentrações de dióxido de carbono. Também foi verificada a

carbonatação ao longo das vigas em escala natural e reduzida e nas posições das fissuras. Para

a previsão da profundidade da frente de carbonatação nas vigas, foram ajustadas equações

para a representação da carbonatação na região das fissuras. Os resultados obtidos mostraram

a eficiência da espessura do cobrimento, a eficácia dos modelos físicos reduzidos para realizar

estudos de carbonatação e a tendência da carbonatação em elementos estruturais na condição

de serviço. A frente de carbonatação difere na posição das fissuras, evidenciando um

comportamento diferente quando comparado com corpos-de-prova. A análise microestrutural

ilustrou o comportamento da frente de carbonatação em vigas de concreto armado,

complementando o estudo experimental. Com base nos resultados obtidos pode-se afirmar

que a simples adoção de concretos de alto desempenho para construção de elementos

estruturais não é suficiente nas peças que contenham fissuras e que sejam submetidas a

atmosferas ambientais agressivas.

Palavras-Chave: Carbonatação, fissura, cobrimento, durabilidade, concreto de alto

desempenho, concretos.

ABSTRACT

SILVA, V.M. Carbonation action in reinforced concrete beams under stress regime

carried out on full and small scales. 2007. 279 f. Thesis (Doctoral) - Escola de Engenharia

de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2007.

This work reports on the behavior of carbonation in reinforced concrete beams under stress

regime on full and small scales having the lowest possible frame. The beams were made with

and without adding silica from rice husk and silica fume (Fe-Si). For each beam on a full

scale (coarse aggregate with D

máx.

= 19 mm) another beam on a small scale was made with the

same mix of concrete to maintain the same comparison parameter. The beams were cured for

7 days and subsequently submitted to flexure by applying a two-point loading (L/3 of beam).

Humidity stabilization to stabilize internal humidity of beams exposed for 28 days in an

environment with a concentration of 50% carbon dioxide, 65 ± 5% of relative humidity and

room temperature was carried out. The following was determined: axial compression strength,

tensile splitting strength, Young’s modulus and carbonation depth in cylindrical specimens.

The carbonation depth was determined in specimens with unlike carbon dioxide

concentration. Moreover, carbonation along beams on full and small scales and in cracks was

observed. To estimate the carbonation depth of the beams, equations were adjusted to

represent the carbonation in cracks. The results show the efficiency in the thickness of the

cover, efficiency of small-scale models for studies concerning carbonation and behavior of

carbonation in the serviceability of structural elements. The carbonation depth differs in the

position of cracks, showing behavior which is unlike the one compared to specimens. The

microstructure analyses show the behavior of carbonation depth in reinforced concrete beams

complementing the experimental study. The results show that it is not sufficient to use high

performance concretes in structural elements for elements with cracks and in aggressive

atmospheres.

Keywords: carbonation, crack, cover, durability, high performance concrete, concretes.

Capítulo

INTRODUÇÃO

1.1. GENERALIDADES

Um dos objetivos da construção civil é otimizar a aplicação dos materiais na produção

do concreto. Para cada tipo de obra uma determinada característica do concreto a ser

empregado é requerida. Este pode ser bombeável, auto-adensável, projetável ou coeso e pode

ser executado com diferentes tipos de aditivos e adições, tais como: superplastificante,

plastificante, retardador, acelerador, sílica ativa, cinzas, escórias, materiais reciclados e

outros. Dentre as exigências e os materiais existentes é necessário saber produzir o concreto

para que este seja resistente, economicamente viável e durável para o meio ambiente no qual

será inserido.

A durabilidade das estruturas de concreto pode ser comprometida devido às seguintes

causas: deficiência de projeto, falhas de execução e ausência de manutenção preventiva dos

edifícios. Devido às deficiências de projeto inicia-se no Brasil, no século XXI, a preocupação

de especificar no projeto todas as características do concreto que será utilizado. É

inadmissível justificar a existência de um problema patológico em função do meio ambiente

ou das condições de serviço de uma estrutura, uma vez que estes cuidados deveriam ser

considerados durante a concepção do projeto.

Tendo em vista a necessidade de construir estruturas de concreto mais resistentes e

duráveis inicia-se a aplicação do concreto de alta resistência e/ou alto desempenho. Este é um

concreto emergente que está sendo introduzido na construção civil do país. Seu custo

comparativo com o concreto convencional é maior, mas se tirado partido desse novo material

torna-se econômico, e sua produção requer profissionais qualificados. Atualmente, este

concreto é aplicado em obras de engenharia com maior preocupação no controle tecnológico.

O ganho de resistência mecânica com o concreto de alto desempenho proporcionou algumas

vantagens e desvantagens nos cálculos estruturais.

Capítulo 1 - Introdução

A vantagem da aplicação do concreto de alto desempenho e alta resistência está

relacionada com o dimensionamento de pilares e com a durabilidade da estrutura. Os pilares

podem ser dimensionados com a área da seção transversal menor, quando comparado com o

pilar dimensionado com concreto convencional. Esta redução na seção transversal dos pilares

proporciona um ganho de área construída e uma redução no custo final da obra, devido à

redução do tamanho das formas, diminuição da mão-de-obra, quantidade de concreto e

conseqüente redução do peso próprio da estrutura. A baixa porosidade desse concreto dificulta

a penetração dos agentes agressivos para o interior do elemento estrutural, e

consequentemente aumentando a vida útil da estrutura.

A desvantagem em trabalhar com o concreto de alta resistência está relacionada à sua

baixa ductilidade, que assume maior importância quando se tratam de peças submetidas à

compressão centrada ou excêntrica. A maioria das propostas de dimensionamento com o

concreto de alta resistência sugere adotar encurtamento último menor que o relativo aos

concretos de baixa resistência. Outro problema é que o cobrimento dos pilares de concreto de

alta resistência destaca antes que a capacidade de carga axial teórica do elemento seja

atingida, ACI 441R (1996). Vale ressaltar que a NBR 6118 (2003) - Projeto de estruturas de

concreto - procedimento é aplicável para concretos de até 50 MPa, acima deste limite é

necessário a utilização de normas internacionais no dimensionamento.

Os problemas de patologia em concreto, em uma grande maioria, teriam sido

solucionados com a aplicação do concreto de alto desempenho, caso os elementos estruturais

não fossem submetidos à flexão. Tendo em vista que o concreto possui uma baixa resistência

à tração, quando este é submetido a esse tipo de solicitação desencadeia-se a formação de

fissuras. A presença destas fissuras proporciona um caminho preferencial para a difusão dos

agentes agressivos e da umidade, aumentando significativamente sua permeabilidade.

Uma das patologias mais freqüentes em estruturas de concreto armado é a corrosão das

armaduras, aproximadamente 30% das anomalias existentes. Um dos fatores que contribui

para a existência da corrosão é a carbonatação, que reduz o pH do concreto e despassiva a

armadura. Esta quando despassivada e na presença de umidade desencadeia o processo de

corrosão, comprometendo a segurança e durabilidade da estrutura.

Devido a essa problemática, este trabalho investiga o comportamento da difusão da

frente carbonatação em vigas de concreto armado submetidas à flexão, sob tensão, e na

condição fissurada.

Capítulo 1 - Introdução

1.2. JUSTIFICATIVA

Atualmente, grande parte das pesquisas sobre durabilidade de concreto é desenvolvida

em corpos-de-prova e parte delas está direcionadas para a compreensão do fenômeno da

carbonatação e suas variáveis intervenientes como: cura, composição e adensamento do

concreto, tipo de cimento, adições, fator água/cimento e porosidade. As previsões do

desempenho de estruturas de concreto armado submetidas ao ambiente agressivo são

realizadas através da extrapolação dos resultados de ensaios em corpos-de-prova.

No entanto, um elemento estrutural em serviço funciona como um sistema, no qual a

interação entre os componentes desse sistema nem sempre apresenta o mesmo comportamento

que o material isolado. Com a utilização do concreto de alto desempenho muitos projetistas

supõem que a obra terá uma durabilidade elevada e essa conclusão deve-se a resultados

obtidos em corpos-de-prova. Portanto, existe a necessidade de realizar estudos da durabilidade

do concreto de alto desempenho sob tensão.

Sabe-se que a vida útil dos elementos estruturais em serviço é influenciada pelo nível

de carregamento, pela geometria da peça, pelas variações das condições ambientais e pelo

grau de fissuração e suas respectivas aberturas. No entanto, o comportamento dessas variáveis

em função dos materiais envolvidos não é conhecido. Outro fato importante a ser lembrado, é

que os modelos teóricos existentes para previsão da profundidade de carbonatação, também

não consideram tais variáveis.

Em 2003 a norma de projeto de estruturas de concreto – procedimentos, NBR 6118

(2003), foi revisada e foram estabelecidos novos parâmetros de durabilidade da estrutura em

função das classes de agressividade ambiental, tais como: relação água/cimento, classe do

concreto, cobrimento e abertura de fissuras. Por ser uma publicação recente existem poucos

resultados de pesquisas sobre durabilidade das estruturas de concreto para cada classe de

agressividade ambiental.

São poucos os trabalhos divulgados a respeito da corrosão da armadura e da

carbonatação em concretos constituídos com e sem adição de sílica ativa em elementos

estruturais sob tensão e fissurados. Além disso, é pouco investigada a avaliação da

profundidade de carbonatação em função da abertura de fissuras, o comportamento desta ao

longo do comprimento da fissura e na posição da armadura.

A utilização de modelos físicos reduzidos é consagrada no estudo das características

mecânicas de estruturas de concreto, no entanto esta alternativa de pesquisa não é usual para

verificação da carbonatação. Portanto, há a necessidade de pesquisar a validade do emprego

Capítulo 1 - Introdução

dessa técnica. O objetivo de trabalhar com modelos em escala reduzida é o de facilitar o

manuseio do elemento estrutural, utilizar equipamentos menores e reduzir o custo para

desenvolver pesquisas.

Desta forma, esta pesquisa pretende verificar a validade da condição de concreto de

alto desempenho em vigas de concreto armado fissuradas e submetidas à carbonatação.

Durante o desenvolvimento do programa experimental foram seguidas as recomendações da

NBR 6118 (2003) para verificar a validade do controle da relação água/cimento e da classe do

concreto e se o aumento do cobrimento e o controle da abertura das fissuras são suficientes

para impedir a difusão da frente de carbonatação para o interior da viga de concreto armado.

Todo o estudo realizado nas vigas de concreto armado em escala natural foi desenvolvido

para vigas em escala reduzida. Isto foi feito para verificar a viabilidade de utilizar fatores de

escalas que possibilitem realizar estudos futuros em escala reduzida.

Portanto, esta tese refere-se ao comportamento da carbonatação acelerada em vigas de

concreto armado, em escala natural e reduzida, na condição de serviço.

1.3. OBJETIVOS

Esta tese tem como objetivo geral estudar o comportamento da carbonatação em vigas de

concreto armado submetidas à flexão, sob tensão. Para isto foi verificado: o comportamento

da carbonatação nas regiões com e sem fissuras e nas regiões tracionada e comprimida deste

elemento estrutural; a eficiência do cobrimento; a validade do concreto de alto desempenho

em atmosferas agressivas quando fissurado e a possibilidade de realizar estudos de

carbonatação em escala reduzida.

Os objetivos específicos do presente trabalho são:

• Verificar a carbonatação nas fissuras ocorridas nas vigas solicitadas.

• Estudar a carbonatação em corpos-de-prova de concreto e comparar com os resultados

obtidos nas vigas.

• Comparar os resultados de carbonatação para os concretos confeccionados com a sílica

da casca de arroz e a sílica de ferro silício ou silício metálico.

• Analisar os resultados de carbonatação em corpos-de-prova que foram submetidos a

diferentes concentrações de dióxido de carbono.

• Comparar os resultados de carregamento e de carbonatação em vigas confeccionadas em

escala natural e reduzida para estabelecer parâmetros de comparação.

Capítulo 1 - Introdução

• Verificar, para a condição do ensaio das vigas em escala natural, os parâmetros

referentes à durabilidade em relação a classe de agressividade ambiental da NBR 6118

(2003).

• Registrar ou não a ocorrência da corrosão da armadura após ciclos de molhagem e

secagem.

• Verificar o comportamento microestrutural no concreto carbonatado, nas fissuras e na

zona de interface concreto x armadura.

• Ajustar uma equação que represente o comportamento da carbonatação na região

fissurada.

• Realizar uma análise estatística para verificar a validade dos resultados.

• Com base nos resultados obtidos das vigas solicitadas, realizar uma extrapolação para os

diferentes tipos de elementos estruturais.

1.4. METODOLOGIA

Para realizar esta tese foi seguida a seguinte metodologia: revisão bibliográfica da

literatura referente ao assunto em estudo, desenvolvimento do programa experimental e

análise dos resultados.

Na revisão bibliográfica foram avaliados os principais fatores que influenciam na

carbonatação do concreto, a durabilidade das estruturas de concreto e os modelos físicos

reduzidos. Com esta revisão percebeu-se que apesar das diversas pesquisas sobre

carbonatação em concreto, poucos estudos sobre o seu comportamento em estruturas de

concreto armado solicitadas foram realizados. Verificou-se nas últimas décadas que a

durabilidade das estruturas de concreto é tão importante quanto o seu desempenho mecânico,

sendo a durabilidade incorporada nos critérios das normas vigentes. Também foi observado

que os modelos físicos reduzidos são utilizados para analisar o comportamento mecânico dos

elementos estruturais e que a verificação da durabilidade não é abordada.

Para o desenvolvimento do programa experimental caracterizaram-se todos os

materiais utilizados. Realizou-se um estudo de dosagem de concretos com diferentes tipos de

adições, mantendo-se a mesma consistência e mesmo consumo de cimento. Com os traços de

concreto definidos, foram confeccionadas as vigas de concreto armado em escala natural e

reduzida e foram determinadas as propriedades mecânicas do concreto.

As vigas foram submetidas a um carregamento e em seguida foram inseridas em um

ambiente de carbonatação acelerada. Durante o período de carbonatação as vigas

Capítulo 1 - Introdução

permaneceram solicitadas. No caso da escala natural o carregamento foi aplicado por meio de

protensão externa, proporcionando um conjunto com mobilidade e dimensões apropriadas

para inserir em um ambiente com controle da concentração de dióxido de carbono. Para a

criação deste ambiente foi confeccionada e calibrada uma câmara de carbonatação acelerada.

Por seu tamanho reduzido, as vigas em escala reduzida foram solicitadas por meio de um

dispositivo apropriado de ensaio desenvolvido nessa pesquisa e inseridas em uma câmara de

carbonatação com menores dimensões.

A profundidade de carbonatação foi determinada tanto em corpos-de-prova quanto em

vigas de concreto armado em escala natural e reduzida. No caso dos corpos-de-prova foi

avaliada a influência da concentração do dióxido de carbono em 50%, 1% e meio ambiente,

na profundidade de carbonatação. As medidas de carbonatação em vigas, com 50% de

concentração, foram realizadas nas regiões com e sem fissuras e nas regiões tracionadas e

comprimidas das mesmas. Objetivando verificar o comportamento microestrutural da

carbonatação em concreto foram realizados ensaios de difratometria de raios-X (DRX),

porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM) e microscopia eletrônica de varredura (MEV).

Os resultados foram analisados estatisticamente e mostraram o comportamento real da difusão

do dióxido de carbono em corpos-de-prova e em elementos estruturais solicitados.

1.5. ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO

Esta tese consiste de cinco capítulos e três anexos. No capítulo 1 apresenta-se a

introdução com as generalidades, a justificativa do trabalho, os objetivos gerais e específicos

da tese, a metodologia seguida e a organização do trabalho.

A revisão bibliográfica sobre carbonatação, durabilidade das estruturas de concreto e

modelos físicos reduzidos consta do capítulo 2.

O capítulo 3 consiste da programação experimental, que envolve a metodologia

utilizada.

No capítulo 4 são apresentados os resultados e discussões do estudo experimental

realizado.

As conclusões da tese e sugestões para trabalhos futuros estão no capítulo 5.

Finalmente são apresentados: as referências bibliográficas; o anexo A com a

caracterização dos materiais; o anexo B com o dimensionamento e os resultados teóricos e

experimentais das vigas e dos modelos e o anexo C com procedimentos adotados no programa

experimental.

Capítulo

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1. A CARBONATAÇÃO E SUAS INFLUÊNCIAS

A carbonatação é definida como a neutralização da fase líquida intersticial saturada de

hidróxido de cálcio e de outros compostos alcalinos hidratados, contidos na pasta de cimento

do concreto, pelo dióxido de carbono (CO

) que por ciclos de molhagem e secagem

precipitam como carbonato de cálcio, RILEM (1988).

A carbonatação acontece naturalmente em estruturas de concreto expostas à ação do

dióxido de carbono, este difunde na superfície do concreto e, em presença da umidade dos

poros, forma a frente de carbonatação.

A intensidade da umidade é fundamental para a ocorrência da carbonatação, porque

não ocorrerá carbonatação em altos ou baixos níveis de umidade. Segundo Verbeck apud ACI

201.2R

(1992) e Roy et al. (1999) a melhor taxa de umidade para ocorrer a carbonatação é

entre 50% e 75%. Para umidade relativa abaixo de 25% a carbonatação é considerada

insignificante e quando superior a 75%, a umidade presente nos poros restringe a penetração

do dióxido de carbono.

A incidência da chuva dificulta o avanço da frente de carbonatação porque o dióxido

de carbono é impedido de se difundir devido à saturação dos poros, enquanto no período de

estiagem, o processo de carbonatação é normal.

Okochi et al. (2000) observaram que a carbonatação é mais intensa nas amostras

protegidas da chuva do que nas expostas. Isso se explica porque as faces expostas estão

sujeitas à carbonatação apenas no período de estiagem e as faces protegidas estão sujeitas

durante todo o período do ano.

VERBECK G.J. (1958). Carbonation of hydrated portland cement. American Society for Testing and

Materials - Special Technical Publication, pp. 17-36.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

A carbonatação está diretamente relacionada à penetração do dióxido de carbono, por

meio dos poros, para o interior do concreto. O qual na presença da umidade transforma-se em

ácido carbônico

)HCO(

−

, que é reativo.

O ingresso do dióxido de carbono nos poros do concreto, em concentrações normais

atmosféricas  com variação de 0,03% a 1,0% em volume  é causado pela difusão

. Essa

difusão realiza-se por meio de poros capilares interconectados (rede capilar), microfissuras ou

bolhas de ar. Determinados agregados são porosos e também podem fazer parte do sistema de

transporte, Richardson (1988).

Inicialmente, o dióxido de carbono não se difunde ao interior do concreto porque a

tendência é de se combinar, ainda na superfície, com os álcalis e o hidróxido de cálcio.

Posteriormente, a tendência é de o CO

penetrar mais profundamente no concreto, dando

continuidade ao processo de carbonatação. Vale ressaltar que o avanço da frente de

carbonatação está diretamente relacionado à facilidade que o CO

encontra para difundir-se.

Na tabela 2.1 são apresentadas algumas propriedades químicas dos materiais

cimentícios quando carbonatados.

Tabela 2.1 – Propriedades e efeitos relacionados com a carbonatação.

Propriedades Efeito

Conteúdo de Ca

A carbonatação ocorre em materiais com Ca

disponível.

Quanto maior a concentração de cálcio, menor a frente de

carbonatação.

Relação Ca/Si Quanto maior a relação Ca/Si, maior o grau de carbonatação.

Permeabilidade

Quanto maior a permeabilidade dos materiais cimentícios

maior a penetração do CO

, o que facilita a carbonatação.

Dados referidos por Bertos et al. (2004).

A relação água/cimento é responsável pelo tamanho e continuidade dos poros

presentes no concreto. Ao reduzir-se essa relação há uma diminuição na profundidade de

carbonatação, uma vez que a continuidade capilar dos poros é minorada devido à alteração da

microestrutura da pasta de cimento e os poros podem, até mesmo, serem desconectados.

Para Al-Khaiat e Fattuhi (2002) a redução da relação água/cimento e o aumento do

período de cura resulta em concretos com menor profundidade de carbonatação.

Ho e Lewis (1987), Dhir et al. (1989), Monteiro e Nepomuceno (1997), Veiga et al.

(1998), Seidler e Dal Molin (2002) e Silva (2002) verificaram que a relação água/cimento é

um dos fatores que influenciam na qualidade final do concreto quanto à resistência mecânica

Definição segundo Houaiss. “Difusão - migração de átomos ou moléculas num sistema físico (sólido, líquido

ou gás), em geral devido a sua própria agitação térmica, muitas vezes também causada pela influência de um

gradiente de temperatura, pressão, ou por um potencial químico ou elétrico”.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

e a resistência à carbonatação. Quanto maior a relação água/cimento maior será a porosidade,

a permeabilidade e a profundidade de carbonatação do concreto.

Atis (2004), estudando a relação entre carbonatação, resistência à compressão e

porosidade, verificou haver a tendência de quanto maior for a resistência à compressão,

menor a porosidade e, conseqüentemente, menor a profundidade de carbonatação. Mas o

aumento da porosidade resulta no aumento da profundidade de carbonatação para uma

resistência à compressão constante, ou seja, a resistência mecânica não é parâmetro único

para o controle da carbonatação. Portanto a permeabilidade e a interconexão de poros devem

ser consideradas ao avaliar a carbonatação em diferentes concretos, figura 2.1.

Figura 2.1 – Gráfico tridimensional da relação entre profundidade de carbonatação,

resistência mecânica e porosidade. Fonte: Atis (2004).

Sarott et al. (1992) e Hobbs (1999) verificaram que o fator água/cimento interfere

significativamente na porosidade e permeabilidade e, conseqüentemente, no coeficiente de

difusão.

Helene (1993) afirma que a penetração do dióxido de carbono no concreto dá-se

preponderantemente pela difusão e que os mecanismos de absorção capilar e migração de íons

não se aplicam ao caso.

Segundo o CEB 152 (1983), a difusão é o processo pelo qual um líquido ou um gás

percola em um substrato devido à diferença de concentração, resultando na migração de uma

zona de maior para uma de menor concentração. As diferenças de umidade e de temperatura

contribuem no processo de difusão.

Uma representação esquemática da difusão do dióxido de carbono, na porosidade, da

pasta de cimento, está representada na figura 2.2. A linha que separa as duas zonas de

diferentes pH é chamada frente de carbonatação. A difusão da frente de carbonatação avança

lentamente do exterior para o interior do concreto, provocando alterações nas propriedades

físico-químicas do material. Quando a frente de carbonatação atinge a armadura tem-se o

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

rompimento da camada de óxido sub microscópica passivante, o que é denominado

despassivação da armadura. Segundo Taylor (1997) o filme passivante é instável para baixos

valores de pH, o qual é resultante da carbonatação, lixiviação ou ação de cloretos.

Figura 2.2 –Representação esquemática da frente de carbonatação. Fonte: Richardson (1988).

O dióxido de carbono, quando em contato com o concreto e na presença da umidade

presente nos poros, desencadeia a frente de carbonatação. O que facilita a reação do ácido

carbônico é a grande disponibilidade de álcalis na pasta do cimento, Mehta e Monteiro

(1994). A pasta de cimento hidratada é composta por um volume de aproximadamente 20 a

25% de hidróxido de cálcio (Ca(OH)

) e 50 a 60% de silicato de cálcio hidratado (C-S-H). O

hidróxido de cálcio é mais susceptível à carbonatação que o silicato de cálcio hidratado

porque tal composto é altamente solúvel em meios ácidos.

Afridi et.al. (2001) estudando o comportamento do Ca(OH)

em argamassas sem

adições e submetidas à carbonatação, constatou que esses cristais são fracos e incapazes de

resistir a tensões e conseqüentemente tem-se o surgimento de fissuras devido às reações de

carbonatação. Segundo Taylor (1997) a carbonatação contribui significativamente na retração

do concreto e causa fissuras superficiais, sendo esse efeito mais evidente em corpos-de-prova

de menores dimensões.

Nas Equações (2.1) a (2.3) estão descritas as reações responsáveis pela carbonatação

através do hidróxido de cálcio. Inicialmente, é necessário que o CO

se difunda através dos

poros do concreto em direção à região de menor concentração e na presença da umidade dos

poros se transforme em ácido carbônico.

−−+−+

+→+→+

3322

COH2HCOHOHCO

(2.1)

Os cristais de Ca(OH)

se dissolvem na fase aquosa dos poros do concreto.

−++

+→ OH2Ca)OH(Ca

(2.2)

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Portanto, ocorre o desencadeamento da reação do Ca(OH)

com o CO

, ambos

dissolvidos, originando o carbonato de cálcio e reduzindo o valor do pH e o volume dos

poros.

OH2CaCOCOH2OH2Ca

233

+→+++

−−+−++

(2.3)

Papadakis et al. (1992) verificaram que a taxa de carbonatação não depende apenas da

concentração do hidróxido de cálcio, mas também, do silicato de cálcio hidratado que contém

CaO. Segundo Taylor (1997) o hidróxido de cálcio e o silicato de cálcio hidratado carbonatam

simultaneamente.

Reardon et al. (1989), Mollah et al. (1993) e Kobayashi et al. (1994) estudaram a

carbonatação do silicato de cálcio hidratado e observaram a dissociação da fase C-S-H e a

formação de CaCO

, sílica e água. Está representada na Equação (2.4) a formação do C-S-H,

na Equação (2.5) os produtos formados devido à carbonatação desse silicato e na Equação

(2.6) uma representação resumida da reação. Quanto à formação do C-S-H, Nishikawa e

Suzuki (1994) verificaram que ela pode ser analisada quantitativamente através de métodos

analíticos.

OH6SiO5CaO6OH7HSiO5Ca6

223

⋅⋅→++

−−++

(C-S-H)

(2.4)

OH6SiO5CaCO6CO6OH6SiO5CaO6

223222

→+⋅⋅

(2.5)

OHSílicaCaCOCOHSC

232

→+−−

(2.6)

Taylor (1997) descreve que silicato de cálcio hidratado é descalcificado, portanto tem-

se uma redução na relação Ca/Si e a precipitação de um gel de sílica.

Bertos et al. (2004) propõem um resumo das reações que ocorrem durante a

carbonatação de materiais cimentícios conforme ilustrado na figura 2.3:

1. Difusão do CO

2. Penetração do CO

através do sólido.

3. Dissolução do CO

2(g)

em CO

2(aq.)

. Limite de transferência de camada.

4. Transformação do CO

2(aq.)

em H

. Essa é uma taxa de deterioração lenta.

5. Ionização do H

para

-2

CO,HCO,H

. Essa reação é instantânea, fazendo o pH cair

em aproximadamente 3 unidades, geralmente de 11 para 8.

6. Hidratação das fases C

S e C

S. O processo é cíclico, essa fase é rápida e extensiva e a

reação é exotérmica. Os grãos de silicatos são cobertos por uma camada livre de gel de

silicato de cálcio hidratado, o qual é rapidamente dissolvido liberando íons de Ca

-4

SiO .

7. Nucleação do CaCO

e C-S-H. Limite de transferência de camada.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

8. Precipitação da fase sólida. Inicialmente podem ser formadas vaterita e aragonita, mas no

final dessa fase do CaCO

resulta calcita. Carbonatos de cálcio amorfos podem ser

encontrados no produto final.

9. Carbonatação secundária. O gel de C-S-H formado é progressivamente descalcificado,

formando o silicato hidratado (S-H) e o CaCO

Figura 2.3 – Mecanismo sugerido para a carbonatação acelerada. Fonte: Bertos et al. (2004).

Richardson (1988) reporta que tanto o hidróxido de cálcio quanto o silicato de cálcio

hidratado, na presença do dióxido de carbono, originam o carbonato de cálcio CaCO

o qual,

na presença do CO

e água, forma o bicarbonato [Ca(HCO

)

], Equação(2.7). Uma quantidade

desse bicarbonato é lixiviada da superfície do concreto e uma parte penetra e combina-se com

hidróxido de cálcio formando o carbonato de cálcio, Equação (2.8) e figura 2.4.

23223

)HCO(CaOHCOCaCO →

OH2CaCO2)OH(Ca)HCO(Ca

23223

→+

(2.7)

(2.8)

Figura 2.4 - Mecanismo de reação química. Fonte: Richardson (1988).

A resistência da pasta carbonatada aumenta com o avanço da carbonatação devido ao

preenchimento dos poros com CaCO

, Ngala e Page (1997). Segundo Taylor (1997) a

carbonatação proporciona a redução na permeabilidade do concreto.

Richardson (1988) refere que a carbonatação aumenta a resistência mecânica devido à

transformação da portlandita em calcita.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

De acordo com Fernandez Paris (1973), os cristais de CaCO

depositam-se a uma

determinada distância da posição inicial do Ca(OH)

cristalino, preenchendo os vazios. Esse

fato explica, em parte, o aumento da compacidade da pasta carbonatada. Há também o

aumento do volume na ordem de 11% quando se desencadeia a carbonatação, porque o

volume molecular da portlandita é menor que o da calcita.

Segundo Bertos et al. (2004) cada mol de hidróxido de cálcio com massa específica de

2,24 g/mL e volume molar de 33,0 mL é transformado em carbonato de cálcio com massa

específica de 2,71 g/mL e 36,9 mL de volume molar, proporcionando um aumento

volumétrico do sólido de 11,8%.

Na figura 2.5 são apresentadas as micrografias de alguns compostos da hidratação do

cimento e na figura 2.6 as micrografia do carbonato de cálcio. A micrografia do CH

apresentada na figura 2.5b ocorre quando a relação a/c é alta (> 0,5). Estas micrografias

ilustram as mudanças que ocorrem na pasta de cimento hidratado sob o efeito da

carbonatação.

(a)

(b)

Figura 2.5 – Micrografias dos compostos da pasta de cimento hidratada. (a) Cristais de C-S-

H, Silva (2004); (b) Cristais de CH, Monteiro (sd-a).

Figura 2.6 – Morfologia do carbonato de cálcio. Fonte: Castro (2003).

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Ao estudar a mudança da microestrutura de amostras carbonatadas Johannesson

(2001) observou que o volume dos poros pode reduzir em até 26%. Na tabela 2.2 são

apresentadas algumas características do concreto, alteradas devido à ação da carbonatação.

Tabela 2.2 – Características do concreto alteradas devido à carbonatação.

Características Conseqüências

Permeabilidade Alterada com o volume e a densidade.

Porosidade

Tende a baixar porque, nos poros previamente grandes precipita-

se o carbonato de cálcio que tem volume molar maior que do

hidróxido de cálcio inicial.

Poros

O carbonato de cálcio precipitado tem baixa solubilidade, o que

tampona os poros. Portanto devido à expansão volumétrica

envolvida na reação, irão surgir microfissuras na região

carbonatada.

Dados referidos por Bertos et al. (2004).

De acordo com ACI 201.2R (1992) todos os constituintes do cimento Portland

hidratado são susceptíveis à carbonatação. O resultado pode ser benéfico ou prejudicial

dependendo do tempo, taxa e extensão com que ocorreu a exposição ambiental.

2.1.1. Determinação da profundidade de carbonatação por meio de equações

Foram desenvolvidas várias formulações matemáticas para determinar a profundidade

de carbonatação ao longo do tempo. Essas formulações são utilizadas para o prognóstico de

uma estrutura de concreto, cujo coeficiente de carbonatação seja conhecido.

Segundo Richardson (1988), a primeira lei de Fick, Equação (2.9), é definida para

materiais isotrópicos. Ela não é válida para o concreto porque o fluxo é restrito à estrutura

porosa permeável e isso impõe as seguintes restrições: a distancia percorrida pelas moléculas

através da estrutura porosa será superior à espessura do corpo-de-prova em estudo, devido ao

trajeto sinuoso dos poros; e o diâmetro dos poros pode ser tão pequeno que restringe o

movimento molecular aleatório.

Segundo o autor (op. cit.) o ingresso do dióxido de carbono no concreto é um

fenômeno de difusão, mas a permeabilidade relativa da estrutura porosa do concreto é

caracterizada frequentemente por ensaios de fluxo induzido sob pressão, lei de Darcy -

Equação (2.10). Esta equação é válida para medidas de permeabilidade a água, sendo

necessárias modificações para aplicações relacionadas ao fluxo de gases devido a

compressibilidade dos mesmos, Equação (2.11).

A-DQ ⋅⋅=

(2.9)

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

A-KQ ⋅⋅=

(2.10)

⋅

(2.11)

Em que:

Q = taxa de transferência do material;

D = coeficiente de difusão;

K = coeficiente de permeabilidade;

A = área da seção pela qual o fluxo acontece;

dc/dx = gradiente de concentração;

dp/dx = gradiente de pressão;

c = concentração;

p = pressão;

x = espessura;

k = permeabilidade intrínseca;

µ = viscosidade;

γ = massa específica.

A equação mais freqüentemente usada é a proposição de que a profundidade de

carbonatação é proporcional à raiz quadrada do tempo de exposição, Verbeck, apud

Fernandez Paris

(1973), Equação (2.12).

tKx ⋅=

(2.12)

Na qual:

K = coeficiente de carbonatação que depende do material e do ambiente (mm/ano

0.5

);

x = profundidade carbonatada (mm);

t = tempo de exposição (ano).

Smolczyk apud Nunes

(1998), propõe que a carbonatação em função do tempo seja

obtida pela Equação (2.13).

t-tKx ⋅=

(2.13)

Em que:

x = profundidade carbonatada (mm);

K = coeficiente de carbonatação (mm/ano

0.5

) ;

t = tempo de exposição (ano);

= período de retardamento;

n = parâmetro que depende do tipo de cimento, geralmente próximo de 1,7 para

cimentos Portland e de 2,0 para cimentos Portland com adições.

VERBECK G.J. (1958). Carbonation of hydrated portland cement. American Society Testing Material -

Special Technical Publication, pp. 17-36.

SMOLCZYK, H.G. (1969). In: The V. International Symposium on the Chemistry of Cement, Tokyo,

Proceedings.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Silva (2002) realizou um ajuste teórico experimental da profundidade de carbonatação

em função do tempo de exposição. Nesse ajuste, a pesquisadora obteve o menor erro possível

e representou o comportamento de estabilização da carbonatação para idades elevadas e

tempo de início da carbonatação diferente de zero. O ajuste confirma a validade da equação

estudada por Smolczyk apud Nunes

(1998). A Equação (2.14) foi a ajustada e a figura 2.7 é

um exemplo gráfico das curvas teórica e experimental de argamassa executada com o cimento

CP V ARI RS, com 10% de sílica ativa adicionada por substituição volumétrica ao cimento

Portland e traço 1:3,0. O ajuste teórico e experimental desse traço proporcionou um

coeficiente de carbonatação de 0,37 mm/dias

0,5

, o tempo para iniciar a carbonatação foi de 6

dias e o R

de 0,998.

. ttKx −=

(2.14)

Em que:

x - profundidade carbonatada;

K - coeficiente de carbonatação;

t – tempo de exposição;

- tempo para início da carbonatação.

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

0 20406080100

Idade (dias)

x (mm)

ajustado

experimental

Figura 2.7 – Curva teórica experimental da profundidade de carbonatação em função do

tempo de exposição para o traço 1:3,0. Fonte: Silva (2002)

Ho e Lewis (1987) adaptaram a Equação (2.12) para casos em que ocorreu uma

carbonatação inicial, Equação (2.15).

0,5

tCxx ⋅+=

(2.15)

Sendo: x = profundidade de carbonatação;

= profundidade de carbonatação inicial, que é normalmente pequena;

C = taxa de carbonatação;

t = tempo durante o qual a carbonatação ocorre.

Carmona (2005) estudando os modelos de previsão da despassivação das armaduras

em estruturas de concreto sujeitas à carbonatação, avaliou vários métodos, dentre eles o

método do CEB (1986) conforme expostos pelas equações 2.16, 2.17 e 2.18.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

k x

⋅













⋅=

(2.16)

kkCD2

21sCO

⋅⋅⋅⋅

(2.17)













⋅+−

0,0257

10D

(2.18)

Sendo: x = Profundidade de carbonatação (m)

CO2

= Coeficiente de carbonatação (m/s

0,5

)

= Tempo de cura (s)

t = Tempo (s)

n = Fator de idade

CO2

= Coeficiente de difusão do CO

no concreto carbonatado (m

/s)

= Concentração de CO

no ar (kg/m

)

a = Teor de CaO em 1 m

de concreto (kg/m

)

/a = 7 x 10

-6

= Coeficientes de cura e exposição

= Resistência característica do concreto (MPa).

Tabela 2.3 – Valores dos coeficientes de cura e exposição.

Tipo de exposição Cura k

Interior Boa 1,0

Interior Má 2,0

Exterior Boa 0,5

Dados referidos por CEB (1996) apud Carmona (2005).

Tabela 2.4 –

Valores do fator de idade “n” em função da exposição.

Tipo de exposição n

Interior 0,0

Exterior protegida 0,1

Exterior não protegida 0,4

Dados referidos por CEB (1996) apud Carmona (2005).

Helene (1997) propõe a utilização de um ábaco que correspondente a uma estrutura

sujeita a um ambiente agressivo na qual predomina a ação do dióxido de carbono, figura 2.8.

Caso sejam utilizados cimentos Portland com escórias de alto forno ou com pozolanas as

espessuras mínimas características de cobrimento de concreto à armadura, devem ser

aumentadas em pelo menos 20% e 10%, respectivamente.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Figura 2.8 – Ábaco para obtenção da espessura de cobrimento às armaduras em função do

concreto (C10 a C50) e da vida útil desejada (1 a 100 anos). Fonte: Helene (1997).

Atins (2003) estudando o efeito da carbonatação em concretos confeccionados com e

sem adição de cinza volante realizou uma regressão linear para obter a equação 2.19. Esta

correlaciona a profundidade de carbonatação com o valor da resistência à compressão axial do

concreto e possui um R

= 0,90.

18,16f-0,18x

⋅

(2.19)

Sendo: x = profundidade de carbonatação (mm);

= resistência à compressão axial (MPa).

A profundidade de carbonatação varia em função da resistência à compressão e da

porosidade do concreto. Sendo assim, Atis (2004) obteve uma equação com R

igual a 0,96

que relaciona a profundidade de carbonatação, resistência à compressão simples e porosidade,

equação 2.20.

p822,0f112,032,5x

⋅

−=

(2.20)

Em que: x = profundidade de carbonatação (mm);

= resistência à compressão axial (MPa);

p = porosidade em percentagem.

Nas referências sobre carbonatação são apresentados vários métodos que podem ser

utilizados para previsão da profundidade de carbonatação, os quais não serão abordados no

presente trabalho.

2.1.2. Medidas da profundidade de carbonatação

Várias são as possibilidades de ensaios para determinar a profundidade de

carbonatação; difração de raios-X, análise térmica diferencial, espectroscopia por

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

infravermelho, termogravimetria, microscopia eletrônica de varredura e indicadores

ácido/base.

Para a determinação da profundidade de carbonatação por meio de indicadores de pH

podem ser utilizadas as soluções de fenolftaleina, timolftaleina e amarelo de alizarina. Na

tabela 2.5 são apresentados os indicadores de pH e o intervalo de mudança de cor.

Tabela 2.5 – Principais indicadores de pH utilizados para determinar a profundidade de

carbonatação.

Indicador de pH Intervalo de mudança de cor

Fenolftaleina

Incolor - vermelho carmim

pH 8,0 – 9,8

Timolftaleina

Incolor - azul

pH 9,3 – 10,5

Amarelo de alizarina GG

Amarelo claro - amarelo escuro

pH 10,0 – 12,0

Amarelo de alizarina R

Amarelo - vermelho alaranjado

pH 10,1 – 12,0

Fonte: http://antoine.frostburg.edu/chem/senese/101/acidbase/indicators.shtml - acessado em

29/10/2006 às 16:00.

Comparando os intervalos de mudança de cor (faixa de pH) da fenolftaleina, da

timolftaleina e do amarelo de alizarina observa-se que a fenolftaleina é o indicador capaz de

determinar valores de pH mais baixos. De um modo geral, a fenolftaleina é o indicador de pH

mais empregado no meio científico devido à facilidade de uso, rapidez na realização do

ensaio, custo baixo e precisão relativamente boa.

A RILEM (1984) recomenda a utilização de uma solução com 1% de fenolftaleina, em

70% de álcool etílico e 29% de água destilada. Essa solução deve ser borrifada, na forma de

névoa, na superfície dos corpos-de-prova ou estruturas inspecionadas. Na região não

carbonatada observa-se uma coloração vermelho carmim, enquanto a região carbonatada

permanece incolor. Recomenda-se a realização de várias medidas em diferentes localizações

para obtenção de um valor médio, uma vez que a frente de carbonatação não é uniforme.

A solução indicadora de pH deve ser aspergida na região recém fraturada do concreto,

para evitar que o hidróxido de cálcio reaja com o CO

presente na atmosfera. A leitura da

profundidade de carbonatação deve ser realizada com equipamento de precisão (paquímetro) e

não deve ser realizada em superfície serrada, molhada e com presença de pó.

Segundo Chang e Chen (2006) quando o pH da solução aquosa presente nos poros for

menor que 7,5 o grau de carbonatação do corpo-de-prova é 100%, para pH entre 7,5 e 9,0 o

grau de carbonatação está entre 50 e 100%, quando pH está entre 9,0 e 11,5 o grau de

carbonatação varia de 0 a 50% e para pH superior a 11,5 o corpo-de-prova não está

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

carbonatado. O grau de carbonatação em função do valor de pH e um equacionamento que os

correlacionam podem ser observados na figura 2.9.

Figura 2.9 – Intensidade de carbonatação e pH da água de poros de concreto submetido à

carbonatação durante 8 e 16 semanas. Fonte: Chang e Chen (2006).

Segundo Richardson (1988) para concreto não carbonatado e carbonatado o valor de

pH é de aproximadamente 12,6 e 8,3 respectivamente.

Segundo Chang e Chen (2006), a camada passivante protetora da armadura (γ-Fe

) é

uma estrutura densa e estável para pH > 11,5. Com a redução no valor do pH da água dos

poros do concreto tem-se a despassivação da armadura, portanto a fenolftaleina é considerado

um bom indicador para verificar se a armadura está despassivada e se pode iniciar a corrosão.

2.1.3. Influência das adições minerais na carbonatação

A idéia de se utilizar adições minerais foi a tentativa de confeccionar concretos com

qualidades superiores e com menores teores de cimento, uma vez que a fabricação desse é

responsável por 5% da emissão de dióxido de carbono na atmosfera, o que agrava o efeito

estufa do planeta e o desequilíbrio dos ecossistemas, Davidovits (1994).

As adições minerais proporcionam a reação pozolânica que transforma hidróxido de

cálcio (CH) em silicato de cálcio hidratado (C-S-H). Essa reação deveria provocar uma

carbonatação mais lenta devido à menor permeabilidade do concreto; no entanto isso não é

observado devido à redução de CH, Bier apud Neville

(1997).

BIER, Th. A. (1987). Influence of type of cement and curing on carbonation progress and pore structure

of hydrated cement paste, Materials Research Society Symposium.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Bakharev et al. (2001) verificaram que concretos sem adição de escória são menos

vulneráveis à carbonatação porque contêm maior quantidade de cálcio, advindos do C

S, C

CH e C-S-H.

Ho e Lewis (1983), Kasai et al. (1983), Byfors (1985), Paillere et al. (1986), Ogha e

Nagataki (1989), Al-Amoudi (1991) e Atis (2003) verificaram que a adição de cinza volante

nos concretos proporciona aumento na profundidade de carbonatação.

Helene (1997) propõe que se for utilizado cimento Portland com adições de escória de

alto forno ou pozolanas a espessura do cobrimento deve ser aumentada de 20% e 10%

respectivamente. Segundo Helene (2004), para reduzir a profundidade de carbonatação são

preferíveis o uso dos cimentos tipo CP I e CP V sem adições.

Segundo Xuequan et al. (1999) a profundidade de carbonatação dos concretos

executados com adições de escória de alto forno e cinza volante é quase duas vezes maior que

a profundidade de carbonatação obtida em concretos sem adições. Isto está relacionado à

redução da alcalinidade advinda da diminuição da quantidade de cimento na mistura.

O avanço da frente de carbonatação é proporcional à alcalinidade total disponível na

pasta, relacionada à composição química do cimento. O cimento Portland comum possui

maior reserva alcalina que os cimentos com adições minerais, porque é maior a concentração

de hidróxidos alcalinos na solução dos poros do primeiro, o que propicia mais lenta difusão de

dióxido de carbono. Isso se deve ao fato de o ácido carbônico reagir com o CH presente para,

então, prosseguir a difusão para o interior do concreto, Matsutato et al. (1992) e Silva (2002).

Portanto a utilização de altos teores de adições minerais, em substituição ao cimento

Portland, consome o hidróxido de cálcio proveniente da hidratação e propicia maior

velocidade de carbonatação.

2.1.4. Formações mineralógicas do carbonato de cálcio

Durante a carbonatação o carbonato de cálcio pode precipitar como vaterita, aragonita

ou calcita. Segundo Janotka et al. (1996) e Alcocel et al. (2000), no processo de cristalização

do carbonato de cálcio prevalece a formação da calcita. A morfologia da calcita é

caracterizada por pequenos cristais prismáticos, firmemente empacotados (< 3 µm), Bertos

et.al (2004).

Segundo Andac e Glasser (1999) a densidade da aragonita, da calcita e da vaterita

variam no intervalo de 2,94 à 2,95; 2,71 à 2,94 e 2,64 g/cm

, respectivamente. A vaterita tem

a menor densidade, seguida pela calcita e aragonita. Assumindo um fluxo constante de Ca e

na zona de precipitação do carbonato de cálcio, a habilidade de obstruir os poros diminui

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

com o aumento da densidade. Portanto, como a vaterita possui a menor densidade, ela é a que

mais contribui com a diminuição da porosidade.

Para Massazza (1987), o dióxido de carbono reage inicialmente com os álcalis e

hidróxido de cálcio presentes na solução, preenchendo os poros da pasta de cimento e,

eventualmente, formando a calcita.

Segundo Fernandez Paris (1973) a presença de sulfatos, estrôncio e magnésio

proporcionam a precipitação da vaterita, com uma pequena quantidade de aragonita. Na

ausência desses sais a calcita precipita.

Para a formação da aragonita é necessária uma concentração de íons de magnésio na

proporção entre 0,1 à 0,26 mol/L e a concentração de íons de cálcio deve ser menor que a

proporção entre 0,16 à 0,25 mol/L. O excesso de íons de cálcio ou magnésio favorecem a

formação da calcita, Ahn et al. (2004).

Para Fernandez Paris (1973) o carbonato de cálcio é precipitado na forma de vaterita

ou aragonita e, com o decorrer do tempo, devido à presença de dissoluções de CaCO

serão

transformadas em calcita.

Segundo Richardson (1988), na carbonatação algumas vateritas são formadas

primeiro, mas gradualmente são convertidas em calcita. Uma possível explicação para isto

poderia ser o variado grau de hidratação da pasta de cimento. A carbonatação do C

hidratado produz calcita, enquanto o C

S não hidratado produz vaterita. A quantidade de

vaterita poderá diminuir se a hidratação do cimento não for interrompida. Essas reações

transformam a vaterita em aragonita e, finalmente, em calcita com cristalização inferior.

Nunes (1998) também afirma que a carbonatação do C

S na forma anidro tende a

formar cristais de vaterita e, quando hidratado, seus produtos reagem formando calcita.

Segundo Alcocel et.al. (2000) a calcita é encontrada em todos os estágios da carbonatação.

Nas micrografias da figura 2.10 pode ser observada a transformação da vaterita em calcita e

na figura 2.11 tem-se uma micrografia da aragonita.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

(a) 100% Vaterita - 0% Calcita (b) 80% Vaterita - 20% Calcita

Figura 2.10 - Transformação da vaterita em calcita.

Fonte: http://www.mpikg.mpg.de/kc/coelfen/

- acessado em 06/10/2006 às 10h00min.

Figura 2.11 – Microestrutura da aragonita.

Fonte: www.keele.ac.uk/depts/ch/groups/csg/cas/

- acessado em 06/10/2006 às 10h30min.

2.1.5. Concentração de dióxido de carbono

A carbonatação é um fenômeno natural e pode ocorrer em ambientes com elevada e

baixa concentrações de CO

. O teor de CO

em um ambiente rural é cerca de 0,03% em

volume, em ambientes marítimos 0,03%, em lugares fechados de 0,05% a 0,1%, em

laboratório não ventilado 0,1%, em grandes cidades e regiões industrializadas é esperado de

0,3% a 1,0%, em garagens e viadutos 0,2% e em um silo de grão 1,0%, Richardson (1988).

A carbonatação do concreto é relativamente lenta, devido aos baixos níveis de

concentração de CO

na atmosfera, mas a velocidade de difusão da frente de carbonatação

aumenta consideravelmente com o aumento de concentração de CO

presente no meio

ambiente em contato com a superfície do concreto. Conseqüentemente, quando se deseja

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

obter resultados em um pequeno intervalo de tempo, utilizam-se ensaios de carbonatação

acelerada com nível de concentração de CO

maior que o encontrado no meio ambiente.

A taxa de carbonatação depende da qualidade do concreto e da concentração do

dióxido de carbono. Para água com mais de 20 partes por milhão (ppm) de dióxido de carbono

pode resultar em rápida carbonatação da pasta de cimento hidratado, enquanto que para 10

ppm ou menos pode resultar uma carbonatação significativa Terzaghi apud ACI 201.2R

(1992).

Atualmente não existe padronização nos ensaio de carbonatação, um dos poucos

fatores comuns entre as diversas pesquisas existentes é o controle da umidade relativa entre

50 a 70%. Na tabela 2.6 são apresentadas algumas condições presentes nos ensaios acelerados

e que não são padronizados.

Tabela 2.6 – Efeito de algumas condições de exposição no processo de carbonatação.

Condição Efeitos

Pressão parcial de CO

Quanto maior a quantidade de CO

na fase gasosa, maior é a

taxa de carbonatação. No entanto, o aumento da pressão de

não proporciona maior carbonatação.

Umidade relativa

A carbonatação é mais rápida para umidade relativa entre 50

e 70% e decresce para altos e baixos níveis de umidade

relativa.

Temperatura

Temperaturas elevadas diminuem a solubilidade do CO

água, diminuindo a carbonatação. A reação da carbonatação é

exotérmica, o que promove a formação de CaCO

meta-

estável. Para obter a calcita, forma mais estável do carbonato

de cálcio, a temperatura deve ser mantida de 0 a 10°C.

Dados referidos por Bertos et al. (2004).

Os ensaios de laboratório são efetuados em curtos intervalos de tempo, assim, a

correspondente concentração de CO

nessa micro-região, em contato com o corpo-de-prova, é

maior. Existe a preocupação da correlação entre os ensaios realizados em curtos períodos de

tempo e os naturais de longa duração, Figueiredo (1994) e Reardon et al. (1989). Devido a

essa preocupação existente no meio acadêmico, Ho e Lewis (1987) encontraram gradiente de

1,03 para os resultados obtidos com 5 anos de estocagem em laboratório e os resultados

obtidos após uma semana em uma atmosfera com 4% de dióxido de carbono.

Para as pesquisas de carbonatação acelerada ainda não foi estipulado um nível de

concentração de dióxido de carbono para a realização dos ensaios, portanto cada pesquisador

adota a concentração desejada. Segue uma relação de alguns pesquisadores e a concentração

TERZAGHI, R.D. 1948. Concrete Deterioratin in a Shipway, In: ACI Journal, V. 44, n° 10, June, pp. 977-

1005, Proceeding.

TERZAGHI, R.D. 1949. Concrete Deterioratin Due to Carbonic Acid, In: Journal, Boston Society of Civil

Engineers, V. 36.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

de dióxido de carbono adotada: Papadakis (1992) 50%, Nunes (1998) 15%, Claisse (1999)

5%, Roy (1999) 6%, Martins (2001) 100%, Atins (2003) 5%, Chang e Chen (2006) 20%,

dentre outros.

2.1.6. Redução no valor do pH pelo CO

, e suas conseqüências

O fator prejudicial da carbonatação em concreto é a redução do valor do pH. Em

condição natural, a solução intersticial aquosa do concreto tem pH em torno de 12. Esta

alcalinidade proporciona proteção eletroquímica de caráter passivo sobre o aço.

O ingresso e reação do dióxido de carbono causam a diminuição do pH para

aproximadamente 8,3, quando o concreto está completamente carbonatado e, nessa condição,

a armadura fica completamente despassivada, podendo ter início a corrosão se as condições

ambientais forem propícias.

Andrac e Glasser (1999) estudaram a carbonatação de concretos e verificaram um

valor mínimo de 9,0 para o pH.

Jung et al. (2003) ao investigarem a vida útil das estruturas de concreto encontraram

que a profundidade carbonatada determinada com uma solução de fenolftaleina apresenta pH

entre 8,3 e 9,5, enquanto a corrosão da armadura pode ocorrer com pH menor ou igual a 11,5.

A passivação de uma armadura é entendida como a resistência à corrosão,

proporcionada por uma película fina de um filme de óxido (γ-Fe

) estável e aderente na

superfície da armadura. O Fe

é o produto que favorece a formação desse filme passivante,

o qual pode ser quebrado na presença da carbonatação e de íons cloreto.

O diagrama de Pourbaix indica as regiões em que o metal encontra-se na zona de

passivação ou despassivação relacionando valores de potencial padrão - E° (V) e de pH, para

temperatura de 25°C e pressão de 1atm, Figura 2.12.

Figura 2.12 - Diagrama simplificado de Pourbaix para o sistema água-ferro a 25ºC e 1 atm.

Fonte: Pourbaix e Zoubov (1974), adaptado.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Segundo Helene e Cunha (2001) a faixa usual de potencial de corrosão do ferro no

concreto é da ordem de +0,1V a – 0,4V.

De acordo com o diagrama de Pourbaix, a região compreendida entre as linhas “a” e

“b” representa o domínio de estabilidade termodinâmica da água. Abaixo da linha “a” a água

tende a decompor-se por redução, de acordo com a equação 2.21, acima da linha “b” a água

tende a decompor-se por oxidação de acordo com a equação 2.22:

+ 2e

→ H

(2.21)

O → O

+ 4H

+ 4e

(2.22)

No diagrama de Pourbaix podem ser observadas três fases distintas:

•

A região de imunidade em que é termodinamicamente desfavorável a ocorrência da

corrosão, porque quando o potencial é menor que - 0,6 V o ferro não reage, independente

do valor do pH. Segundo Brito (1997), na prática, esse potencial baixo só é conseguido

através de proteção catódica;

•

Na região de passivação os óxidos e hidróxidos de ferro são estáveis; e existe formação

de películas passivantes;

•

Nas zonas de corrosão tem-se a combinação de pHs e potenciais que propiciam uma

situação de corrosão. Segundo Pourbaix (1974) para valores de pH acima de 12,5 o

potencial se encontra na região de corrosão, o ferro é corroído com a redução do

hidrogênio.

Somente o oxigênio dissolvido na água é capaz de sofrer redução quando à

temperatura ambiente. O oxigênio presente na atmosfera não é capaz de se reduzir, portanto,

para que a corrosão tenha início é necessária a presença de umidade relativa.

A corrosão do aço no concreto é um processo eletroquímico em um meio aquoso e à

temperatura ambiente; para que ocorra a corrosão são necessários: condutor que é a barra de

aço da armadura; eletrólito que é a solução intersticial aquosa a qual irá conduzir os íons;

oxigênio que dissolvido na água presente nos poros do concreto irá propiciar a formação dos

produtos de corrosão; e a diferença de potencial que formará uma região anódica e outra

catódica entre dois pontos aleatórios da armadura, figura 2.13. Segundo Helene e Cunha

(2001), a diferença de potencial pode ser causada pela diferença de umidade, aeração,

concentração salina, tensão do concreto e/ou no aço, impurezas no metal, heterogeneidades

inerentes ao concreto, pela carbonatação ou pela presença de íons.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Figura 2.13 – Célula de corrosão eletroquímica. Fonte: Helene e Cunha (2001).

Conforme observado na figura 2.13 as reações químicas envolvidas no processo

corrosivo são:

Reação de oxidação ou anódica - também chamada reação de corrosão, propriamente dita,

Equação (2.23).

Fe → Fe

+ 2e

(2.23)

Reação de redução ou catódica – com o H

proveniente da dissociação da água, Equação

(2.24).

O + 2e

→ H

(gás) + 2(OH)

(2.24)

Reação de redução ou catódica - com o oxigênio do ar dissolvido na água, Equação (2.25).

+ 2H

O + 4e

→ 4(OH)

(2.25)

Na corrosão eletroquímica os elétrons livres presentes na região anódica através da

barra de aço migram para a região catódica, onde reagem com alguma substância presente no

eletrólito, de forma a produzir uma reação catódica. Os íons ferro, dissolvidos na solução

porosa, migram em direção ao cátodo enquanto os íons hidroxila migram em direção ao

ânodo; ambos reagem e precipitam conforme a Equação (2.26).

+ 2OH

→ Fe(OH)

(2.26)

A corrosão é acompanhada por um considerável aumento no volume do metal original,

essa é a causa principal da expansão e fissuração do concreto na posição da armadura. Esse

aumento de volume foi encontrado até sete vezes o volume inicial do metal, o que origina

fortes tensões de tração no concreto Helene (1986) e Liborio (1990). Estas tensões de tração

podem ser acentuadas a ponto de acarretar o destacamento do cobrimento do concreto e

comprometer a vida útil da estrutura.

Antunes e Costa (2002) relata que as pesquisas sobre corrosão indicam que os

principais produtos formados são: lepidocrocita (γ-FeOOH), goetita (α-FeOOH) e magnetita

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

(Fe

). A lepidocrocita normalmente é o produto inicial da corrosão e para maior tempo de

exposição tem-se a sua transformação em goetita. A transformação da lepidocrocita em

magnetita é mais freqüente em ambientes marinhos. Na figura 2.14 (a) e (b) são apresentadas

micrografias de produtos de corrosão publicados por Antunes et al. (2003) e Koleva et al.

(2006) respectivamente.

(a)

(b)

Figura 2.14 – Diferentes tipos de lepitocrocita (γ-FeOOH) encontradas como produto de

corrosão. Fonte: (a) Antunes et al. (2003) e (b) Koleva et al. (2006).

De acordo com CEB 152 (1983) o mecanismo de corrosão é subdividido em processo

de iniciação e propagação. A iniciação corresponde ao período de tempo que vai da execução

da estrutura até a ação dos agentes agressivos de atravessar o cobrimento do concreto e

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

despassivar a armadura. A propagação consiste no desenvolvimento da corrosão até que se

alcance um nível inaceitável, Figura 2.15.

Figura 2.15 – Modelo de vida útil. Fonte: CEB 152 (1983).

Como pode ser observado na figura 2.15, na fase de iniciação, a corrosão é quase

imperceptível e não provoca danos à estrutura; na fase de propagação ocorre um acúmulo

progressivo da corrosão que provoca a deterioração da estrutura.

Segundo Helene (1993), a vida útil de projeto corresponde ao período de tempo que

vai da execução da estrutura à penetração de agentes agressivos e despassivação da armadura.

Vida útil de serviço ou utilização corresponde ao período de tempo que vai até o momento em

que aparecem manchas na superfície do concreto ou ocorre fissuração do concreto de

cobrimento ou, ainda, quando há destacamento deste. Vida útil total é o período de tempo que

vai até a ruptura e colapso parcial ou total da estrutura.

Vários inibidores de corrosão da armadura têm sido estudados com o objetivo de

minimizar e até mesmo eliminar o problema da corrosão. Alonso et.al. (1996) que ensaiou

F como inibidor de corrosão da armadura de concreto carbonatado, constatou sua

eficiência, uma vez que houve significativa redução da taxa de corrosão das barras de aço. A

ação desse inibidor está atribuída à formação de camadas passivadoras de Fe

, γFe

FePO

⋅H

Vale ressaltar que todo material tem uma vida útil e que esses inibidores de corrosão

podem de início atuar de forma significativa, mas ao longo do tempo podem sofrer

deteriorações e, desse modo a armadura ficará desprotegida.

2.1.7. Comportamento da carbonatação em regiões fissuradas

Segundo Andac e Glasser (1999) não está bem estabelecida uma relação exata entre

porosidade e permeabilidade, mas em alguma região a porosidade pode ser aumentada com a

presença de fissuras, o que contribuirá para o aumento da permeabilidade.

Richardson (1988) apresenta uma coletânea de 120 casos de carbonatação em fissuras

existentes nas estruturas de concreto armado. Neste estudo, o autor apresenta a forma de

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

propagação da frente de carbonatação, as propriedades físicas de cada concreto (resistência à

tração, densidade, índice de vazios, coeficiente de difusão e coeficiente de permeabilidade), o

tempo de exposição (variando de 10 a 85 anos), o ambiente (urbano, suburbano, rural e

litoral) e as características de exposição (ambiente externo e interno). Destaca-se o fato de, em

grande parte dos casos analisados, as peças estruturais apresentarem-se fissuradas; assim, para

esses casos o autor referiu o tamanho da abertura e a profundidade de carbonatação.

Na figura 2.16 tem-se que a profundidade de carbonatação normal à fissura é menor

que 0,03 mm. A espessura da fissura é de 0,35 mm e o concreto é altamente impermeável.

•

Ambiente = suburbano externo

•

Idade = 15 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 0,6 mm

•

Densidade = 2400 kg/m

•

Índice de vazios = 0,0%.

Figura 2.16 – Observação em fissura com 0,35 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988).

Observa-se na Figura 2.17 que o comprimento da fissura é de 7,5 mm. A profundidade

de carbonatação na superfície do concreto é baixa, mas aumenta ao longo da fissura. A

carbonatação normal à fissura é 1,5 mm, e a espessura da fissura é pequena.

• Ambiente = litoral externo

•

Idade = 28 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 0,1 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = 11,5 mm

•

Densidade = 2330 kg/m

•

Resistência à tração = 4,60 N/mm

•

Índice de vazios = 0,5%

•

Coeficiente de difusão = 80,11

-6

-1

•

Coeficiente de permeabilidade = < 1

Figura 2.17 – Observação em fissura com 0,05, 0,02 e 0,01 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

A profundidade de carbonatação normal à fissura é de 0,03 mm ao longo de toda

fissura. A figura 2.18 mostra a carbonatação de fissuras com abertura relativamente alta.

•

Ambiente = suburbano externo

•

Idade = 26 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 4,0 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = 5,0 mm

•

Densidade = 2360 kg/m

•

Índice de vazios = 0,5%

Figura 2.18 – Observação em fissura com 0,8 e 0,3 mm de abertura. Fonte: Richardson

(1988).

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Uma fissura com abertura de 0,3 mm e comprimento de 100 mm até a espessura de

0,05 mm é representada na figura 2.19. A profundidade de carbonatação normal à fissura é de

0,02 mm.

• Ambiente = suburbano externo

•

Idade = 19 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 0,5 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = 2,0 mm

•

Densidade = 2290 kg/m

•

Índice de vazios = 2,0%

Figura 2.19 – Observação em fissura com 0,3, 0,2, 0,1 e 0,05 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Na figura 2.20 está representado um elemento de concreto que possui uma face

exposta ao ambiente externo com profundidade de carbonatação de 2,0 mm e a outra face

exposta, em ambiente interno com profundidade de carbonatação de 5,5 mm. A abertura da

fissura varia de 0,4 mm a 0,1 mm e a profundidade de carbonatação normal à fissura é de 0,05

mm.

•

Ambiente = rural

•

Idade = 46 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 2,0 mm

externo e 5,5 mm interno

•

Profundidade de carbonatação máxima = 7,0 mm

externo e 6,5 mm interno

•

Densidade = 2330 kg/m

•

Índice de vazios = 0,5%

Figura 2.20 – Observação em fissura com 0,4, 0,1, 0,25 e 0,15 mm de abertura. Fonte:

Richardson (1988).

Uma profundidade carbonatada de 0,05 mm normal a fissura é mostrada na figura 2.21.

•

Ambiente = litoral externo

•

Idade = 82 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 0,4 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = não

existente

•

Densidade = 2320 kg/m

•

Índice de vazios = 2,0%

Figura 2.21 – Observação em fissura com baixa profundidade de carbonatação. Fonte:

Richardson (1988).

A figura 2.22 mostra uma fissura de origem térmica ou de retração por secagem. A

abertura da fissura é de 0,6 mm e permanece no interior do concreto com uma abertura

constante de 0,25 mm. A profundidade de carbonatação é de 20 mm no interior da caldeira e a

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

profundidade carbonatada normal à fissura é de 5,0 mm, com uma variação mínima de 3,0

mm e máxima de 11,0 mm.

•

Ambiente = suburbano interno

•

Idade = 22 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 20,0 mm

•

Profundidade de carbonatação Máxima >20,0 mm

•

Densidade = 2230 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.22 – Observação em fissura com 0,6 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson

(1988).

Nas figuras 2.23, 2.24 e 2.25 estão representadas fissuras nas quais as profundidades

de carbonatação são muito pequenas, consideradas desprezíveis.

• Ambiente = urbano externo

•

Idade = 70 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 1,0 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = 2,5 mm

•

Densidade = 2260 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.23 – Observação em fissura com 0,4 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson

(1988).

•

Ambiente = urbano externo

•

Idade = 70 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 1,0 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = não

existente

•

Densidade = 2240 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.24 – Observação em fissura com 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988).

•

Ambiente = urbano externo

•

Idade = 70 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 0,5 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima= 2,0 mm

•

Densidade = 2280 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.25 – Observação em fissura com 0,15 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson

(1988).

Uma fissura muito fina e com profundidade de carbonatação normal a essa fissura de

0,05 mm é mostrada na figura 2.26.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

• Ambiente = urbano externo

•

Idade = 27 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 0,8 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = não

existente

•

Densidade = 2330 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.26 – Observação em fissura com 0,10 e 0,08 mm de abertura. Fonte: Richardson

(1988).

Uma profundidade de carbonatação normal à fissura de 0,05 mm é mostrada na figura

2.27.

• Ambiente = urbano externo

•

Idade = 27 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 0,2 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = não

existente

•

Densidade = 2330 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.27 – Observação em fissura com 0,5 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988).

A figura 2.28 mostra uma profundidade de carbonatação de 1,5 mm na superfície do

concreto e 0,2 mm normal à fissura.

• Ambiente = urbano externo

•

Idade = 27 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 1,5 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = 3,0 mm

•

Densidade = 23290 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.28 – Observação em fissura carbonatada. Fonte: Richardson (1988).

Não há evidência de carbonatação ao longo da fissura, Figura 2.29.

• Ambiente = urbano externo

•

Idade = 17 anos

•

Profundidade de carbonatação média = 1,8 mm

•

Profundidade de carbonatação máxima = não

existente

•

Densidade = 2330 kg/m

•

Índice de vazios = 1,0%

Figura 2.29 – Observação em fissura com 0,15 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988).

O comportamento do dióxido de carbono em uma fissura é diferente do

comportamento do mesmo em contato com a superfície do concreto exposto à atmosfera. A

difusão do CO

na superfície do concreto é ilimitada, enquanto em uma fissura, será limitada

pela sua dimensão, pela taxa de penetração do dióxido de carbono e pelas condições

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

ambientais da fissura. Devido a essas condições é que se observaram diferenciadas

profundidades carbonatadas em diferentes tipos de fissuras.

O coeficiente de difusão do CO

na fissura dependerá da umidade relativa que pode

variar com o tempo e com a profundidade da fissura e, também, com o transporte através do

vento e da chuva, de pó e sujeiras para dentro da fissura.

Considerada a fissura no contexto de durabilidade, Richardson (1988) afirmou que o

parâmetro importante é a taxa segundo a qual o dióxido de carbono penetra além da fissura,

porque o CO

tem que atacar duas superfícies de concreto e, assim, a intensidade do ataque

pode ser reduzida mais adiante.

A presença da fissura proporciona um caminho preferencial para a difusão da frente de

carbonatação, o que facilita o avanço do dióxido de carbono até a região da armadura.

Uma importante expressão teórica foi estudada por Schiessl

apud Richardson (1988)

para o cálculo da profundidade de penetração da frente de carbonatação em uma fissura,

Equação 2.27.

twDy ⋅⋅=

(2.27)

Na qual:

y = profundidade de penetração da frente de carbonatação abaixo de uma fissura;

D = um parâmetro que dependente do coeficiente de difusão do CO

efetivo da fissura;

w = largura da fissura;

t = tempo de exposição.

Castel et al. (1999), estudaram o comportamento de uma viga carregada frente à ação

da carbonatação e verificaram que o surgimento de fissuras, devido ao carregamento

mecânico, aumenta a difusão de agentes agressivos.

Segundo Andac e Glasser (1999) a presença de fissuras favorece a difusão do dióxido

de carbono e conseqüentemente o carbonato de cálcio precipita em uma região mais interna

do concreto.

2.1.8. Estruturas de concreto armado expostas ao meio ambiente durante o período da

construção

Um cuidado relevante a ser observado durante a execução de uma estrutura de

concreto armado é o período em que essa ficará exposta ao meio ambiente até a execução do

revestimento.

SCHIESSL, P. 1975.Admissible crack width in reinforced concrete structures. In: Inter-Association

Colloquium on Behaviors in Service of Concrete Structures, v. II, June, pp. 739-753, Proceeding.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Silva (2004) estudando a aderência de argamassas em segmento de pilar de concreto

verificou que o tempo em que o substrato fica exposto ao meio ambiente pode desencadear a

difusão da frente de carbonatação. A figura 2.30 mostra um concreto com resistência

característica de 20 MPa. Esse concreto ficou exposto ao meio ambiente durante um ano e

seis meses para posterior aplicação do revestimento em argamassa com espessura de 25 mm.

Observa-se uma profundidade de carbonatação no pilar de 13 mm. A carbonatação desse

seguimento de pilar, além de prejudicar a aderência do revestimento em argamassa no

substrato devido à colmatação dos poros, também pode, em condição mais intensa, atingir a

armadura e despassivá-la.

X = 13,0 mm

← Revestimento em argamassa.

←

Corpo-de-prova extraído em um pilar.

Figura 2.30 – Corpo-de-prova extraído de um segmento de seção de pilar (concreto

=20MPa), idade de 18 meses – instante de aplicação de revestimento de argamassa. Fonte:

Silva (2004).

De acordo com a figura 2.30, a profundidade de carbonatação em um período de 18

meses foi de 13 mm em um ambiente considerado urbano. Segundo a NBR 6118 (2003), se

esse concreto for localizado em ambiente interno e revestido com argamassa e pintura pode-se

admitir um microclima com uma classe de agressividade mais branda e esse concreto poderia

ser da classe C20 e com cobrimento nominal de 25 mm para vigas e pilares. Utilizando a

equação 2.12 o tempo necessário para que a frente de carbonatação atingisse a armadura seria

de aproximadamente 5 anos e meio. Portanto, após este período a armadura seria despassivada

e, na presença de umidade, desencadearia a corrosão.

Silva (2004) utilizou um concreto com CP II F 32, assim a profundidade de

carbonatação seria menor quando comparada aos concretos com cimentos que contêm adições

de escória de alto forno. De acordo com Helene (1997), cimentos com adições de escória

proporcionam uma carbonatação 20% superior. Com este acréscimo a profundidade de

carbonatação para este concreto confeccionado com CP II E 32 poderia ser de

aproximadamente 15,6 mm para o mesmo período. Portanto, através da equação 2.12 verifica-

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

se que o tempo necessário para que a frente de carbonatação atingisse a armadura reduzir-se-

ia para aproximadamente 3 anos e 10 meses.

A alusão ao cobrimento e proteção das estruturas de concreto deveria, portanto, seguir

um prognóstico do tempo de exposição durante a construção, porque após finalizar uma obra

em que a fase construtiva, por algum motivo, tenha sido lenta, a carbonatação pode atingir a

armadura e despassivá-la. Sendo assim a única proteção que a armadura teria seriam os

revestimentos, que impediriam a entrada da umidade para o interior da estrutura. Se, por

alguma razão, estes revestimentos falharem - surgimento de fissuras – permitiriam a presença

de umidade na região da armadura e desencadear-se-ia um mecanismo de corrosão do aço.

Para o bom desempenho de uma estrutura de concreto armado é necessária a correta

especificação dos materiais em função do meio ambiente em que a construção será inserida. A

NBR 6118 (2003) especifica os requisitos mínimos que o concreto deve possuir em função da

classe de agressividade ambiental. Outro fator relevante seria, para os casos de estruturas que

tiveram sua execução interrompida por um determinado período de tempo, a especificação de

revestimentos que evitem a entrada de água no interior dos elementos estruturais. Além de

todas estas recomendações são necessárias ainda que sejam realizadas manutenções

preventivas durante a vida útil da estrutura.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

2.2. DURABILIDADE DAS ESTRUTURAS DE CONCRETO

De acordo com o comitê ACI 201.2R (1992), a durabilidade do concreto de cimento

Portland é definida como a sua capacidade de resistir à ação das intempéries, ataques

químicos, abrasão ou qualquer outro processo de deterioração. Concretos duráveis são aqueles

que permanecem em sua forma, não atingem o estado limite de serviço e mantém a qualidade

original quando expostos ao meio ambiente agressivo.

Existe o pensamento corrente de que um concreto de alta resistência é também um

concreto de alto desempenho, porém essas características não estão diretamente ligadas. A

durabilidade das estruturas de concreto armado é uma questão que merece melhores

esclarecimentos. Embora a resistência à compressão do concreto seja fundamental, essa

elevada resistência não garante, em todos os casos, a durabilidade da estrutura.

Neville (1987) referiu-se que, apesar das inúmeras pesquisas já realizadas sobre a

durabilidade do concreto, a quantidade de problemas hoje existentes é provavelmente superior

aos existentes há cinqüenta anos. Essa colocação não visa condenar o concreto, mas

questionar o que foi feito e o que tem sido feito erroneamente. Foram abordados três assuntos

relevantes:

•

O uso de critérios inadequados de aceitação do concreto, que privilegiam a resistência

em detrimento à durabilidade;

•

A gradativa alteração das propriedades dos cimentos (maior teor de silicato tricálcico

S), menor teor de silicato dicálcio (C

S), conseqüentemente conferindo maior

velocidade de hidratação e desenvolvimento de tensão mais rápido);

•

O problema de corrosão das armaduras.

Segundo Mehta e Monteiro (1994) a perda de durabilidade do concreto pode estar

associada a fatores físicos e químicos. Os processos físicos são: o desgaste superficial e a

fissura. Os processos químicos são: a carbonatação e a penetração de íons cloretos, que

despassiva a armadura; a lixiviação da pasta de cimento por soluções ácidas; a reação

expansiva envolvendo ataque por sulfato; a reação álcali-agregado; e o ataque biológico de

fungos e bactérias.

Na tabela 2.7 são apresentados alguns fatores que influenciam o ataque químico do

concreto, ACI 201.2R (1992).

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Tabela 2.7 – Fatores que influenciam no ataque químico de concretos.

Fatores que aceleram ou

agravam o ataque

Fatores que minimizam ou retardam o ataque

Alta porosidade devida à:

alta absorção de água;

permeabilidade;

vazios.

Densidade do concreto atingida por:

proporção do traço;

redução da relação água/cimento;

aumento do consumo de cimento;

consolidação adequada;

efeito da cura.

Fissuras devido à:

concentração de tensão;

choque térmico.

Redução da força de tração no concreto por:

utilizar reforço elástico de tamanho adequado e

corretamente localizado;

adição de pozolanas (para suprimir elevação de

temperatura);

execução de juntas.

Lixiviação e penetração de

líquidos devido à:

fluxo de água;

reservatório;

pressão hidráulica.

Projeto estrutural:

para minimizar a área de contato e turbulência;

prevenção com membranas e barreiras de proteção para

reduzir a penetração de agentes agressivos.

Dados referidos por ACI 201.2R (1992).

A deterioração da estrutura de concreto não se deve a um único fator, geralmente as

causas físicas e químicas estão juntas. Tanto no processo físico quanto no químico, o meio

ambiente, a qualidade do concreto e o carregamento em que a estrutura está submetida,

influenciam diretamente no processo de degradação da estrutura. Monteiro (sd-b) representa

um possível ciclo de degradação de uma estrutura, figura 2.31.

Concreto com

microfissuras

1 - Gradientes de umidade e temperatura

2 - Impacto de objetos

3 - Ataques químicos, lixiviamento da

pasta de cimento

4 - Sobrecargas e outros fatores que

aumentam a permeabilidade do concreto

Concreto altamente

ermeável

Corrosão das barras de aço

embutidas no concreto

Crescimento das

fissuras

Água, ar, cloretos

Figura 2.31 – Representação esquemática dos ciclos de fissuração do concreto e corrosão das

barras de aço. Fonte: Monteiro (sd - b).

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

De acordo com Ho e Lewis (1987), concretos duráveis não são alcançados somente

com o traço projetado. Outros fatores que influenciam significativamente na durabilidade dos

mesmos são: densidade, cura e possível presença de fissuras.

2.2.1. Alguns fatores que influenciam na durabilidade das estruturas de concreto

2.2.1.1. Cobrimento nominal da armadura

O cobrimento das armaduras está intimamente ligado à durabilidade da estrutura de

concreto armado e concreto protendido, portanto ele deve ter uma espessura adequada, alta

compacidade, adequado teor de argamassa e homogeneidade. Esse cobrimento tem como

finalidade constituir uma barreira física à entrada de agentes agressivos e uma barreira

química, a alcalinidade do concreto, que garante a passivação da armadura.

Segundo o CEB 152 (1983), a durabilidade das estruturas de concreto depende

fundamentalmente da qualidade do cobrimento de concreto, a qual está relacionada com a

espessura e a permeabilidade do mesmo.

Yuasa et al. (2000) verificaram a variação da resistência à compressão e a porosidade

da pasta de cimento a partir da superfície para o interior do concreto e observaram que:

•

Houve correlação linear entre o logaritmo da resistência à compressão e o volume

total dos poros para cada relação água/cimento estudada;

•

O volume total de poros foi maior na região próxima à superfície; para maiores

relações água/cimento, essa tendência foi mais acentuada;

•

A diferença de resistência entre a superfície e o interior do concreto foi de

aproximadamente 20 MPa, sendo os menores valores obtidos na região mais

próxima à superfície;

•

Para as relações água/cimento de 0,40 e 0,60 o decréscimo de resistência

estendeu-se até 5,0 cm, enquanto para a relação água/cimento de 0,8 esse

decréscimo foi de 10,0 cm.

A camada de cobrimento da armadura apresenta, portanto, uma porosidade progressiva

em direção à face externa, o que proporciona maior propensão ao ingresso de agentes

agressivos na região de passivação do aço.

A NBR 6118 (2003) determina que as estruturas de concreto armado sejam projetadas

e construídas de modo a conservar sua segurança, estabilidade e aptidão em serviço durante

sua vida útil. Para isso, é necessário que as soluções estruturais adotadas nos projetos atendam

aos requisitos: capacidade resistente, desempenho em serviço e durabilidade da estrutura.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Conhecida a classe de agressividade pode-se determinar algumas propriedades do

concreto e o cobrimento necessário para os elementos estruturais. Para classe de agressividade

que varie entre fraca e muito forte o cobrimento para pilares ou vigas variam entre 25 mm e

50 mm respectivamente, NBR 6118 (2003).

A ação da carbonatação é mais intensa em região industrial com agressividade forte e

em região urbana com agressividade moderada; de acordo com a NBR 6118 (2003) pode ser

utilizado o cobrimento de 40 mm ou 30 mm, respectivamente. Existem algumas situações em

que a classe de agressividade pode ser considerada mais branda, assim os recobrimentos

podem ser reduzidos para 25 mm e 30 mm respectivamente. Isso é permitido para ambientes

internos secos (salas, dormitórios, banheiros, cozinhas e áreas de serviço ou ambientes com

concreto revestido com argamassa e pintura); obras em regiões de clima seco, com umidade

relativa menor ou igual a 65%; partes da estrutura protegidas de chuvas em ambientes

predominantemente secos ou regiões em que raramente chove, NBR 6118 (2003).

Segundo o ACI 201.2R (1992), para ambiente agressivo, o cobrimento de 25 mm é

inadequado para concreto confeccionado com relação água/cimento maior que 0,3. Um valor

adequado de cobrimento para um meio ambiente com agressividade moderada à corrosão,

deve ser no mínimo de 38 mm e no máximo de 50 mm.

2.2.1.2. Fissuras no concreto

A matriz cimentícia apresenta duas desvantagens do ponto de vista estrutural, o

problema de fissuração e a baixa tenacidade. A abertura de fissuras está intimamente ligada à

durabilidade e ao desempenho das estruturas de concreto. O grande problema é que a

fissuração dos elementos estruturais de concreto armado é inevitável, uma vez que o concreto

possui baixa resistência à tração. Para garantir a proteção das armaduras e, conseqüentemente,

a durabilidade das estruturas, é necessário controlar a abertura de fissuras.

O CEB 152 (1983) afirma que a influência da fissura, com aberturas entre 0,15 e 0,35

mm, na taxa de corrosão da armadura é relativamente baixa, e que a espessura do cobrimento

do concreto é mais relevante. Segundo essa norma, a região fissurada proporciona mais rápida

penetração de íons cloretos e dióxido de carbono do que em concretos não fissurados.

Reinhardt e Jooss (2003) sugerem uma classificação de pequenas fissuras para um

intervalo máximo e mínimo de aberturas, Tabela 2.8.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Tabela 2.8 – Classificação de abertura de fissuras.

Classificação de abertura

de fissuras (mm)

mínimo

máximo

0,05 0,000 0,074

0,10 0,075 0,124

0,15 0,125 0,174

0,20 0,175 0,224

Fonte: Reinhardt e Jooss (2003).

De acordo com a NBR 6118 (2003) nas armaduras passivas a abertura máxima de

fissura (w

) é 0,4 mm para concreto armado exposto a uma classe de agressividade ambiental

fraca, 0,3 mm quando essa classe for de moderada à forte e 0,2 mm quando for muito forte.

Segundo CEB 148 (1982) o limite para aberturas de fissuras são: 0,3 mm para

ambiente com agressividade fraca, 0,2 mm para agressividade moderada e 0,1 mm para

agressividade forte.

Um importante estudo sobre a formação de fissuras em peças carregadas de concreto

armado é feito por Leonhardt (1979). Segundo esse autor, as peças de concreto armado

fissuram mesmo quando submetidas a baixos níveis de tensões de tração. Essas tensões

surgem nas peças de concreto devido aos esforços solicitantes provocados pelas cargas

atuantes, por variações de temperatura e por esforços internos.

Montoya et al. (2000) aborda os diferenciados casos de fissuras em concreto, as quais

são apresentadas na Tabela 2.9.

Tabela 2.9 – Diferentes tipos de fissuras que podem surgir no concreto. Continua.

Tipos de fissuras Causas Figura

Devido à retração

plástica

- Secagem superficial do concreto nas

primeiras horas;

- incidência do sol e ar seco sobre a

superfície do concreto desprotegido;

- pode aparecer em tempo frio e úmido;

- aparecem nas primeiras 10 horas após a

concretagem, quase sempre em grupo;

- com profundidade da ordem de 20 a

40 mm, podendo chegar a 100 mm.

Fissuras no estado

plástico

- acomodação e deformação das formas;

- movimento da armadura;

- deslizamento do concreto inclinado.

Fissuras no estado

plástico

- as barras de aço não permitem a

acomodação do concreto fresco,

induzindo tensões de tração na região do

cobrimento;

- Essa tensão depende da consistência do

concreto, do diâmetro da barra e do

cobrimento.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Tabela 2.9 – Diferentes tipos de fissuras que podem surgir no concreto. Continuação.

Tipos de fissuras Causas Figura

Fissuras de retração

- surge após dias, semanas ou meses

diferenciando da fissura de retração

plástica;

- é uma forma de deformação imposta

que provoca tensões de tração e,

conseqüentemente, surge a fissura.

Fissuração interna

da pasta

- concreto muito rico em cimento;

- agregados de grandes dimensões cuja

retração é impedida.

Fissuras de origem

térmica

- originadas pelas dilatações e contrações do concreto com a variação

da temperatura;

- fissuras superficiais aparecem quando a temperatura ambiente

difere em mais de 20°C com relação ao interior, fissuras com

abertura de até 0,4 mm;

- fissuras devido à expansão da água ao se congelar.

Fissura por

corrosão de

armaduras

- O processo de corrosão da

armadura proporciona um aumento

de volume da ordem de sete vezes;

- provoca expansão, fissuração e

desprendimento do cobrimento de

concreto.

Fissura por

expansão do

concreto

- expansão no interior do concreto;

- cimento expansivo, ataque de

sulfatos, reação álcali agregado etc.

Fissura por tração

axial

- fenômeno pouco freqüente;

- fissuras na direção normal às

barras principais, atravessando toda

a seção e localizadas entre os

estribos.

Fissura por

compressão axial

- diferentes formas de fissuração;

- fissuras finas, próximas e na

metade do comprimento de um

pilar indica que esse está perto da

flambagem;

- fissura por fendilhamento.

Fissura por flexão e

cisalhamento

- advinda da flexão simples ou

composta

- as fissuras devido à flexão avisam

antes da ruptura;

- as fissuras devido ao cisalhamento

surgem rapidamente, podendo até

ser instantâneas.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Tabela 2.9 – Diferentes tipos de fissuras que podem surgir no concreto. Conclusão.

Tipos de fissuras Causas Figura

Fissuras por torção

- Fissuras de 45°;

- localizadas em vigas com

momentos descompensados e que

não foi considerado o efeito de

torção.

Fissuras por falha

de aderência e

ancoragem

- fissuras localizadas e paralelas às

barras de aço;

- fissuras concentradas e curtas.

- fissuras a 45° por desprendimento

do concreto em zonas de forte

concentração de ganchos;

- fissura na mesa devido a

armadura insuficiente e traçado

deficiente da armadura.

- fissura em mísulas de apoios mal

concebidos.

- fissuras no consolo devido ao

desprendimento e movimentação da

armadura principal durante a

concretagem.

- fissuras verticais em pilares por

falta de estribos, devido ao

deslocamento do mesmo durante a

concretagem ou omissão;

- fissura muito perigosa.

Fissuras por erro de

projeto e/ou

execução

- fissuras causadas por falta de

detalhamento adequado da

armadura ou falta de colocar

estribos de maneira adequada ou

suficiente

Dados referidos por Montoya et.al (2000).

Segundo os autores (op. cit.) também pode ser considerado como erro de execução o

emprego de agregados instáveis ou reativos com os álcalis do cimento, que provocam efeitos

expansivos dentro do concreto, com conseqüente fissuração.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

As fissuras internas da pasta podem não ser visíveis, mas podem originar tensões

internas capazes de provocar diminuição na resistência à compressão. Por exemplo, a

resistência aos 28 dias de idade passa a ser menor que aos 7 dias, Montoya et.al (2000).

O CEB 148 (1982) apresenta um resumo de diferentes tipos de fissuras, Tabela 2.10.

Tabela 2.10 – Resumo dos diferentes tipos de fissuras.

Causa da fissura Tempo de formação Manifestação Observações

Acomodação

plástica

Primeiras horas após a

concretagem

(10 minutos a 3 horas)

Fissura ao longo da

linha da armadura

As fissuras podem ser

extensas

Retração plástica

Primeiras horas após a

concretagem

(30 minutos a 6 horas)

Fissuras “mapeadas”

ou longas fissuras

em superfície de

lajes moldadas em

condições secas

As fissuras podem ser

extensas, e

comumente de 2 a 4

Contração térmica

Primeiros dias após a

concretagem

(1dia a 3 semanas)

Fissuras em

construções

dependentes do tipo

de restrição

Pode ser controlada

utilizando armadura,

limitando o tamanho

dos poros e

controlando a

temperatura

Retração

Após vários meses de

construção

Similar a fissuras de

flexão ou tração

Usualmente pequena

se houver armadura

Corrosão

Após vários meses de

construção

(mais de 2 anos)

Fissuras ao longo da

armadura

Inicialmente pequena

e cresce com o tempo

Reação Álcali-

agregado

Após vários anos de

construção

(mais de 5 anos)

Ocorrem em

condições úmidas

freqüentemente

como mapas de

fissuras. Somente

ocorre com certos

tipos de agregados

As fissuras podem ser

extensas

Carga de serviço

Depende do uso da

estrutura

Depende do tipo de

solicitação

Geralmente pequena

se a tensão está de

acordo com a de

projeto

Fonte: CEB 148 (1982).

Existem variados tipos de fissuras devido a diferentes causas. Nesta pesquisa foi

estudado apenas o comportamento das fissuras provenientes da flexão. Uma vez que analisado

o comportamento da frente de carbonatação nessas fissuras, os resultados obtidos podem ser

extrapolados para outros tipos de fissuras.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

2.2.1.3. Zona de interface

O concreto é considerado um compósito não homogêneo composto por três fases

distintas: pasta de cimento, agregados e zona de interface. Uma boa interação entre essas três

fases proporciona a durabilidade de uma estrutura em concreto armado.

A zona de interface existente entre os agregados e a pasta de cimento é uma região que

requer atenção, porque existe a tendência de a água acumular-se na superfície dos agregados.

Esse fenômeno é conhecido como exsudação interna, cuja extensão depende da forma e do

tamanho do agregado. Esse acúmulo de água proporciona ligação enfraquecida devido ao

elevado índice de vazios.

Segundo Neville (1997), a microestrutura da zona de interface difere da microestrutura

do restante da pasta de cimento. A principal razão disso é o fato de, durante a mistura, as

partículas de cimento seco serem incapazes de se disporem densamente junto às partículas

relativamente grandes do agregado. Assim, existe menos cimento presente para ser hidratado

e para preencher os vazios iniciais. Como conseqüência, a zona da interface tem porosidade

muito maior do que a pasta de cimento distante do agregado.

Segundo Innocentini et al. (2001), a relação entre os tamanhos das partículas de matriz

e agregado interfere no empacotamento da região interfacial, devido ao “efeito parede”. Para

Nemati e Gardoni (2005) a diferença entre o tamanho das partículas não permite um bom

empacotamento, proporcionando a formação de uma zona de interface com elevada

porosidade, figura 2.32.

Figura 2.32 – Distribuição média dos poros na zona de interface entre a pasta e o agregado -

concreto com relação água/cimento de 0,4. Fonte: Nemati e Gardoni (2005).

Bentz e Stutzman (1994) estudando a hidratação das partículas de cimento verificaram

o mesmo comportamento para a porosidade da pasta em relação à distância do agregado,

Figura 2.33. No mesmo gráfico apresenta-se a tendência de formação dos compostos de

hidratação da pasta na zona de interface.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Figura 2.33 – Distribuição das fases presentes na hidratação da pasta de cimento ao longo da

zona de interface pasta/agregado. Fonte: Bentz e Stutzman (1994)

Uma das formas de minimizar a zona de interface entre o agregado e a pasta de

cimento hidratado é utilizando a sílica ativa. Esta, devido ao seu efeito fíler, preenche os

vazios entre os grãos de cimento e os de agregados. Existe também a reação pozolânica que

transforma o hidróxido de cálcio em silicato de cálcio hidratado, melhorando a microestrutura

na região.

Bentur e Odler

apud Castro (2003) esquematizam como seria o comportamento da

zona de interface entre a pasta de cimento e o agregado antes e após a hidratação (a) e (b)

respectivamente, e a mudança desse comportamento quando a sílica ativa é adicionada (c) e

(d), Figura 2.34. No concreto que foi adicionado a sílica ativa observa uma redução na

quantidade de hidróxido de cálcio, um aumento na quantidade de silicato de cálcio hidratado e

conseqüentemente uma melhora na zona de interface.

Figura 2.34 – Atuação da sílica ativa na zona de interface entre a pasta e o agregado. (a) e (b)

concreto sem adição de sílica ativa antes e após a hidratação respectivamente. (c) e (d)

concreto com adição de sílica ativa antes e após a hidratação respectivamente. Fonte: Bentur e

Odler apud Castro (2003).

BENTUR, A.; ODLER, I. Interfacial transition zone in concrete. London, E&FN Spon, 1996.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

A utilização da sílica ativa além de melhorar a zona de interface também proporciona

a descontinuidade dos poros capilares da pasta de cimento hidratado. Bentz e Garbozci (1991)

apresentaram uma correlação entre a relação água/cimento variando de 0,225 a 0,700 e o teor

de sílica ativa variando de 0% a 30 % e o grau de hidratação necessário para que ocorra a

descontinuidade dos poros, tabela 2.11.

Tabela 2.11 – Grau de hidratação necessário para que ocorra a descontinuidade dos poros.

Quantidade de silica ativa (%) Relação

a/c

0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 20 25 30

0,225

0,31 0,27 0,23 0,22 0,22 0,22 0,21 0,20 0,20 0,19

0,250

0,36 0,32 0,27 0,26 0,26 0,25 0,25 0,24 0,23 0,23

0,275

0,41 0,37 0,32 0,30 0,29 0,29 0,29 0,28 0,27 0,26

0,300

0,46 0,42 0,37 0,33 0,33 0,32 0,32 0,32 0,31 0,30

0,325

0,51 0,47 0,42 0,37 0,37 0,36 0,36 0,35 0,35 0,34

0,350

0,56 0,52 0,47 0,42 0,41 0,40 0,40 0,39 0,38 0,38

0,375

0,61 0,57 0,52 0,47 0,44 0,44 0,44 0,43 0,42 0,41

0,400

0,66 0,62 0,57 0,52 0,48 0,47 0,47 0,47 0,46 0,45

0,425

0,71 0,67 0,62 0,57 0,53 0,51 0,51 0,50 0,50 0,49

0,450

0,76 0,72 0,67 0,62 0,58 0,55 0,55 0,54 0,53 0,53

0,475

0,81 0,77 0,72 0,67 0,63 0,59 0,59 0,58 0,57 0,56

0,500

0,86 0,82 0,77 0,72 0,68 0,63 0,62 0,62 0,61 0,60

0,525

0,91 0,87 0,82 0,77 0,73 0,68 0,66 0,65 0,65 0,64

0,550

0,96 0,92 0,87 0,82 0,78 0,73 0,70 0,69 0,68 0,68

0,600

--- --- 0,97 0,92 0,88 0,83 0,78 0,76 0,76 0,75

0,650

--- --- --- --- 0,98 0,93 0,88 0,84 0,83 0,82

0,700

--- --- --- --- --- --- 0,98 0,91 0,91 0,90

Fonte: Bentz e Garbozci (1991).

De acordo com a tabela 2.11 um concreto confeccionado com uma relação

água/cimento 0,4 e com 10% de adição de sílica ativa precisa hidratar 48% dos grãos de

cimento para garantir a descontinuidade dos poros.

Liborio et al. (2005) trabalhando com a sílica ativa na tentativa de minimizar o efeito

da zona de interface realizaram a dopagem dos agregados, a qual consiste na melhoria de suas

características superficiais com redução de vazios e formação de C-S-H e Ca(OH)

, Figura

2.35. A dopagem está relacionada à ordem de mistura dos materiais durante a produção do

concreto, objetivando reduzir a porosidade da zona de interface.

Idealização de um agregado pouco permeável, com

superfície dopada

Idealização de um agregado frágil, poroso, com

dopagem superficial e “armado”com sílica, por

exemplo.

Figura 2.35 – Dopagem dos agregados. Fonte: Liborio et al. (2005).

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Segundo os autores (op. cit.), a dopagem dos agregados é realizada utilizando adições

minerais, as quais atuam na microestrutura da pasta e na interface pasta- agregado refinando

os poros. Na dopagem, o efeito químico é responsável pela formação de compostos hidratados

e o efeito físico provoca obstrução e densificação. Portanto, a microestrutura torna-se mais

fina e homogênea, aumentando a compacidade, resistência e durabilidade. Da mesma forma

que as adições minerais reduzem a conectividade dos poros da pasta, atuam também na

microestrutura da zona de cobrimento da armadura, densificando-a e tornando-a mais

compacta e menos permeável.

A figura 2.36 ilustra a zona de interface de amostras confeccionadas com e sem adição

de sílica ativa, Bentur e Cohen (1987). Foram realizadas micrografias na região em que foi

extraído um grão de areia. Na figura 2.36a a argamassa foi confeccionada sem adição de sílica

ativa, o que proporcionou uma região com uma grande quantidade de cristais de Ca(OH)

elevada porosidade. Na figura 2.36b a argamassa foi confeccionada com adição de sílica

ativa, o que proporcionou uma zona de interface compacta devido a reação pozolânica que

transforma o Ca(OH)

em C-S-H. A precipitação do silicato de cálcio hidratado refina e

desconecta os poros.

(a)

(b)

Figura 2.36 – Zona de interface entre a pasta de cimento e um grão de areia. (a) argamassa

sem adição de sílica ativa, (b) argamassa com adição de sílica ativa. Fonte: Bentur e Cohen

(1987).

Portanto, concreto com zona de interface porosa entre a pasta e os agregados, ou com a

própria armadura de reforço, facilita a difusão de agentes agressivos para o interior do

concreto.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

2.3. MODELOS FÍSICOS REDUZIDOS

Um estudo sobre modelos físicos reduzidos direcionados para estruturas de concreto

armado é apresentado neste item juntamente com alguns conceitos fundamentais, além do

levantamento de algumas pesquisas em concreto armado desenvolvidas por meio de modelos

físicos reduzidos.

Hossdorf (1972) refere que no século XV Leonardo da Vinci já sabia da existência de

leis e formulações matemáticas referentes ao comportamento de estruturas geometricamente

semelhantes. Ele estabeleceu teorias comparativas para uma série de formas construtivas

simples.

Segundo Hossdorf (1972) as pessoas, ao longo dos séculos, davam às suas crianças

brinquedos de montar com a intuição de que o manuseio desses objetos em escala reduzido

estaria preparando seus filhos para o mundo real.

As catedrais góticas da Idade Média usaram modelos reduzidos para a investigação da

estabilidade das estruturas em arco. Foram realizados vários trabalhos em modelo reduzido,

mas a técnica não foi praticada de forma significativa até o século XX, Hossdorf (1972).

Após a Segunda Guerra Mundial a análise experimental de estruturas por meio de

modelos desenvolveu-se no mundo todo. Na década de 60, tem-se a introdução do

microconcreto como material para a confecção de modelos que efetivamente representam o

comportamento de elementos em concreto armado, Martins (1990).

Em 1966 tem-se a criação do Committee 444 on Structural Models pelo American

Concrete Institute (ACI), que proporcionou a projeção e a confiabilidade do microconcreto.

Segundo Hoosdorf (1972), ACI C-444 (1987) e Harris e Sabnis (1999), os modelos

reduzidos podem ser utilizados em problemas não-lineares de concreto armado e protendido.

De acordo com Sabnis e Roll (1971), vigas e lajes de concreto podem ser investigadas

detalhadamente por meio de modelos.

De acordo com o ACI C-444 (1987) um modelo é definido como qualquer

representação física de uma estrutura ou parte da mesma. O ensaio de uma viga em

laboratório pode ser considerado como um modelo, mesmo que tenha as mesmas dimensões

da viga a ser utilizada na estrutura, pois está representando apenas parte da estrutura.

Entretanto, o termo modelo é usualmente associado à escala reduzida.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Janney et al. (1970) definem modelo como um elemento ou um conjunto de elementos

estruturais, constituídos em escala reduzida, para serem ensaiados e para os quais as leis de

semelhança podem ser empregadas para interpretar os resultados obtidos.

As vantagens em trabalhar com modelo reduzido ao invés de protótipo em escala

natural são: o fator econômico e a facilidade de manuseio. Ao reduzir-se a área do elemento

em estudo tem-se a redução do tamanho dos equipamentos de carregamento, redução do custo

de fabricação e preparação do ensaio e a facilidade em se dispor do modelo após o ensaio. O

fator limitante de trabalhar com modelo reduzido está no fato de que mudanças no projeto do

protótipo, devido ao estudo do modelo, requererem um segundo modelo para checar o projeto.

Cabe ressaltar que a utilização de modelos físicos reduzidos pode ter diferentes

objetivos, com diferentes aproximações entre o modelo reduzido e o protótipo em escala

natural. O ACI C-444 (1987) classifica os modelos de acordo com as respostas esperadas

durante sua utilização e alguns requisitos necessários com relação aos materiais, conforme

apresentado na tabela 2.12.

Atualmente os modelos que representam apenas o comportamento elástico dos

materiais são utilizados apenas para atividades didáticas, pois os cálculos no regime elástico

por meio de análises computacionais são bastante satisfatórios. Já para representar o

comportamento de uma estrutura nas proximidades da ruína há um ganho do modelo físico

sobre o modelo analítico, Harris e Sabnis (1999). Embora substanciais progressos

continuamente sejam feitos em análises numéricas de estruturas, ainda não se pode prever,

analiticamente, a capacidade última de muitos sistemas estruturais tridimensionais,

especialmente sob complexos carregamentos. O uso de modelos físicos reduzidos é

recomendado quando a análise numérica for inadequada ou impossível.

Tabela 2.12 – Classificação dos modelos físicos reduzidos. Continua.

Classificação dos modelos Definição

Modelo Elástico

Tem uma geometria semelhante ao protótipo e é

confeccionado com materiais elásticos e homogêneos, o qual

não precisa ser necessariamente semelhante ao material do

protótipo. Esse modelo simula apenas o comportamento

elástico do protótipo de concreto.

Modelo Indireto

O carregamento e os materiais não têm relação direta aos

usados no protótipo. Cargas e deformações são aplicadas para

se obter linhas ou superfícies de influência utilizando o

princípio de

Muller-Breslau. Tensões nos protótipos são

deduzidas a partir dos diagramas de influência obtidos nos

ensaios dos modelos, e conseqüentemente somente o

comportamento elástico linear pode ser determinado.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Tabela 2.12 – Classificação dos modelos físicos reduzidos. Conclusão.

Classificação dos modelos Definição

Modelo Direto

O modelo é carregado na mesma maneira que o protótipo, tal

que as tensões e as deformações sejam similares às do

protótipo.

Modelo de Resistência

Modelo geometricamente semelhante ao protótipo, tanto nas

dimensões externas quanto nas internas. Os materiais do

modelo reproduzem fielmente as características dos materiais

do protótipo. Tal modelo pode prever o modo de

comportamento do protótipo em todos os níveis de

carregamento, até o último.

Modelo do efeito do vento

Há vários modos de classificar esse modelo. Pode-se utilizar

modelo de forma ou rigidez, nos quais a força total ou a

pressão do vento na estrutura pode ser medida. Enquanto que

no modelo aeroelástico, ambas as propriedades, a forma e a

rigidez do protótipo estrutural são modeladas em métodos

para medir o vento induzindo tensões e deformações e a

interação dinâmica da estrutura com o vento.

Modelo dinâmico

Esses modelos são usados para estudos de vibração e efeito

de carregamento dinâmico em estruturas. Pode ser testado em

tabelas de oscilação para estudar o efeito de terremoto ou em

túnel de vento para estudar o efeito aeroelástico. Modelos

dinâmicos podem também ser usados para estudar o efeito de

explosão interna ou externa ou o efeito de impacto nas

estruturas.

Fonte: ACI C-444 (1987).

Martins (1990) sugere que seja fortalecida a junção das análises entre as pesquisas

experimentais e as análises numéricas. Esse autor considera como propósitos básicos da

análise experimental de estruturas em modelos: colaborar com as realizações de projetos

estruturais específicos e não usuais; contribuir para a pesquisa dos critérios de projeto

subsidiando a reformulação e o aprimoramento das normas técnicas e a otimização de

modelos teóricos e, por fim, permitir a demonstração dos comportamentos estruturais

conhecidos.

A utilização de modelos reduzidos tem demonstrado que essa técnica é uma alternativa

que possibilita a obtenção de resultados representativos, quando comparado aos resultados em

escala natural. Esta afirmação é verdadeira somente se for realizado um controle rigoroso de

todos os parâmetros envolvidos na realização do ensaio.

Para que as relações de semelhanças entre o elemento estrutural em escala natural e o

elemento em escala reduzida sejam válidas, deve obedecer aos fatores de escala para realizar a

redução. O fator de escala é a relação entre as propriedades na escala natural e no modelo

reduzido. Maiores detalhes sobre as leis de semelhanças e fatores de escala podem ser

encontrados em Harris e Sabnis (1999) e Hoosdorf (1972).

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Segundo Harris e Sabnis (1999) os modelos construídos em laboratório devem ter um

fator de escala otimizado porque, por exemplo, modelos muito reduzidos requerem pequenos

carregamentos, são difíceis de fabricar e instrumentar. Modelos maiores requerem

equipamentos pesados de carregamento. Alguns fatores de escala para várias classes de

estruturas são apresentados na Tabela 2.13.

Tabela 2.13 – Fatores de escala para estruturas diferenciadas.

Tipo de estrutura Modelo Elástico Modelo de Resistência

Cobertura em casca

200

Ponte de rodovia

Reator

100

Vigas e Lajes

Represa

400

Efeito do vento

300

Não aplicável

Fonte: Harris e Sabnis (1999).

Para estudos que desejam verificar o comportamento da fissuração e da deformação

pós-fissuração deve-se ter cuidados adicionais na escolha do fator de escala a ser utilizado.

Segundo Harris e Sabnis (1999) o número de fissuras diminui com a redução do fator de

escala. Borges e Lima (1961) ao estudarem a fissuração e a deformação de vigas de concreto

armado, verificaram que a reprodução das fissuras é significativa com fator de escala de até

1:4,0.

Na revisão bibliográfica realizada sobre modelos físicos reduzidos não foram

encontradas bibliografias sobre as propriedades dos materiais no que diz respeito à difusão e

permeabilidade no concreto.

2.3.1. Modelos Estruturais

Harris e Sabnis (1999) dividem o modelo de resistência, que representa o

comportamento último, em três tipos de modelos estruturais, citados a seguir, de acordo com

o grau de obediência às leis de semelhança.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

2.3.1.1. Modelo com completa semelhança

Modelos com completa semelhança são aqueles que satisfazem toda e qualquer

exigência das leis de semelhança, ou seja; as deformações e distorções do modelo e do

protótipo devem ser iguais. Os materiais do modelo e do protótipo podem ser diferentes,

desde que a forma do diagrama tensão-deformação seja semelhante, figura 2.37.

(ε

= ε

)

Protótipo

Modelo

Deformação

εultε

σp = sσ * σm

Tensão

Figura 2.37 – Modelo de material com completa semelhança. Fonte: Harris e Sabnis (1999).

Existem diversos fatores que podem impedir a obtenção de completa semelhança:

Omissão acidental de alguma variável que exerça influência no problema;

Não respeitar a igualdade do coeficiente de Poisson, por não ser um valor crítico na

análise;

A necessidade de substituir uma força uniformemente distribuída por forças

concentradas.

Esta perda de semelhança, devido a um fator conhecido ou desprezado, muitas vezes

gera diferenças entre os resultados do modelo e do protótipo chamadas “efeitos de escala”.

2.3.1.2. Modelo com semelhança de primeira ordem

O modelo é considerado com semelhança de primeira ordem quando são

desconsiderados alguns dos critérios de semelhança, de tal modo que o erro introduzido seja

considerado desprezível. Por exemplo, quando forças concentradas são aplicadas para

representar um carregamento que deveria ser distribuído, o modelo deixa de ser de completa

semelhança e passa a ser de primeira ordem. De acordo com o ensaio o erro gerado por esta

mudança pode ser considerado insignificante.

2.3.1.3. Modelo distorcido

Segundo Harris e Sabnis (1999) um modelo é considerado distorcido quando apresenta

um determinado tipo de desvio em relação às leis de semelhança. Esse modelo pode ser

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

utilizado desde que seja possível determinar a influência gerada pela distorção. A distorção

surge devido à não similaridade das condições iniciais de contorno, da geometria e das

propriedades dos materiais.

O modelo distorcido ocorre quando a deformação do protótipo em escala natural não é

semelhante à do modelo em escala reduzida, figura 2.38.

Deformação

(εm < εp)

σp = sσ * σm

σm

εm

Tensão

Modelo

εp

Protótipo

σp = sσ * σm

Deformação

σm

εp

Protótipo

(εm > εp)

Tensão

εm

Modelo

Figura 2.38 – Modelo de material com distorção. Fonte: Harris e Sabnis (1999).

Os valores de deformação e deslocamentos obtidos neste modelo podem não ser

semelhantes aos do protótipo, mas o erro devido à distorção pode ser conhecido através do

fator de escala da deformação (s

), que, neste caso, é diferente de 1. É óbvio que quanto maior

a diferença de s

, maiores serão as diferenças entre o comportamento do modelo e do

protótipo e maior será a possibilidade de se obterem falsos resultados com os modelos, Harris

e Sabnis (1999).

2.3.1.4. Fatores de escala para modelos de concreto armado

O fator de escala mais conhecido está relacionado com o comprimento (S

), no entanto

existem outros fatores relacionados com as propriedades dos materiais, da geometria e do

carregamento necessários para uma correta transformação de resultados. Os principais fatores

podem ser obtidos de relações entre os fatores de escala de tensão (S

), de deformação (S

); e

de comprimento (S

), de acordo com as leis de semelhança. Na tabela 2.14 apresentam-se os

fatores de escala considerados para os três modelos estruturais abordados.

Não foi encontrado na literatura nenhum fator de escala relacionado com a difusão do

dióxido de carbono em estruturas de concreto. Vale ressaltar que também não foi encontrado

fator de escala para a difusão de qualquer outro elemento.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

Tabela 2.14 – Resumo dos fatores de escala para modelos de concreto armado.

Modelo

Quantidade Dimensões

Completa semelhança

e Semelhança de 1

ordem

Distorcido

Tensão no concreto σ

-2

Deformações no concreto ε

---

Módulo do concreto E

-2

σ/

Coeficiente de Poisson ν

---

1 1

Peso específico γ

-3

/ S

Tensões na armadura σ

-2

Propriedades

dos materiais

Deformações na armadura ε

---

Dimensão linear l L S

Deslocamento δ

Deslocamento angular β

---

Geometria

Área da armadura A

Carga concentrada Q F

Carga linearmente distribuída w FL

-1

Pressão q FL

-2

Carregamento

Momento M FL

- fator de escala de tensão; S

- fator de escala de deformação; S

– fator de escala de

comprimento; F – dimensão de força e L – dimensão de comprimento. Fonte: Harris e Sabnis

(1999).

Harris e Sabnis (1999) apresentam um gráfico que relaciona as resistências à

compressão de corpos-de-prova cilíndricos com diferentes diâmetros, sendo que a referência é

o corpo-de-prova com 150 mm de diâmetro x 300 mm de altura, figura 2.39. O ACI C-444

(1987) recomenda a utilização de corpos-de-prova de 50 mm de diâmetro x 100 mm de altura

para a comparação de traços de concretos utilizados em modelos físicos reduzidos.

Figura 2.39 – Relação da resistência à compressão x diâmetros dos corpos-de-prova. Fonte:

Harris e Sabnis (1999).

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

2.3.2. Confiabilidade dos modelos físicos

A confiabilidade dos resultados advindos dos estudos em modelos reduzidos talvez

seja o mais importante fator na modelagem. Um problema encontrado na comparação dos

resultados é a variabilidade do próprio elemento estrutural em escala natural, principalmente

se ele for de concreto armado. Supostamente dois elementos ou estruturas de concreto armado

semelhantes normalmente irão ser diferentes, algumas vezes com um aumento de 20% ou

mais. Ao se comparar um modelo com um único protótipo torna-se bastante evidente a

dificuldade de conseguir-se firme conclusão com precisão, Harris e Sabnis (1999).

Nos estudos apresentados por Harris e Sabnis (1999) o modelo elástico em concreto

armado proporciona um erro da ordem de 5 a 10%, mas esse modelo é válido apenas na

região elástica em que a estrutura apresente mínimas fissuras. Os modelos de resistência em

vigas, pórticos e cascas de concreto armado projetados e testados cuidadosamente

apresentaram erro máximo da ordem de 15% para prever o deslocamento de pós-fissuração e

a capacidade do carregamento último da estrutura.

Segundo o ACI C-444 (1987), a precisão dos resultados (±10%, ± 25% etc)

normalmente é função do nível de exigência do projeto, uma vez que em determinadas

situações os resultados advindos do estudo em modelos físicos são fatores imprescindíveis

para tomadas de decisões.

Contudo, o comitê do ACI, de maneira arbitrária, adotou as seguintes terminologias:

os termos “excelente confiabilidade” e “excelente ajuste” são utilizados quando os

resultados do modelo variem em ± 10 % quando comparado ao protótipo;

o termo “boa confiabilidade” significa uma diferença máxima de ± 20 % entre modelo

e protótipo;

o termo “adequada confiabilidade” significa um ajuste mais pobre (±30 %), mas que

continua como um afastamento aceitável, dependendo dos propósitos definidos.

Os fatores que afetam a precisão dos modelos são: as propriedades dos materiais que

constituem os modelos, a exatidão na fabricação, as técnicas utilizadas na aplicação de força,

as técnicas e os equipamentos de leituras e a interpretação dos resultados. Portanto, para se

obter uma excelente confiabilidade é preciso tomar o máximo cuidado no projeto, na

construção e no carregamento do modelo.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

2.3.3. Alguns trabalhos em modelos físicos

Vários foram os trabalhos experimentais desenvolvidos no mundo, que utilizaram

modelos físicos reduzidos. Pretende-se aqui apresentar alguns trabalhos em modelos, com

microconcreto, desenvolvidos na Universidade de São Paulo, Escola de Engenharia de São

Carlos, Departamento de Engenharia de Estruturas, Brasil.

Segundo Martinelli (2003) em 1958 surgiu a idéia de se construir um laboratório de

modelos reduzido, o que originou o Laboratório de Estruturas da EESC/USP. Em São Carlos

os trabalhos em modelos reduzidos foram iniciados em 1959; estão relacionados a seguir

alguns dentre os vários:

1963 – lajes em regime de ruptura.

1964 – pórticos elastoplásticos.

1965 – casca em parabolóide hiperbólico.

1965-1966 – Dezesseis pequenos modelos de grelhas de pontes, sem e com laje,

principalmente para ir se apropriando de todos os muitos pormenores de construção e ensaio

de pequenos modelos de microconcreto armado.

1966 - Modelo de cascas piramidais, em microconcreto, escala 1:10, do Centro de

Pesquisas do Cacau (CEPEC) em Itabuna - Bahia. Foram projetadas por Sérgio Bernardes e

Paulo Fragoso.

1969 - Modelo do pilar típico do vertedouro de Ilha Solteira (Martinelli, D.A.O.), em

microconcreto, escala 1:20,

reproduzindo-se até os cabos de protensão e as respectivas

ancoragens, para a determinação, mediante medidas com extensômetros elétricos, das tensões

principais sob protensão e com uma ou duas comportas, figura 2.40.

1972 - Arqueamento em lajes elastoplásticas.

1972 - Ação de membrana em lajes elastoplásticas.

1973 - Ruína de lajes em forma de T.

Capítulo 2 - Revisão bibliográfica

(a)

(b)

(c)

Figura 2.40 - Pilar do vertedouro de barragem - Ilha Solteira. (a) Pilar instrumentado para

ensaio, (b) modelo físico reduzido - Laboratório de Engenharia de Estruturas – EESC-USP,

Martinelli (2003) cita as pessoas que contribuíram no estudo de modelos físicos

reduzidos, que são: Adalberto G. Bueno, Angelo Jorge, Antônio A. Casale, Dauro R. da Silva,

Eloy F. Machado, Frederico Schiel, Glaucos da Costamarques, Guarino Zambon Jr, Hiroaki

Ishii, Ilio Montanari, Jasson R. Figueiredo Filho, Jefferson B. L. Liborio, João B. Hanai,

Jorge Campiteli Ferreira, Jorge A. Lucchese, José F. Martinez, Julieta P. Martinelli, Lafael

Petroni, Libânio M. Pinheiro, Moacyr G. Moruzzi, Mounir Debs, Raul Lopes, Regis L. R.

Lima, Roberto M. Gonçalves, Ronaldo G. Figueiredo, Rui Casale, Rutênio G. Bastos, Sérgio

F. Padilha, Thomaz A. Kawauche, Toshiaki Takeya, Walter P. Modotte, Walter Savassi.

Hoje algumas pesquisas ainda são desenvolvidas em modelos físicos reduzidos, tais

como Holanda Jr. (2002), Nascimento Neto (2003) e Capuzzo Neto (2005), mas a principal

atuação do Laboratório de Engenharia de Estruturas, nesta data, é com modelos em escala

natural.

Capítulo

PROGRAMA EXPERIMENTAL

Conforme o proposto da pesquisa, este capítulo apresenta detalhadamente o programa

experimental utilizado para verificar o comportamento da carbonatação acelerada em vigas de

concreto armado em escala natural e reduzida e em corpos-de-prova.

Na tabela 3.1 são apresentados todos os ensaios realizados no programa experimental.

Tabela 3.1 – Resumo dos ensaios realizados. Continua.

Material /

Corpo-de-prova / Viga

Detalhes Ensaios

Cimento

caracterização físico e química

do material

- Anexo A: análise química,

massa específica, início e fim

de pega e difratometria de

raios-X.

Agregado miúdo

caracterização física do

material

- Anexo A: ensaios diversos.

Agregados graúdos

caracterização física do

material

- Anexo A: ensaios diversos.

Sílicas ativas

caracterização físico e química

do material

- Anexo A: análise química,

massa específica, difratometria

de raios-X e pozolanicidade.

Aditivo

caracterização física do

material

- Anexo A: teor de sólidos.

Barras de aço

caracterização mecânica do

material

- Anexo A: resistência e

módulo de elasticidade.

cura - 7 dias,

pré-condicionamento 21 dias,

carbonatação - 28 dias,

concentração - 50% e 1%.

- Resistência à compressão;

- Resistência à tração;

- Módulo de elasticidade;

- Profundidade carbonatada.

Corpos-de-prova

(10 x 20 cm)

cura - 7 dias,

carbonatação – 1 ano,

concentração – meio ambiente.

- Módulo de elasticidade;

- Profundidade carbonatada.

Capítulo 3 - Programa experimental

Tabela 3.1 – Resumo dos ensaios realizados. Conclusão.

Material /

Corpo-de-prova / Viga

Detalhes Ensaios

Corpos-de-prova

(5 x 10 cm)

cura - 7 dias,

pré-condicionamento 10 dias,

carbonatação - 28 dias,

concentração - 50%.

- Resistência à compressão;

- Resistência à tração;

- Módulo de elasticidade;

- Profundidade carbonatada.

Vigas

cura - 7 dias,

pré-condicionamento 21 dias,

carbonatação - 28 dias,

concentração - 50%.

- Aplicação de carregamento

(flexo-compressão);

- Leituras de deformação e

deslocamentos;

- Abertura de fissuras;

- Profundidade carbonatada: região

tracionada, região comprimida e

fissuras;

- Microscopia eletrônica de

varredura: barra de aço com

corrosão, amostras de interface

agregado/pasta e pasta/aço, e

fissuras com carbonatação.

Modelos

cura - 7 dias,

pré-condicionamento 10 dias,

carbonatação - 28 dias,

concentração - 50%,

- Aplicação de carregamento

(flexão simples);

- Leituras de deformação e

deslocamentos;

- Abertura de fissuras;

- Profundidade carbonatada: região

tracionada, região comprimida e

fissuras.

Cura úmida

Meio ambiente

Pasta de cimento

Carbonatação

- Difratometria de raios-X;

- Porosimetria por intrusão de

mercúrio;

- Microscopia eletrônica de

varredura.

3.1. CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS

Todos os materiais utilizados nesta pesquisa foram caracterizados segundo as

especificações da Associação Brasileira de Normas Técnicas – ABNT. Foram utilizados

agregados graúdo britado com diâmetros de 19 mm e 12,5 mm, areia natural quartizosa,

cimento Portland CP II E-32, superplastificante com base química de policarboxilatos, sílica

ativa de ferro silício ou silício metálico (SFS), sílica ativa extraída da casca de arroz (SCA),

barras de aço CA-50. A caracterização de todos estes materiais consta no Anexo A.

Capítulo 3 - Programa experimental

3.2. DOSAGEM DOS CONCRETOS

Para verificar a durabilidade de vigas de concreto armado frente à ação da

carbonatação foram definidos diferentes traços de concreto. Foram produzidos concretos

estruturais executados sem adições minerais e com adição de SCA e SFS em substituição

volumétrica de 10% do cimento Portland CP II E 32.

A determinação dos traços de concreto seguiu às recomendações de Helene & Terzian

(1992). O índice de consistência, determinado por meio de um tronco de cone, foi de 100 ± 10

mm, de acordo com a NBR – 7223/1992. Os traços dos concretos definidos para serem

utilizados nas moldagens das vigas estão na Tabela 3.2.

Tabela 3.2 – Composição dos traços de concretos com CP II E 32.

Concreto Traço

1:m

Traço

1:a:p

a/agl SP

(%)

Consistência

(mm)

(kg/m

)

Viga 1

Sem sílica 1:5,0 1:2,06:2,94 0,47 0 100 384

Viga 2

10% SFS 1:4,64 1:1,88:2,76 0,40 0,4 100 386

Viga 3

10% SCA 1:4,64 1:1,88:2,76 0,40 0,6 100 386

Sendo:

C = consumo de cimento;

a = areia;

p = 70 % da brita 1 e 30% da brita intermediária;

SP = superplastificante;

a/agl = relação água/aglomerante.

O traço da viga 1 não possui adições de sílica ativa, no traço da viga 2 foi utilizado

10% de sílica de ferro silício ou silício metálico e na viga 3 foi utilizado 10% de sílica ativa

extraída da casca de arroz. A adição das sílicas foi realizada em substituição volumétrica ao

cimento Portland. Na determinação dos traços procurou-se manter a mesma consistência e

consumo de cimento.

Os traços de concreto utilizados na moldagem das vigas em escala reduzidas foram

iguais aos das vigas em escala natural. Foram utilizados os mesmos traços para evitar uma

possível alteração nas propriedades da pasta do concreto. Para ser possível a moldagem das

vigas em escala reduzida realizou-se o peneiramento do concreto para retirar os agregados

graúdos da mistura, Figura 3.1. A escolha da abertura da peneira foi em função da escala

1:5,0.

Capítulo 3 - Programa experimental

Figura 3.1 – Separação da argamassa (por peneiramento) do concreto utilizado na moldagem

das vigas em escala reduzida.

Os modelos 1, 2 e 3 foram moldados com os mesmos traços das vigas 1, 2 e 3

respectivamente, tabela 3.3.

Tabela 3.3 – Consumo de materiais por metro cúbico utilizados.

Consumo de materiais por m

(kg) Materiais

V-1 / M-1 V-2 / M-2 V-3 / M-3

Cimento 384 386 386

Sílica ativa --- 27,9 27,9

Areia 791,0 725,7 725,7

Brita 12,5 338,7 319,6 319,6

Brita 19 790,3 745,7 745,7

Superplastificante --- 1,5 2,3

Água 180,5 153,5 153,0

V = Viga;

M = Modelo.

Vale ressaltar que ao determinar a quantidade de água por metro cúbico foi descontada

a quantidade de água presente no aditivo superplastificante, o qual tinha 60% de água e 40%

de sólidos.

O objetivo de estudar o comportamento da carbonatação em modelos físicos reduzidos

foi para estabelecer alguns parâmetros de comparação e verificar a possibilidade de trabalhar

ou não com escala reduzida.

3.3. PROPRIEDADES DOS CONCRETOS

Foram utilizados corpos-de-prova para determinar a resistência à compressão axial,

resistência à tração por compressão diametral, módulo de elasticidade e profundidade de

carbonatação. Na figura 3.2 observa-se uma representação esquemática dos ensaios

realizados.

Todos os corpos-de-prova foram submetidos à cura úmida durante sete dias. Após esse

período de cura uma série foi submetida a um período de pré-condicionamente por 21 dias e,

posteriormente, foi colocada na câmara de carbonatação durante 28 dias. Outra série

Capítulo 3 - Programa experimental

permaneceu na câmara úmida até a data de ensaio e os demais corpos-de-prova ficaram

expostos ao meio ambiente para verificar a carbonatação após um ano de idade.

7 dias de cura úmida

Moldagem dos corpos-de-provas

Até 56 dias de cura úmida

Compressão – 3, 7, 28 e 56 dias

Tração – 7, 28 e 56 dias

Módulo de elasticidade – 7, 28 e 56 dias

Pré-condicionamento – 21 dias

Câmara de carbonatação – 28 dias

Compressão – 56 dias

Tração – 56 dias

Carbonatação – 56 dias

Módulo de elasticidade – 56 dias

Carbonatação – 1 ano

Módulo de elasticidade – 56 dias

Exposição ao ar

7 dias de cura úmida

Moldagem dos corpos-de-provasMoldagem dos corpos-de-provas

Até 56 dias de cura úmida

Compressão – 3, 7, 28 e 56 dias

Tração – 7, 28 e 56 dias

Módulo de elasticidade – 7, 28 e 56 dias

Compressão – 3, 7, 28 e 56 dias

Tração – 7, 28 e 56 dias

Módulo de elasticidade – 7, 28 e 56 dias

Pré-condicionamento – 21 dias

Câmara de carbonatação – 28 dias

Pré-condicionamento – 21 dias

Câmara de carbonatação – 28 dias

Compressão – 56 dias

Tração – 56 dias

Carbonatação – 56 dias

Módulo de elasticidade – 56 dias

Compressão – 56 dias

Tração – 56 dias

Carbonatação – 56 dias

Módulo de elasticidade – 56 dias

Carbonatação – 1 ano

Módulo de elasticidade – 56 dias

Carbonatação – 1 ano

Módulo de elasticidade – 56 dias

Exposição ao ar

Figura 3.2 – Representação esquemática dos ensaios realizados em corpos-de-prova.

O período de pré-condicionamento de 21 dias é específico para os concretos utilizados

nesta pesquisa. Esse período foi determinado experimentalmente por meio de observação da

estabilidade da umidade.

Os corpos-de-prova referentes aos modelos físicos reduzidos seguiram os mesmos

procedimentos, com exceção do período de pré-condicionamento que foi de 10 dias. Esta

redução de 21 dias para 10 dias deve-se a redução das dimensões dos corpos-de-prova. Com a

mudança no período de pré-condicionamento, os ensaios realizados nas idades de 56 dias

passaram a ser de 45 dias. Não foi realizado o ensaio de carbonatação com 1 ano de exposição

ao meio ambiente.

Resistência mecânica

Os ensaios de resistência à compressão axial e tração por compressão diametral,

seguiram as recomendações das NBR 5739/1980 e NBR 7222/1994 respectivamente. Os

corpos-de-prova que foram ensaiados à compressão axial tiveram suas superfícies retificadas

para que a carga fosse uniformemente distribuída.

Os corpos-de-prova referentes aos modelos em escala natural tinham 100 mm de

diâmetro e 200 mm de altura. Os ensaios de compressão axial foram realizados nas idades de

Capítulo 3 - Programa experimental

3, 7, 28 e 56 dias, enquanto os de tração por compressão diametral, foram realizados nas

idades de 7, 28 e 56 dias. Somente na idade de 56 dias é que foram realizados os ensaios de

compressão axial e tração por compressão diametral dos corpos-de-prova que foram

submetidos à atmosfera de dióxido de carbono.

Os corpos-de-prova referentes aos modelos físicos reduzidos tinham 50 mm de

diâmetro e 100 mm de altura. Os ensaios de compressão axial foram realizados nas idades de

3, 7, 28 e 45 dias, enquanto os de tração por compressão diametral foram realizados nas

idades de 7, 28 e 45 dias. Somente na idade de 45 dias é que foi realizado o ensaio de

compressão axial e tração por compressão diametral dos corpos-de-prova que foram

submetidos à carbonatação.

Módulo de elasticidade

O ensaio de módulo de elasticidade foi realizado segundo as recomendações da NBR

8522/84. Os corpos-de-prova tiveram suas superfícies retificadas para garantir uma uniforme

distribuição do carregamento.

Os corpos-de-prova, referentes às vigas em escala natural, submetidos à cura úmida,

foram ensaiados nas idades de 7, 28 e 56 dias e os que foram submetidos à atmosfera

agressiva e ao meio ambiente foram ensaiados aos 56 dias.

Os corpos-de-prova referentes aos modelos físicos reduzidos, submetidos à cura úmida

foram ensaiados nas idades de 7, 28 e 45 dias e os submetidos à atmosfera agressiva e ao meio

ambiente foram ensaiados aos 45 dias.

3.4. CONFECÇÃO DAS VIGAS DE CONCRETO ARMADO EM

ESCALA NATURAL E REDUZIDA

As vigas em escala natural foram moldadas em uma forma com dimensões internas de

15 x 30 x 300 cm e o adensamento foi realizado com vibrador de agulha. A armadura foi

confeccionada com barras de aço CA-50. A armadura positiva foi composta por 5 barras com

diâmetro de 12,5 mm e com gancho nas extremidades de três barras inferiores. Na região

superior da viga foram utilizadas duas barras construtivas com diâmetro de 6,3 mm. Os

estribos foram confeccionados com barras de diâmetro 6,3 mm o quais foram espaçados a

cada 11 cm; nos apoios, a cada 10,0 cm e 3,5 cm com a finalidade de cintamento na região de

apoio do dispositivo de protensão. Apesar de considerar-se um espaçamento menor entre os

estribos localizados nas extremidades da viga, também foi utilizada armadura de fretagem. O

Capítulo 3 - Programa experimental

dimensionamento das vigas consta no anexo B e o detalhe da armadura pode ser observado

nas figuras 3.3 e 3.4.

231

3 x 3,5

N3 - 2 x Ø 6.3mm (294)

3 x 3,5

N1 - 3 x Ø 12.5mm (332)

N2 - 2 x Ø 12.5mm (294)

10 280 10

300

Figura 3.3 – Detalhamento da armadura da viga em escala natural, unidade em cm.

Tomou-se o cuidado de comprar barras de aço sem a presença de pequenos pontos de

corrosão, visto que será verificado o surgimento ou não da corrosão e essa armadura não foi

submetida a técnicas de limpeza. Foram utilizados espaçadores para garantir os 3 cm de

cobrimento estabelecido.

Para garantir a passagem da cordoalha de aço com a inclinação necessária para aplicar

o carregamento na viga, foi fixado um tubo de P.V.C. em ângulo na armadura. Foi realizado

um furo em ângulo na forma de madeira para evitar a perda da pasta de concreto na região

durante a concretagem, figura 3.4.

Figura 3.4 – Detalhamento da armadura de fretagem e da posição do tubo de P.V.C. em

ângulo para posterior passagem de cordoalha de aço.

A armadura positiva das vigas em escala reduzida foi composta por duas barras de aço

com diâmetro de 5,0 mm com gancho nas extremidades. Na região superior da viga tinha dois

fios de aço construtivos com diâmetro de 2,5 mm. Os estribos foram confeccionados com fios

de aço com diâmetro de 1,65 mm e espaçados a cada 3 cm. O detalhe da armadura pode ser

Capítulo 3 - Programa experimental

observado na figura 3.5. Foram utilizados espaçadores de 0,5 cm para garantir o cobrimento

mínimo estabelecido.

3 x 1,0

N1 - 2 x Ø 5,0 mm

3 x 1,0

N2 - 2 x Ø 2,5 mm (59 cm)

25 estribos no total

Figura 3.5 – Detalhamento da armadura da viga em escala reduzida e seu posicionamento na

forma metálica.

Não se teve o cuidado de comprar barras de aço sem a presença de pequenos pontos de

corrosão, uma vez que a verificação do surgimento de pontos de corrosão foi observada

apenas nas vigas em escala natural.

As vigas em escala natural e reduzida foram submetidas à cura úmida durante sete

dias, posteriormente foram instrumentadas e ensaiadas.

3.5. INSTRUMENTAÇÃO DAS VIGAS

A instrumentação utilizada consiste de extensômetros resistivos uniaxiais e relógios

comparadores. O posicionamento da instrumentação foi definido em função da solicitação,

sendo escolhidas para serem instrumentadas as regiões mais solicitadas. Os procedimentos de

fixação dos extensômetros resistivos uniaxiais são apresentados no anexo C.

No aço, os extensômetros elétricos de resistência foram posicionados na metade do

comprimento de cada barra longitudinal e a meia altura da alma de apenas um dos estribos.

No concreto foram utilizados três extensômetros posicionados no meio do vão da viga, na

Capítulo 3 - Programa experimental

região comprimida. O posicionamento dos extensômetros pode ser observado nas figuras 3.6

e 3.7. Os relógios comparadores foram posicionados nos apoios e no meio do vão para medir

o deslocamento da viga, figura 3.6.

Fv Fv

140 140

Relógio

comparador 1

Relógio

comparador 2

Relógio

comparador 3

Extensômetros

no concreto

Extensômetros

na armadura

Extensômetro

no estribo

Corte A Corte B

Figura 3.6 – Detalhamento da instrumentação, unidade em cm.

Extensômetros no estribo

Extensômetros nas barras de aço

longitudinais

Extensômetros no concreto

Figura 3.7 – Detalhamento da instrumentação do concreto e da armadura referentes às vigas

em escala natural.

No caso das vigas em escala reduzida os relógios comparadores foram posicionados

nos apoios e no meio do vão da viga. Os extensômetros resistivos uniaxiais foram

posicionados em todas as barras de aço longitudinais e no meio do vão da viga, na região em

que o concreto é comprimido. O posicionamento dos extensômetros pode ser observado na

figura 3.8.

(a)

(b)

Figura 3.8 – Posicionamento dos extensômetros localizados no meio do vão das vigas em

escala reduzida. (a) barras de aço longitudinais tracionadas; (b) região comprimida do

concreto.

Capítulo 3 - Programa experimental

3.6. CARREGAMENTO DAS VIGAS

Tendo em vista que as vigas de concreto armado em escala natural deveriam

permanecer submetidas ao carregamento durante o período do ensaio de carbonatação, optou-

se pelo carregamento por meio de protensão externa. As vigas foram ensaiadas à flexão

composta, na máxima condição de sub-armação (fronteira entre os domínios 3 e 4). O

carregamento foi realizado por duas forças concentradas de mesma intensidade, aplicada nos

terços da viga. A condição estática do ensaio foi do tipo biapoiado, figura 3.9. Vale ressaltar

que foi realizado o escorvamento para acomodação dos dispositivos de ensaio.

Figura 3.9 – Aplicação do carregamento em uma viga de concreto armado em escala natural.

O carregamento foi aplicado por protensão de uma cordoalha engraxada de aço,

utilizando um macaco hidráulico. A força vertical aplicada nos terços da viga foi obtida com

uso de uma configuração poligonal do cabo de protensão, figura 3.10. Foi utilizado um

dispositivo de desvio para obter tal configuração. Teve-se o cuidado de realizar uma curvatura

no ponto de apoio do cabo de protensão, a fim de se evitar uma possível ruptura na cordoalha

de aço, figura 3.10.

93,3 93,393,3

Dispositivo de desvio

15°

Fv = P. sen 15° = Fv

P.cos15º

P.sen15º

P.cos15º

P.sen15º

27,7

Figura 3.10 – Detalhamento do carregamento e da condição estática do ensaio.

Capítulo 3 - Programa experimental

Aplicado o carregamento, realizou-se o encunhamento da cordoalha de aço e retirou-se

o macaco hidráulico, o que provocou uma perda de protensão, figura 3.11. Observa-se na

mesma figura que foi utilizado um tarugo de aço, posicionado entre a chapa metálica e a

castanha do encunhamento, cortado e furado em ângulo para facilitar a aplicação e ancoragem

do carregamento.

Figura 3.11 – Detalhe do encunhamento da cordoalha de aço de protensão e macaco de

aplicação de carregamento.

O carregamento equivalente das vigas em escala natural foi composto por forças

verticais concentradas com intensidade de P.sen15° e forças normais de P.cos15°, sendo P a

força de protensão, figura 3.10. As forças verticais nos pontos de desvio do cabo foram

responsáveis pela flexão da viga, enquanto que as forças normais nas extremidades ancoradas

a comprimiam. Portanto, as vigas foram solicitadas por flexão composta, figura 3.12.

93,3

P.cos15º

93,3

Fv = P.sen15°

93,3

P.cos15º

Fv . 93,3 Fv . 93,3

D.E.N. (kN)

D.E.C. (kN)

D.M.F.

(kN.cm)

Fv = P.sen15°

Figura 3.12 – Esquema estático do ensaio em vigas em escala natural.

Para a medição do carregamento ao qual a viga estava sendo solicitada durante todo o

período do ensaio, utilizou-se uma célula de carga posicionada em uma das extremidades do

cabo de protensão. Foram realizadas leituras periódicas do valor do carregamento atuante na

peça por meio de caixa seletora para 12 canais e um sistema indicador de marca Transdutec,

figura 3.13. Com esse equipamento também foram realizadas as leituras dos extensômetros

Capítulo 3 - Programa experimental

colados no concreto e nas armaduras longitudinais e transversais, durante todo o período do

ensaio.

Figura 3.13 – Sistema utilizado para realizar as leituras de carga e deformação.

Para as vigas em escala reduzida a utilização do carregamento por meio de protensão

externa não seria a solução mais adequada devido a grande perda de protensão no

encunhamento e as dificuldades de manuseio. Neste caso, pelas menores dimensões do

modelo reduzido, a aplicação direta do carregamento é mais viável. Sendo assim, foi

projetado e confeccionado um dispositivo de ensaio para aplicação do carregamento, figura

3.14. Houve a preocupação de se projetar um equipamento de fácil aplicação de força e que

não provocasse perturbações nas leituras dos relógios comparadores.

O equipamento possui três pontos para a fixação dos relógios comparadores

localizados nas extremidades e no meio do vão da viga, uma célula de carga para o controle

da solicitação que fica posicionado entre as duas chapas metálicas e um mecanismo para

aplicar o carregamento nos terços da viga que fica acima da célula de carga. O carregamento

foi aplicado de baixo para cima, portanto a região tracionada da viga pode ser observada. Vale

ressaltar que antes de iniciar o carregamento das vigas realizou-se o escorvamento.

As vigas em escala reduzida foram ensaiadas à flexão simples e a condição estática foi

do tipo biapoiado. O carregamento foi composto por duas forças concentradas de mesma

intensidade, as quais foram aplicadas nos terços das vigas, figura 3.15.

Capítulo 3 - Programa experimental

Figura 3.14 – Aplicação do carregamento em vigas em escala reduzida.

18,718,7

D.M.F.

(kN.cm)

D.E.N. (kN)

D.E.C. (kN)

Fv . 18

18,7

Fv . 18

Figura 3.15 – Esquema estático do ensaio em vigas em escala reduzida

Capítulo 3 - Programa experimental

3.7. CÂMARA DE CARBONATAÇÃO ACELERADA.

A câmara de carbonatação acelerada, construída para inserir a viga em escala natural

possui um volume de 2,63 m

e as seguintes dimensões: 0,9 m x 0,6 m x 4,88 m. Em sua

confecção foi utilizada chapa de aço com 3,0 m de comprimento, 1,22 m de largura e 3,0 mm

de espessura. Essa chapa foi dobrada com 0,9 m x 0,6 m x 1,22 m, formando uma seção

retangular, a qual foi reforçada com cantoneiras de 2,5 cm nas duas extremidades e a cada

0,4 m ao longo do comprimento, figura 3.16. Para se obter um tamanho suficiente para inserir

uma viga de três metros de comprimento, foram construídas quatro seções semelhantes. Essas

seções retangulares foram unidas com parafusos e, na junção, foi utilizado massa de calafetar

e silicone para realizar a vedação. Também foram confeccionadas duas tampas para as

extremidades que foram parafusadas nas cantoneiras de reforço, figura 3.16. Um desenho

esquemático da câmara pode ser observado na figura 3.17.

Na região interna da câmara têm-se trilhos para o deslocamento de carrinho,

facilitando a entrada e a saída da viga.

Figura 3.16

– Câmara de carbonatação acelerada.

Manômetro

Cilindro de

dióxido de carbono

Solenóide

Pressostato

Transdutor

diferencial

Registro

Saída

Entrada

Figura 3.17

– Desenho esquemático da câmara de carbonatação acelerada.

A umidade relativa no interior da câmara foi de 65% ± 5%, controlada por recipientes

com água que foram colocados ao longo da câmara e por um desumidificador elétrico

automático, o qual manteve a umidade constante. A câmara foi calibrada para manter uma

concentração de 50% de dióxido de carbono. Para garantir essa concentração automática foi

Capítulo 3 - Programa experimental

utilizado um pressostato eletrônico programável, um solenóide e um transdutor diferencial,

figuras 3.17 e 3.18. O pressostato possui uma pressão máxima de trabalho de 100 mmH

precisão de ± 5%, display de cristal líquido e painel tipo bancada.

(a)

(b)

(c)

Figura 3.18 –

Detalhe dos dispositivos para controle da quantidade de CO

na câmara de

carbonatação -

(a) Pressostato eletrônico programável, (b) solenóide, (c) transdutor

diferencial.

A montagem da câmara de carbonatação foi realizada como segue abaixo:

A saída de CO

do manômetro foi ligada ao solenóide, figura 3.18 (b-1);

A saída de CO

do solenóide estava ligada à entrada da câmara de carbonatação, figura

3.18 (b-3);

O solenóide estava ligado ao pressostato, controlando a passagem do dióxido de

carbono do solenóide para o interior da câmara, figura 3.18 (b-2);

Em uma das extremidades da câmara de carbonatação foi conectado um transdutor

diferencial, o qual estava ligado ao pressostato. Esse transdutor fornecia a pressão

interna da câmara, figuras 3.17 e 3.18(c);

O pressostato foi programado para manter o interior da câmara de carbonatação com

uma pressão de 50 mmH

O. Quando a pressão interna da câmara de carbonatação

diminuía o solenóide era acionado, abrindo a entrada do dióxido de carbono para o

interior da câmara e quando a pressão pré-estabelecida era atingida o solenóide

fechava automaticamente a entrada do CO

. Esse procedimento garantia que a pressão

interna da câmara permanecesse constante.

3.8. DETERMINAÇÃO DA PROFUNDIDADE DE CARBONATAÇÃO

A determinação da profundidade de carbonatação seguiu as recomendações da RILEM

DOCEN 011 (1993), que propõe o uso de uma solução ácido/base nas proporções de 1% de

fenolftaleina, 70% de álcool etílico e 29% de água destilada. Esse indicador, em contato com

a região carbonatada, não altera a cor do concreto, mas quando em contato com a região não

carbonatada a cor é alterada para vermelho carmim.

Capítulo 3 - Programa experimental

Para verificar o efeito da concentração do dióxido de carbono no comportamento da

frente de carbonatação foram realizadas medidas de carbonatação em corpos-de-prova

moldados submetidos a concentrações de 50%, 1% e meio ambiente.

O comportamento da carbonatação nas regiões tracionadas e comprimidas das vigas

em escala natural foi observado extraindo corpos-de-prova com o auxílio de uma serra-copo

diamantada, figura 3.19. Após a extração dos corpos-de-prova os mesmos foram submetidos à

tração por compressão diametral apenas para determinar a profundidade de carbonatação.

A profundidade carbonatada em todos os casos foi obtida através da média entre seis

leituras, realizadas com um paquímetro de precisão 0,05 mm.

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 3.19 – Técnica utilizada na extração de corpos-de-prova - (a) Viga de concreto

armado; (b) Detalhe do corpo-de-prova extraído da viga; (c) Ilustração do ensaio de tração por

compressão diametral dos corpos-de-prova extraídos; (d) Exemplo da técnica utilizada na

verificação da profundidade de carbonatação.

A determinação da profundidade de carbonatação nas vigas em escala reduzida foi

realizada quebrando a seção, figura 3.20. A profundidade de carbonatação foi determinada na

região tracionada e comprimida ao longo de todo o comprimento da viga.

Figura 3.20 – Verificação da profundidade de carbonatação nas vigas em escala reduzida.

Capítulo 3 - Programa experimental

3.9. ANÁLISE MICROESTRUTURAL

É de fundamental importância avaliar a microestrutura da pasta de cimento do

concreto, uma vez que esta influencia diretamente na resistência mecânica e durabilidade do

mesmo.

Para avaliar a microestrutura dos concretos utilizados foram realizados os ensaios:

difratometria de raios-X (DRX), porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM) e microscopia

eletrônica de varredura (MEV) associada a espectrografia por dispersão de energia (EDS).

3.9.1. Difratometria de raios-X (DRX)

A análise por difração de raios-X (DRX) é de caráter qualitativo e não quantitativo,

pois está baseada na identificação das fases cristalinas presentes nas pastas de cimento. A

análise do difratogramas é feita a partir dos picos com variadas intensidades e diferentes

ângulos, ou seja, distâncias interplanares.

Foram ensaiadas amostras do cimento Portland anidro CP II E32 para identificar as

fases cristalinas presentes; amostras de SFS e SCA para verificar ausência de picos cristalinos

e amostras de pasta de cimento submetidas à carbonatação durante um período de 28 dias. As

amostras de pastas foram ensaiadas para identificar a possível presença do carbonato de

cálcio.

3.9.2. Porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM)

O ensaio de porosimetria por intrusão de mercúrio é utilizado para determinar o

volume e a distribuição do diâmetro médio dos poros na pasta de cimento Portland. Neste

método o mercúrio penetrará nos poro sob a ação de pressão externa e sem a ação da

capilaridade.

As amostras ensaiadas foram extraídas de corpos-de-prova de pastas de cimento com

as mesmas características da pasta do concreto utilizado na moldagem das vigas. Com estas

amostras foi possível verificar o comportamento da pasta dos concretos quando submetidos à

cura úmida, ao meio ambiente e à carbonatação.

3.9.3. Microscopia eletrônica de varredura (MEV)

Utiliza-se o microscópio eletrônico de varredura (MEV) quando se pretende observar

amostras espessas, ou seja, não transparente a elétrons. O motivo de se utilizar esse

equipamento está associado à alta resolução e à grande profundidade de foco, o que resulta

Capítulo 3 - Programa experimental

em imagens com aparência tri-dimensional. Além disto, o MEV possibilita a obtenção de

informações químicas em áreas da ordem de microns.

Ao realizar uma análise microscópica, em uma pasta de cimento hidratada, observa-se

a presença dos seguintes elementos: silicato de cálcio hidratado (C-S-H), hidróxido de cálcio

(CH), etringita (AFt) e vazios capilares. Quanto maior o tamanho e o volume desses vazios,

maior será a suscepitibilidade do concreto ao ataque de agentes agressivos.

A avaliação da presença dos produtos hidratados do cimento (CH, C-S-H, AFt) é feita

em função da análise conjunta de vários quocientes das massas atômicas de vários óxidos.

Esses elementos são SiO

, CaO, Fe

, Al

e SO

, os quais são tratados na literatura por Si,

Ca, Fe, Al e S respectivamente. Taylor e Newbury (1984), Sarkar et. al. (1992) e Wasserman

e Bentur (1996), estabeleceram valores numéricos para associar a presença de alguns produtos

de cimento hidratado em função das relações entre os óxidos, Tabela 3.4.

Tabela 3.4 – Relação entre óxidos, utilizada na identificação dos produtos hidratados de

cimento Portland.

C-S-H

0,8 ≤ Ca/Si ≤ 2,5 (Al + Fe)/Ca ≤ 0,2

Ca/Si ≥ 10 (Al + Fe)/Ca ≤ 0,04 S/Ca ≤ 0,04

AFt

Ca/Si ≥ 4,0

(Al + Fe)/Ca > 0,04 S/Ca > 0,15

Os resultados obtidos com o EDS e a proporção entre os óxidos encontrados

possibilitam a identificação dos elementos presentes na microestrutura. O concreto encontra-

se carbonatado quando é identificado o carbono (C) e um aumento na relação Ca/Si. Segundo

Bertos et al. (2004), quanto maior a relação Ca/Si maior o grau de carbonatação.

Foram realizadas análises de MEV utilizando amostras fraturadas retiradas das vigas

em escala natural para verificar a presença do carbonato de cálcio, a região fissurada, a

interface agregado/pasta, a interface aço/concreto e a presença de corrosão nas barras de aço.

Amostras polidas foram utilizadas para verificar o comportamento de pastas de cimento

hidratadas submetidas a diferentes tipos de exposição.

Capítulo

APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS E DISCUSSÕES

Neste capítulo são apresentados e discutidos os resultados das análises de vigas de

concreto armado, submetidas à ação da carbonatação, em escala natural e reduzida. A forma

de apresentação dos resultados foi subdividida em: propriedades mecânicas do concreto;

comportamento estrutural das vigas de concreto armado submetidas à flexão, em escala

natural e reduzida; carbonatação em corpos-de-prova e vigas de concreto armado; frente de

carbonatação nas fissuras; verificação de corrosão nas barras de aço, influência da variação da

concentração de dióxido de carbono na profundidade de carbonatação; análise estatística e

análise microestrutural.

A análise estatística dos resultados apresentados foi realizada pelo Prof. Dr. Mário de

Castro

e desenvolvida ajustando modelos lineares. O nível de significância foi de 5% pela

técnica de análise de variância (ANOVA) e os gráficos juntamente com as análises estatísticas

foram realizados com o sistema R

4.1. PROPRIEDADES MECÂNICAS DO CONCRETO

4.1.1. Resistência à compressão simples

A resistência à compressão simples foi determinada segundo as recomendações da

NBR 5739. Foram utilizados corpos-de-prova cilíndricos com 100 mm de diâmetro e 200 mm

de altura para caracterizar o concreto utilizado nas vigas em escala natural. A caracterização

dos concretos utilizados nas vigas em escala reduzida foi realizada utilizando corpos-de-prova

cilíndricos com 50 mm de diâmetro e 100 mm de altura.

Os corpos-de-prova de concreto referentes às vigas em escala natural foram ensaiados

nas idades de 3, 7, 28 e 56 dias e os resultados são apresentados na Figura 4.1 (a) e na Tabela

Universidade de São Paulo, Campus de São Carlos, Departamento de Ciências de Computação e Estatística.

R Development Core Team (2005). R: A language and environment for statistical computing. R Foundation for

Statistical Computing, Vienna, Austria.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

4.1. Os corpos-de-prova referentes aos modelos físicos reduzidos foram ensaiados nas idades

de 3, 7, 28 e 45 dias e são apresentados na Figura 4.1 (b) e na Tabela 4.2. A diferença nas

datas de ensaio de 56 dias para 45 dias refere-se ao pré-condicionamento, uma vez que para os

elementos em escala reduzida a estabilização da umidade interna foi mais rápida.

A resistência à compressão simples do concreto aos 7 dias de idades foi de

aproximadamente 37 MPa, Tabela 4.1. Tendo em vista que a NBR 6118 recomenda que seja

utilizada uma resistência característica de 30 MPa para a situação de agressividade ambiental

forte, optou-se por realizar a instrumentação e a solicitação das vigas após 7 dias de cura

úmida.

Tabela 4.1 – Valores de resistência à compressão simples dos corpos-de-prova referentes às

vigas em escala natural.

Resistência à compressão simples (MPa)

Tipo de exposição

Idade

(dias)

Viga 1 Viga 2 Viga 3

3 27,9 24,6 32,9

7 37,4 37,7 38,2

28 50,6 50,9 50,0

Câmara úmida

56 55,6 52,1 51,0

Câmara de carbonatação 56 61,4 58,8 52,9

Corpos-de-prova com 100 mm de diâmetro por 200 mm de altura.

Tabela 4.2 – Valores de resistência à compressão simples dos corpos-de-prova referentes às

vigas em escala reduzida.

Resistência à compressão simples (MPa)

Tipo de exposição

Idade

(dias)

Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

3 34,1 43,0 38,0

7 40,3 51,5 51,4

28 52,1 60,7 62,9

Câmara úmida

45 63,9 71,0 70,8

Câmara de carbonatação 45 67,4 75,8 75,2

Corpos-de-prova com 50 mm de diâmetro por 100 mm de altura.

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63

Idade (dias)

(MPa)

Viga 1

Viga 2

Viga 3

(a)

0 7 14 21 28 35 42 49

Idade (dias)

(MPa)

Modelo 1

Modelo 2

Modelo 3

(b)

Figura 4.1 – Resistência à compressão simples dos concretos referentes às vigas em escala

natural (a) e escala reduzida (b).

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

Como observado nas figuras 4.1 (a) e (b) os valores de resistência à compressão

simples são maiores para os corpos-de-prova referentes à escala reduzida, isso se deve ao

fator de escala, uma vez que quanto menor o corpo-de-prova menor a probabilidade de haver

defeitos.

Nos gráficos das Figuras 4.2 e 4.3 são apresentados os resultados de resistência à

compressão simples dos corpos-de-prova submetidos à cura úmida e dos que ficaram expostos

à atmosfera de dióxido de carbono. A idade de 56 dias dos corpos-de-prova carbonatados

refere-se a 7 dias de cura, 21 dias de pré-condicionamento e 28 dias de carbonatação. A idade

de 45 dias dos corpos-de-prova carbonatados refere-se a 7 dias de cura úmida, 10 dias de pré-

condicionamento e 28 dias de carbonatação acelerada.

100

Idade (dias)

(MPa)

Viga 1 - Cura úmida

Viga 1 - Carbonatado

Viga 2 - Cura úmida

Viga 2 - Carbonatado

Viga 3 - Cura úmida

Viga 3 - Carbonatado

Figura 4.2 – Comparação da resistência à compressão simples dos concretos, referentes às

vigas em escala natural, submetidos à cura úmida e a carbonatação.

100

Idade (dias)

(MPa)

M 1 - Cura úmida

M 1 - Carbonatado

M 2 - Cura úmida

M 2 - Carbonatado

M 3 - Cura úmida

M 3 - Carbonatado

Figura 4.3 – Comparação da resistência à compressão simples dos concretos, referentes às

vigas em escala reduzida, submetidos à cura úmida e a carbonatação.

Os corpos-de-prova submetidos à carbonatação apresentaram valores de resistência à

compressão simples 9% maiores que os submetidos à cura úmida. Este ganho de resistência se

justifica pela redução da porosidade do concreto devido à precipitação do carbonato de cálcio

nos poros.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

De acordo com a análise estatística, não há diferença significativa entre as vigas com

relação à compressão axial dos corpos-de-prova submetidos à cura úmida, Figura 4.4 (a). A

diferença dos resultados das vigas 2 e 3 com relação aos da viga 1 foi de p = 0,254 e p = 0,981

respectivamente. Comparando os resultados dos modelos 2 e 3 com relação ao modelo 1 foi

obtido resultados de p = 0,00089 e p = 0,000891 respectivamente, portanto existe diferença

significativa entre os modelos. Quando p > 0,05 a diferença não é significativa.

fcj (MPa)

Idade (dias)

33333

77777

282828

565656

30 40 50 60 70 80

Viga 1

Viga 2

Viga 3

(a)

fcj (MPa)

Idade (dias)

777

28282828

45454545

30 40 50 60 70 80

Modelo 1

Modelo 2

Modelo 3

(b)

Figura 4.4 – Resistência à compressão simples dos corpos-de-prova submetidos à cura úmida

referentes aos concretos utilizados na confecção das vigas em escala natural (a) e escala

reduzida (b).

Esta diferença significativa dos modelos pode ser atribuída aos valores de resistência à

compressão simples do modelo 1, os quais são inferiores aos dos modelos 2 e 3 conforme

apresentado na figura 4.1 (b).

4.1.1.1. Comparação da resistência à compressão simples entre corpos-de-prova

referentes à escala natural e reduzida

Nos gráficos das Figuras 4.5 e 4.6 são apresentados os resultados de resistência à

compressão simples de corpos-de-prova referentes às vigas em escala natural juntamente com

os resultados referentes às vigas em escala reduzida equivalente.

Conforme observado nos gráficos das Figuras 4.5 e 4.6, os valores das resistências à

compressão simples referentes aos modelos são superiores aos valores referentes às vigas em

escala natural. Portanto para efeito de comparação os resultados dos corpos-de-prova 100 x

200 mm e 50 x 100 mm foram divididos por fatores de escala para obter os resultados

equivalentes aos corpos-de-prova 150 x 300 mm. Com esta extrapolação elimina-se o efeito

do fator de escala e torna-se possível comparar o comportamento mecânico das vigas em

escala natural e reduzida.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

0 1020304050

Idade (dias)

(MPa)

Viga 1

Modelo 1

0 1020304050

Idade (dias)

(MPa)

Viga 2

Modelo 2

Figura 4.5 – Resistência à compressão simples dos concretos utilizados na confecção de

vigas em escala natural e reduzida.

0 1020304050

Idade (dias)

(MPa)

viga 3

Modelo 3

Figura 4.6 – Resistência à compressão simples dos concretos utilizados na confecção de

vigas em escala natural e reduzida.

Os corpos-de-prova com 100 mm de diâmetro e 200 mm de altura foram divididos

pelos fatores de escala 1,017 e 1,067, limites inferior e superior respectivamente. Para os

corpos-de-prova com 50 mm de diâmetro e 100 mm de altura os limites inferior e superior

foram 1,15 e 1,38 respectivamente. Foram utilizados os valores médios para a confecção dos

gráficos, Tabela 4.3 e Figuras 4.7 e 4.8. Vale ressaltar que os fatores de escala foram obtidos

graficamente na figura 2.39, Harris e Sabnis (1999).

Tabela 4.3 – Valores de resistência à compressão simples, ajustados pelos fatores de escala.

Resistência à compressão simples (MPa)

Tipo de

exposição

Idade

(dias)

Viga 1 Modelo 1 Viga 2 Modelo 2 Viga 3 Modelo 3

3 26,8 27,2 23,6 34,3 31,6 30,3

7 35,9 32,1 36,2 41,1 36,7 41,0

28 48,6 41,5 48,9 48,4 48,0 50,1

Cura

úmida

45 51,0 50,9 49,5 56,6 48,5 56,4

Corpos-de-prova com 150 mm de diâmetro por 300 mm de altura.

Como pode ser observado nos gráficos das Figuras 4.7 e 4.8 e na Tabela 4.3, os

valores de resistência à compressão simples das vigas e dos modelos são relativamente

semelhantes. Foi observada uma variação de aproximadamente 10% entre os resultados.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

Segundo ACI C-444 (1987), a variação de 10% entre os resultados proporciona uma excelente

confiabilidade.

0 7 14 21 28 35 42 49

Idade (dias)

fcj (MPa)

vig a 1

Modelo 1

0 7 14 21 28 35 42 49

Idade (dias)

(MPa)

viga 2

Modelo 2

Figura 4.7 – Resistência à compressão simples, considerando o fator de escala, para obter os

valores referentes aos corpos-de-prova 150 x 300 mm.

0 7 14 21 28 35 42 49

Idade (dias)

(MPa)

viga 3

Modelo 3

Figura 4.8 – Resistência à compressão simples, considerando o fator de escala, para obter os

valores referentes aos corpos-de-prova 150 x 300 mm.

4.1.2. Resistência à tração por compressão diametral

Os valores de resistência à tração por compressão diametral foram determinados

segundo as recomendações da NBR 7222. Os corpos-de-prova cilíndricos utilizados foram de

100 mm de diâmetro por 200 mm de comprimento e 50 mm de diâmetro por 100 mm de

comprimento para os corpos-de-prova referentes às vigas em escala natural e reduzida

respectivamente.

Os corpos-de-prova referentes às vigas em escala natural foram ensaiados nas idades

de 7, 28 e 56 dias e os resultados são apresentados na Tabela 4.4 e Figura 4.9 (a). Os corpos-

de-prova referentes aos modelos foram ensaiados nas idades de 7, 28 e 45 dias e são

apresentados na Tabela 4.5 e Figura 4.9 (b).

Os resultados de tração por compressão diametral dos corpos-de-prova referentes às

vigas em escala reduzida foram superiores aos das vigas em escala natural, devido ao fator de

escala. Estes resultados seguiram a mesma tendência observada nos resultados de resistência à

compressão simples.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

Tabela 4.4 – Valores de resistência à tração por compressão diametral dos corpos-de-prova

referentes às vigas em escala natural.

Resistência à tração por compressão diametral (MPa)

Tipo de exposição

Idade

(dias)

Viga 1 Viga 2 Viga 3

7 2,6 2,8 3,0

28 3,8 3,2 3,7

Câmara úmida

56 4,0 3,3 3,9

Câmara de carbonatação 56 3,7 3,4 3,8

Corpos-de-prova com 100 mm de diâmetro por 200 mm de altura.

Tabela 4.5 – Valores de resistência à tração por compressão diametral dos corpos-de-prova

referentes às vigas em escala reduzida.

Resistência à tração por compressão diametral (MPa)

Tipo de exposição

Idade

(dias)

Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

7 4,0 3,7 4,6

28 4,2 5,8 4,9

Câmara úmida

45 4,7 5,8 4,9

Câmara de carbonatação 45 4,4 4,6 5,0

Corpos-de-prova com 50 mm de diâmetro por 100 mm de altura.

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63

Idade (dias)

(MPa)

Viga 1

Viga 2

Viga 3

(a)

0 7 14 21 28 35 42 49

Idade (dias)

(MPa)

Modelo 1

Modelo 2

Modelo 3

(b)

Figura 4.9 – Resistência à tração por compressão diametral dos concretos utilizados na

confecção das vigas em escala natural (a) e vigas em escala reduzida (b).

A análise estatística dos resultados de tração por compressão diametral indicou que

não existe diferença significativa entre as vigas. A diferença dos resultados referentes às vigas

2 e 3 com relação aos da viga 1 foi de p = 0,17022 e p = 0,40314 respectivamente. Os

resultados da análise estatística dos modelos 2 e 3 com relação ao modelo 1 foram de p =

0,0392 e p = 0,1965 respectivamente. Portanto há diferença significativa entre os modelos 1 e

2 e não há diferença significativa entre os modelos 1 e 3, figura 4.10.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

fctj (MPa)

Idade (dias)

33333

77777

282828

565656

3456

Viga 1

Viga 2

Viga 3

(a)

fctj (MPa)

Idade (dias)

777

28282828

45454545

3456

Modelo 1

Modelo 2

Modelo 3

(b)

Figura 4.10 – Resistência à tração por compressão diametral dos corpos-de-prova submetidos

à cura úmida referentes aos concretos utilizados na confecção das vigas em escala natural (a)

e escala reduzida (b).

4.1.2.1. Comparação da resistência à tração por compressão diametral dos corpos-de-

prova referentes à escala natural e reduzida

Nos gráficos das Figuras 4.11 e 4.12 são apresentados os valores de resistência à

tração por compressão diametral referentes às vigas em escala natural e reduzida equivalentes.

01020304050

Idade (dias)

ctj

(MPa)

Viga 1

Modelo 1

0 1020304050

Idade (dias)

ctj

(MPa)

Viga 2

Modelo 2

Figura 4.11 – Resistência à tração por compressão diametral dos concretos utilizados na

confecção de vigas em escala natural e reduzida.

0 1020304050

Idade (dias)

ctj

(MPa)

Viga 3

Modelo 3

Figura 4.12 – Resistência à tração por compressão diametral dos concretos utilizados na

confecção de vigas em escala natural e reduzida.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

Os valores de resistência à tração por compressão diametral apresentam a mesma

tendência de comportamento dos de resistência à compressão simples, portanto os resultados

obtidos com vigas em escala natural e reduzida são comparativos.

4.1.3. Módulo de elasticidade

Os valores do módulo de elasticidade são apresentados nas Tabelas 4.6 e 4.7 e nas

Figuras 4.13 a 4.18. Estes resultados referem-se ao módulo de elasticidade dos concretos

curados em câmara úmida, dos submetidos à carbonatação acelerada e dos expostos ao meio

ambiente. Vale ressaltar que os corpos-de-prova submetidos à carbonatação e os expostos ao

meio ambiente foram curados durante os primeiros sete dias de idade.

Tabela 4.6 – Módulo de elasticidade dos concretos referentes às vigas em escala natural.

Módulo de elasticidade (GPa)

Tipo de exposição

Idade

(dias)

Viga 1 Viga 2 Viga 3

7 42,5 43,6 37,3

28 43,8 46,3 44,7

Câmara úmida

56 46,9 48,6 48,2

Câmara de carbonatação 56 41,3 42,6 38,2

Meio ambiente 56 40,7 40,0 37,2

Corpos-de-prova com 100 mm de diâmetro por 200 mm de altura.

Tabela 4.7 – Módulo de elasticidade dos concretos referentes às vigas em escala reduzida.

Módulo de elasticidade (GPa)

Tipo de exposição

Idade

(dias)

Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

7 30,0 31,6 29,6

28 31,4 33,4 34,7

Câmara úmida

45 32,0 36,2 37,2

Câmara de carbonatação 45 29,9 31,2 32,5

Meio ambiente 45 29,7 30,8 30,6

Corpos-de-prova com 50 mm de diâmetro por 100 mm de altura.

E (GPa)

7 dias - Câmara Úmida

28 dias - Câmara Úmida

56 dias - Câmara úmida

56 dias - Câmara de Carbonatação

56 dias - Meio ambiente

Figura 4.13 – Módulo de elasticidade, nas idades de 7, 28 e 56 dias, obtidos em corpos-de-

prova submetidos à câmara úmida, e aos 56 dias de idade para os expostos a carbonatação e

ao meio ambiente. – Referentes à viga 1.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

E (GPa)

7 dias - Câmara Úmida

28 dias - Câmara Úmida

56 dias - Câmara úmida

56 dias - Câmara de Carbonatação

56 dias - Meio ambiente

Figura 4.14 – Módulo de elasticidade, nas idades de 7, 28 e 56 dias, obtidos em corpos-de-

prova submetidos à câmara úmida, e aos 56 dias de idade para os expostos a carbonatação e

ao meio ambiente. – Referentes à viga 2.

E (GPa)

7 dias - Câmara Úmida

28 dias - Câmara Úmida

56 dias - Câmara úmida

56 dias - Câmara de Carbonatação

56 dias - Meio ambiente

Figura 4.15 – Módulo de elasticidade, nas idades de 7, 28 e 56 dias, obtidos em corpos-de-

prova submetidos à câmara úmida, e aos 56 dias de idade para os expostos a carbonatação e

ao meio ambiente. – Referentes à viga 3.

E (GPa)

7 dias - Câmara Úmida

28 dias - Câmara Úmida

45 dias - Câmara úmida

45 dias - Câmara de Carbonatação

45 dias - Meio ambiente

Figura 4.16 – Módulo de elasticidade, nas idades de 7, 28 e 45 dias, obtidos em corpos-de-

prova submetidos à câmara úmida, e aos 45 dias de idade para os expostos a carbonatação e

ao meio ambiente. – Referentes ao modelo 1.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

E (GPa)

7 dias - Câmara Úmida

28 dias - Câmara Úmida

45 dias - Câmara úmida

45 dias - Câmara de Carbonatação

45 dias - Meio ambiente

Figura 4.17 – Módulo de elasticidade, nas idades de 7, 28 e 45 dias, obtidos em corpos-de-

prova submetidos à câmara úmida, e aos 45 dias de idade para os expostos a carbonatação e

ao meio ambiente. – Referentes ao modelo 2.

E (GPa)

7 dias - Câmara Úmida

28 dias - Câmara Úmida

45 dias - Câmara úmida

45 dias - Câmara de Carbonatação

45 dias - Meio ambiente

Figura 4.18 – Módulo de elasticidade, nas idades de 7, 28 e 45 dias, obtidos em corpos-de-

prova submetidos à câmara úmida, e aos 45 dias de idade para os expostos a carbonatação e

ao meio ambiente. – Referentes ao modelo 3.

Os gráficos das figuras 4.13 a 4.18 mostraram um ganho no valor do módulo de

elasticidade dos corpos-de-prova que foram submetidos à cura úmida, isto se justifica pela

continuidade da hidratação. Os corpos-de-prova submetidos à carbonatação e expostos ao

meio ambiente foram curados apenas até os sete dias de idade, o que justifica valores menores

no módulo de elasticidade. Comparando os resultados de módulo de elasticidade dos corpos-

de-prova submetidos à cura úmida e ao meio ambiente aos 7 e 56 dias ou 45 dias

respectivamente, observa-se uma estabilidade no valor sendo a cura um fator importante para

o resultado final do módulo de elasticidade.

Como pôde ser observado o módulo de elasticidade dos corpos-de-prova que foram

submetidos à carbonatação apresentaram comportamento semelhante aos que ficaram

expostos ao meio ambiente. Esse comportamento é comparativo uma vez que a umidade

interna dos corpos-de-prova não varia de forma significativa.

A análise estatística dos resultados de módulo de elasticidade dos corpos-de-prova que

foram submetidos à cura úmida revela que a diferença entre as vigas 1 e 2 não é significativa

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

(p = 0,8059), enquanto que para as vigas 1 e 3 é significativo (p <0,05). A diferença entre as

idades é significativa p < 0,05, Figura 4.19 (a).

Os resultados estatísticos do módulo de elasticidade dos corpos-de-prova que foram

submetidos à cura úmida indicam que os modelos apresentam diferenças significativas quanto

ao tipo de modelo e quanto à idade, Figura 4.19 (b).

E (GPa)

Idade (dias)

33333

77777

282828

565656

30 35 40 45 50

Viga 1

Viga 2

Viga 3

(a)

E (GPa)

Idade (dias)

777

28282828

45454545

30 35 40 45 50

Modelo 1

Modelo 2

Modelo 3

(b)

Figura 4.19 – Comparação dos módulos de elasticidade referentes às vigas 1, 2 e 3, aos 3, 7,

28 e 56 dias de idade e submetidos à câmara úmida – (a) vigas (b) modelos.

Os resultados da análise estatística do módulo de elasticidade das vigas aos 56 dias de

idade e submetidos diferentes condições de exposição indicaram que o módulo de elasticidade

é significativamente menor quando em câmara de carbonatação e meio ambiente, em relação

à câmara úmida. O mesmo comportamento foi observado para os modelos, Figura 4.20 (a) e

(b).

Os resultados da análise estatística do módulo de elasticidade dos corpos-de-prova que

foram submetidos à carbonatação indicam que não existe diferença significativa entre as vigas

em escala natural. O mesmo comportamento foi observado para as vigas em escala reduzida

(p > 0,05).

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

E (GPa)

Viga

123

25 30 35 40 45 50

Úmida

Carbonatação

Meio ambiente

(a)

E (GPa)

Modelo

123

25 30 35 40 45 50

Úmida

Carbonatação

Meio ambiente

(b)

Figura 4.20 – Módulo de elasticidade aos 56 dias de idade de corpos-de-prova submetidos à

câmara úmida, câmara de carbonatação e ao meio ambiente – (a) vigas, (b) modelos.

4.2. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DAS VIGAS DE CONCRETO

ARMADO EM ESCALA NATURAL E REDUZIDA

As vigas em escala natural foram dimensionadas no limite dos domínios 3 e 4 que é a

condição ideal de aproveitamento dos materiais em que são atingidos a capacidade máxima do

concreto e o limite de escoamento do aço.

Os ensaios representaram as condições de serviço das vigas, portanto o carregamento

aplicado foi o de serviço. Nesta situação, a estimativa do momento fletor das vigas foi feita

considerando o estádio II, estado de fissuração. O dimensionamento das vigas encontra-se no

anexo B. Para efeito de comparação e discussão os gráficos apresentam os valores

experimentais e teóricos.

4.2.1. Vigas em escala natural

Os resultados experimentais e teóricos referentes às vigas 1, 2 e 3 são apresentados nas

figuras 4.21, 4.22 e 4.23. A formulação utilizada para o cálculo teórico, juntamente com os

resultados teóricos e experimentais obtidos constam no anexo B.

4.2.1.1. Viga 1

Na figura 4.21 (a) são apresentados os resultados de força vertical x deslocamento no

meio do vão da viga. Observa-se que no instante em que a força vertical atingiu o valor de

aproximadamente 20,0 kN ocorreu mudança de tendência no gráfico; esse comportamento

deve-se ao surgimento da primeira fissura quando da mudança do Estádio I para o Estádio II.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

O valor da flecha final corresponde à média dos dois relógios comparadores posicionados no

meio do vão da viga, menos a média das leituras dos relógios comparadores colocados nas

extremidades da mesma.

Os resultados do carregamento vertical x deformação do concreto são apresentados no

gráfico da Figura 4.21 (b). Esses resultados referem-se à média dos três extensômetros

colados no concreto, no meio do vão da viga, na região comprimida. Novamente uma

mudança de tendência nos resultados experimentais foi observada para uma força vertical de

aproximadamente 20,0 kN.

Os gráficos das figuras 4.21 (c) e (d) apresentam, respectivamente, os resultados do

carregamento vertical x deformação da camada inferior e superior das barras de aço que

compõem a armadura positiva. A deformação das barras de aço da camada inferior refere-se à

média de três extensômetros, enquanto que para as barras da camada superior corresponde à

média de dois extensômetros. Todos os extensômetros foram posicionados no meio do vão

das barras de aço.

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0

Deslocamento (mm)

Força vertical (kN)

Flecha final

Teórico

(a)

-0,0008-0,0006-0,0004-0,00020,0000

Deformação

Força vertical (kN)

Média - concreto

Teórico

(

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008

Deformação

Força vertical (kN)

Média -barras de aço

Teórico

(c)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006

Deformação

Força Vertical (kN)

Média -barras de aço

Teórico

(d)

Figura 4.21 – (a) Força vertical x deslocamento da viga 1; (b) Força vertical x deformação do

concreto no meio do vão da viga 1; (c) Força vertical x deformação média das três barras de

aço tracionadas da camada inferior; (d) Força vertical x deformação média das duas barras de

aço tracionadas da camada superior.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

O carregamento foi realizado até atingir uma força vertical de 36,2 kN. Após aplicar

este carregamento, realizou-se o encunhamento e a viga foi submetida ao ensaio de

carbonatação. Durante todo o período em que a viga ficou na câmara de carbonatação foram

realizadas as leituras do carregamento apenas para acompanhar a tendência da perda de

protensão, que foi de aproximadamente 30%. Esta perda corresponde a ancoragem do cabo de

protensão (20%) e às acomodações da viga.

De um modo geral a flecha e as deformações no aço e no concreto apresentaram o

mesmo comportamento estimado pelas formulações teóricas. Também foi observado que os

valores teóricos foram em todos os casos superiores aos experimentais, portanto estando a

favor da segurança.

4.2.1.2. Viga 2

Para a viga 2 a força vertical aplicada foi de 38,8 kN e a mudança do Estádio I para o

Estádio II ocorreu para uma força de aproximadamente 15,0 kN. Semelhante a viga 1 a perda

de protensão foi de aproximadamente 30%, sendo 20% referente a ancoragem do cabo de

protensão e o restante devido às acomodações da viga. Os gráficos das figuras 4.22 (a), (b),

deformação das barras de aço posicionadas nas camadas inferior e superior respectivamente.

Para todos os casos os valores experimentais foram menores ou iguais aos teóricos, estando a

favor da segurança. Observa-se que as tendências das curvas experimentais são semelhantes

às teóricas.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

0,01,02,03,04,05,0

Deslocamento (mm)

Força vertical (kN)

Flecha final

Teórico

(a)

-0,0008-0,0006-0,0004-0,00020,0000

Deformação

Força vertical (kN)

Média - concreto

Teórico

(b)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008

Deformação

Força vertical (kN)

Média -barras de aço

Teórico

(c)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006

Deformação

Força Vertical (kN)

Média -barras de aço

Teórico

(d)

Figura 4.22 – (a) Força vertical x deslocamento da viga 2; (b) Força vertical x deformação do

concreto no meio do vão da viga 2; (c) Força vertical x deformação média das três barras de

aço tracionadas da camada inferior; (d) Força vertical x deformação média das duas barras de

aço tracionadas da camada superior.

4.2.1.3. Viga 3

A viga 3 foi carregada até uma força vertical de 38,8 kN e a mudança de Estádio

ocorreu com uma força entre 15,0 e 20,0 kN. A perda de protensão foi de aproximadamente

25%, sendo 10% devido a ancoragem e 15% correspondente às acomodações da viga. Os

valores experimentais e teóricos de flecha, deformação do concreto e deformação das barras

de aço posicionadas nas camadas inferior e superior são apresentados nas figuras 4.23 (a), (b),

próximos aos teóricos, estando a maioria a favor da segurança. As tendências das curvas

experimentais são semelhantes às teóricas.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0

Deslocamento (mm)

Força vertical (kN)

Flecha final

Teórico

(a)

-0,0008-0,0006-0,0004-0,00020,0000

Deformação

Força vertical (kN)

Média - concreto

Teórico

(b)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008

Deformação

Força vertical (kN)

Média -barras de aço

Teórico

(c)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006

Deformação

Força vertical (kN)

Média -barras de aço

Teórico

(d)

Figura 4.23 – (a) Força vertical x deslocamento da viga 3; (b) Força vertical x deformação do

concreto no meio do vão da viga 3; (c) Força vertical x deformação média das três barras de

aço tracionadas da camada inferior; (d) Força vertical x deformação média das duas barras de

aço tracionadas da camada superior.

4.2.2. Vigas em escala reduzida

Os resultados experimentais e teóricos referentes às vigas e modelos 1, 2 e 3 são

apresentados nas figuras 4.24, 4.25 e 4.26 respectivamente. As considerações realizadas para

extrapolar os resultados experimentais das vigas em escala reduzida para comparar com as

vigas em escala natural são apresentadas no anexo B.

As vigas em escala reduzida foram submetidas a um carregamento de 1,5 kN nos

terços, carregamento este que ao ser multiplicado pelo fator de escala do modelo com

completa semelhança corresponderia a uma força de 37,5 kN. Devido a variação nos

resultados de resistência à compressão simples e do módulo de elasticidade as vigas em escala

reduzida foram classificadas em modelos distorcidos levando a fatores de escala inferiores aos

do modelo com completa semelhança. Isto justifica a diferença na força vertical aplicada que

pode ser observada nos gráficos das figuras 4.24, 4.25 e 4.26.

O valor da flecha final, para as vigas em escala natural e reduzida, corresponde à

leitura de relógios comparadores posicionados no meio do vão da viga menos a média das

leituras dos relógios comparadores colocados nas extremidades da mesma. Nas figuras 4.24

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

(a), 4.25 (a) e 4.26 (a) observa-se que as flechas dos modelos são maiores que a das vigas em

escala natural. Este comportamento foi observado porque as vigas em escala natural foram

submetidas à flexão composta, enquanto que as vigas em escala reduzida foram submetidas à

flexão simples. Outra interferência foi a redução nos valores dos módulos de elasticidade do

concreto das vigas em escala reduzida, devido a ausência do agregado graúdo.

4.2.2.1. Modelo 1

Os resultados de flecha e deformação do concreto e do aço no meio do vão das vigas

em escala natural e reduzida são apresentados na figura 4.24 (a), (b) e (c) respectivamente.

Foi observada uma mesma tendência de comportamento entre as vigas em escala natural e

reduzida. Verifica-se que os resultados experimentais são menores ou iguais aos teóricos,

estando a favor da segurança. A viga em escala reduzida apresenta maiores deslocamento e

deformação do aço.

0,01,02,03,04,05,0

Deslocamento (mm)

Força vertical (kN)

Flecha final - Viga 1

Teórico

Flecha final - Modelo 1

(a)

-0,0008-0,0006-0,0004-0,00020,0000

Deformação

Força vertical (kN)

Média - Viga 1

Teórico

Média - Modelo 1

(b)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008

Deformação

Força vertical (kN)

Média - Viga 1

Teórico

Média - Modelo 1

(c)

Figura 4.24 – (a) Força vertical x deslocamento do modelo 1; (b) Força vertical x deformação

do concreto no meio do vão do modelo 1; (c) Força vertical x deformação média das barras de

aço tracionadas.

4.2.2.2. Modelo 2

Os gráficos das figuras 4.25 (a), (b) e (c) apresentam os valores experimentais e

teóricos de flecha e deformação do concreto e do aço respectivamente. Foi verificado que o

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

modelo reduzido representou as tendências da viga em escala natural. Para todos os casos os

valores experimentais das vigas em escala reduzida foram maiores aos da viga em escala

natural, portanto os modelos apresentam maiores deslocamentos e deformações.

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0

Deslocamento (mm)

Força vertical (kN)

Flecha final - Viga 2

Teórico

Flecha final - Modelo 2

(a)

-0,0008-0,0006-0,0004-0,00020,0000

Deforma

ão

Força vertical (kN)

Média - Viga 2

Teórico

Média - Modelo 2

(b)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008

Deformação

Força vertical (kN)

Média - Viga 2

Teórico

Média - Modelo 2

(c)

Figura 4.25 – (a) Força vertical x deslocamento do modelo 2; (b) Força vertical x deformação

do concreto no meio do vão do modelo 2; (c) Força vertical x deformação média das barras de

aço tracionadas.

4.2.2.3. Modelo 3

Na figura 4.26 (a), (b) e (c) são apresentados os resultados de flecha e deformação do

concreto e do aço no meio do vão das vigas em escala natural e reduzida. Uma mesma

tendência de comportamento entre as vigas em escala natural e reduzida foi observada. Os

resultados experimentais são praticamente iguais aos teóricos. Conforme observado nos

modelos anteriores, as vigas em escala reduzida apresentam maiores deslocamentos e

deformações.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

0,01,02,03,04,05,0

Deslocamento

(

)

Força vertical (kN)

Flecha final - Viga 3

Teórico

Flecha final - Modelo 3

(a)

-0,0008-0,0006-0,0004-0,00020,0000

Deforma

ão

Força vertical (kN)

Média - Viga 3

Teórico

Média - Modelo 3

(b)

0,0000 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008

Deforma

ão

Força vertical (kN)

Média - Viga 3

Teórico

Média - Modelo 3

(c)

Figura 4.26 – (a) Força vertical x deslocamento do modelo 3; (b) Força vertical x deformação

do concreto no meio do vão do modelo 3; (c) Força vertical x deformação média das barras de

aço tracionadas.

As vigas em escala reduzida sofreram maiores deformações e deslocamentos devido à

redução no valor do módulo de elasticidade e ao tipo de solicitação que foi flexão simples.

4.3. CARBONATAÇÃO EM CORPOS-DE-PROVA E VIGAS DE

CONCRETO ARMADO

Tendo em vista que a maioria das pesquisas sobre carbonatação é realizada em corpos-

de-prova e que o comportamento da frente de carbonatação em elementos estruturais pode

diferir, foram realizados ensaios de carbonatação acelerada tanto em corpos-de-prova

moldados quanto em vigas de concreto armado fissuradas. Para determinar a profundidade de

carbonatação nas vigas foram extraídos corpos-de-prova ao longo de seu comprimento, nas

regiões tracionadas e comprimidas.

4.3.1. Carbonatação da viga 1

No gráfico da Figura 4.27 apresenta-se a profundidade de carbonatação dos corpos-de-

prova de concretos depositados na câmara de carbonatação. Nas Figuras 4.28 e 4.29 são

apresentadas, respectivamente, as posições na viga onde foram extraídos os corpos-de-prova e

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

as profundidades de carbonatação medidas em cada corpo-de-prova extraído. Esta viga foi

exposta à atmosfera de dióxido de carbono durante 28 dias.

A profundidade de carbonatação determinada em corpos-de-prova foi de 18,7 mm,

enquanto que os valores observados na viga variaram de 11,0 a 22,0 mm, com valor médio de

16,7 mm obtido em quarenta amostras. Na região tracionada da viga foi observada uma maior

profundidade de carbonatação com valor médio de 18,4 mm, enquanto que na região

comprimida o valor médio foi de 15,0 mm. Estes valores médios foram obtidos em vinte

amostras. Estes resultados mostram que existe diferença entre avaliar a profundidade de

carbonatação em corpos-de-prova moldados e no elemento estrutural, uma vez que a estrutura

pode estar comprimida e a difusão do dióxido de carbono é dificultada.

Idade (dias)

x (mm)

28 dias - Câmara de Carbonatação

Figura 4.27 – Profundidade da carbonatação medida em corpos-de-prova curados durante 7

dias em câmara úmida, pré-condicionados por 21 dias e submetidos à carbonatação acelerada

por 28 dias– Viga 1.

Nas figura 4.28 e 4.29 os números ímpares referem-se às amostras extraídas na região

tracionada da viga, enquanto que os números pares são referentes à região comprimida.

No gráfico da figura 4.29 as regiões denominadas extremidade referem-se à região em

que o diagrama de momento fletor é variável, enquanto que na região denominada vão central

o diagrama de momento fletor é constante e máximo.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

Figura 4.28 – Desenho esquemático da viga 1 de concreto armado indicando as posições de

extração dos corpos-de-prova com suas respectivas numerações.

12345678910111213141516171819202122232425262728293031323334353637383940

Corpos-de-prova

x (mm)

____Extremidade_______________Vão central_____________Extremidade___

Figura 4.29 – Profundidade da carbonatação dos corpos-de-prova extraídos da viga 1.

Na tabela 4.8 são apresentados todos os valores de profundidade de carbonatação

determinados ao longo do comprimento da viga1.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

Tabela 4.8 – Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos na viga 1.

Região tracionada da viga Região comprimida da viga

corpo-de-prova x (mm) corpo-de-prova x (mm)

1 17,1 2 15,0

3 19,6 4 18,0

5 20,1 6 15,9

7 20,0 8 16,8

9 19,8 10 17,2

11 17,5 12 14,2

13 13,4 14 12,5

15 17,9 16 14,3

17 19,4 18 14,1

19 18,3 20 13,4

21 19,2 22 14,1

23 18,9 24 16,8

25 16,7 26 11,3

27 16,2 28 11,5

29 17,4 30 11,6

31 16,6 32 13,9

33 18,0 34 14,8

35 21,1 36 17,7

37 19,0 38 21,8

39 22,7 40 15,5

Média 18,4 Média 15,0

4.3.2. Carbonatação da viga 2

Nos gráficos das Figuras 4.30, 4.31 e 4.32 são apresentadas as profundidades de

carbonatação obtidas pelos corpos-de-prova moldados que foram depositados na câmara de

carbonatação, os locais em que os corpos-de-prova foram extraídos da viga 2 e as

profundidades de carbonatação medidas nos mesmos.

Idade (dias)

x (mm)

28 dias - Câmara de Carbonatação

Figura 4.30 – Profundidade da carbonatação medida em corpos-de-prova curados durante 7

dias em câmara úmida, pré-condicionados por 21 dias e submetidos à carbonatação acelerada

por 28 dias– Viga 2.

O valor médio da profundidade de carbonatação dos corpos-de-prova moldados foi de

21,9 mm enquanto que o valor médio dos corpos-de-prova extraídos da viga foi de 17,5 mm,

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

100

sendo 14,5 mm o valor mínimo e 20,3 mm o valor máximo. Neste caso o resultado dos

corpos-de-prova foi superior aos do elemento estrutural, mesmo comparado ao valor máximo

encontrado na viga. Na região tracionada da viga a profundidade de carbonatação foi de

18,1mm e na região comprimida o valor foi de 16,6 mm. Esta tendência também foi

observada na viga 1.

Na tabela 4.9 são apresentados todos os valores de profundidade de carbonatação

determinados ao longo do comprimento da viga 2.

Tabela 4.9 – Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos na viga 2.

Região tracionada da viga Região comprimida da viga

corpo-de-prova x (mm) corpo-de-prova x (mm)

1 19,2 2 16,3

3 17,4 4 18,4

5 19,0 6 18,4

7 19,7 8 18,3

9 18,9 11 18,2

10 19,8 17 15,4

12 20,3 19 16,9

13 17,5 21 15,8

14 19,7 23 15,2

15 17,5 26 15,2

16 17,9 28 16,6

18 17,7 30 15,5

20 18,7 32 15,7

22 20,2 --- ---

24 17,4 --- ---

25 15,8 --- ---

27 16,4 --- ---

29 14,5 --- ---

31 16,0 --- ---

Média 18,1 Média 16,6

A figura 4.31 ilustra o posicionamento dos corpos-de-prova que foram extraídos da

viga. A extração não foi uniforme ao longo do comprimento da viga, uma vez que a presença

da armadura estava danificando a serra copo diamantada utilizada na extração das amostras.

Conforme observado no gráfico da figura 4.32 a difusão da frente de carbonatação não

é uniforme em toda a extensão de um elemento estrutural, uma vez que o concreto não é um

material homogêneo e a estrutura pode sofrer diferentes tipos de solicitações. Neste caso, a

viga apresenta uma maior profundidade de carbonatação na região tracionada.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

101

Figura 4.31 - Desenho esquemático da viga 2 de concreto armado indicando o

posicionamento da extração dos corpos-de-prova com suas respectivas numerações.

1234567891011121314151617181920212223242526272829303132

Cor

os-de-

rova

x (mm)

____Extremidade

_______________Vão central_____________Extremidade___

Figura 4.32 – Profundidade da carbonatação dos corpos-de-prova extraídos da viga 2.

4.3.3. Carbonatação da viga 3

Um valor médio de profundidade de carbonatação de 13,8 mm foi observado nos

corpos-de-prova moldados, Figura 4.33. Foram realizadas as medidas de profundidade de

carbonatação ao longo do comprimento da viga, Figura 4.34 e 4.35. A profundidade de

carbonatação média ao longo do comprimento da viga foi de 13,5 mm, sendo o valor mínimo

de 11,1 mm e o valor máximo de 17,7 mm. A região tracionada apresentou uma profundidade

de carbonatação de 14,4 mm, enquanto que na região comprimida foi de 12,6 mm.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

102

Idade (dias)

x (mm)

28 dias - Câmara de Carbonatação

Figura 4.33 – Profundidade da carbonatação medida em corpos-de-prova curados durante 7

dias em câmara úmida, pré-condicionados por 21 dias e submetidos à carbonatação acelerada

por 28 dias– Viga 3.

Figura 4.34 - Desenho esquemático da viga 3 de concreto armado indicando o

posicionamento da extração dos corpos-de-prova com suas respectivas numerações.

Os valores de profundidade de carbonatação determinados ao longo do comprimento

da viga 3 são apresentados na tabela 4.10.

Tabela 4.10 – Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos na viga 3.

Região tracionada da viga Região comprimida da viga

corpo-de-prova x (mm) corpo-de-prova x (mm)

1 15,0 2 12,5

3 13,0 4 12,7

5 14,0 6 11,7

7 17,7 8 13,0

9 15,6 10 13,2

11 13,9 12 13,5

13 14,6 14 12,3

15 13,9 16 14,0

17 13,1 18 11,6

19 15,5 20 12,6

21 12,7 22 11,1

23 13,4 24 13,2

Média 14,4 Média 12,6

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

103

123456789101112131415161718192021222324

Corpos-de-prova

x (mm)

____Extremidade

_______________Vão central_____________Extremidade___

Figura 4.35 – Profundidade da carbonatação dos corpos-de-prova extraídos da viga 3.

4.3.4. Carbonatação do Modelo 1

Os corpos-de-prova que ficaram expostos na câmara de dióxido de carbono

apresentaram uma profundidade de carbonatação de 13,4 mm, figura 4.36. Foram realizadas

as medidas de profundidade de carbonatação ao longo do comprimento da viga em escala

reduzida, sendo o valor médio igual a 10,4 mm.

Idade (dias)

x (mm)

28 dias - Câmara de Carbonatação

Figura 4.36 – Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante 7 dias em

câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e 28 dias na câmara de carbonatação –

Modelo 1.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

104

O gráfico da Figura 4.37 refere-se à profundidade de carbonatação nos terços da viga.

Os números ímpares referem-se à região inferior da viga (região tracionada) e os números

pares referem-se à região superior da viga (região comprimida). A profundidade de

carbonatação da região tracionada foi de 10,9 mm, enquanto que a região comprimida foi de

9,9 mm. Observa-se que a região tracionada sofreu maior carbonatação que a região

comprimida conforme observado na viga 1.

1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011121314151617181920212223242526272829303132333435363738

Corpos-de-prova

x (mm)

____Extremidade

_______________Vão central_____________Extremidade___

Figura 4.37 – Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do modelo 1.

Os resultados de profundidade de carbonatação obtidos no modelo 1 juntamente com

os valores extrapolados do modelo 1 para a viga 1 são apresentados na tabela 4.11. O fator de

escala (1,40) utilizado para realizar a extrapolação foi determinado dividindo a carbonatação

dos corpos-de-prova referentes à viga em escala natural (18,7 mm) pela carbonatação

referente aos corpos-de-prova da viga em escala reduzida (13,4 mm).

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

105

Tabela 4.11 – Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos no modelo 1.

Região tracionada do modelo Região comprimida do modelo

corpo-de-prova x (mm) x* (mm) corpo-de-prova x (mm) x* (mm)

1 11,4 16,0 2 11,1 15,5

3 11,9 16,6 4 9,9 13,8

5 12,4 17,3 6 11,2 15,6

7 11,7 16,4 8 10,7 15,0

9 11,8 16,5 10 11,0 15,4

11 10,9 15,2 12 10,3 14,4

13 11,2 15,6 14 9,7 13,5

15 13,4 18,8 16 11,2 15,6

17 9,8 13,7 18 8,1 11,3

19 9,9 13,8 20 9,1 12,7

21 9,6 13,4 22 9,4 13,2

23 10,6 14,8 24 8,3 11,6

25 10,8 15,1 26 9,4 13,2

27 10,1 14,1 28 9,5 13,2

29 9,7 13,5 30 9,6 13,4

31 10,4 14,6 32 9,7 13,6

33 9,5 13,3 34 9,2 12,9

35 11,0 15,3 36 10,2 14,2

37 11,5 16,1 38 11,3 15,8

Média 10,9 15,3 Média 9,9 13,9

x* (mm) = profundidade de carbonatação extrapolada

4.3.5. Carbonatação do Modelo 2

Uma profundidade de carbonatação de 11,3 mm foi observada nos corpos-de-prova

que ficaram expostos na câmara com dióxido de carbono, figura 4.38. As medidas de

profundidade de carbonatação ao longo do comprimento da viga em escala reduzida estão

apresentadas na tabela 4.12 e na figura 4.39. A profundidade de carbonatação média

determinada no modelo 2 foi de 10,0 mm, sendo 11,1 mm na região tracionada e 8,9 mm na

região comprimida. O comportamento do modelo 2 foi semelhante ao da viga 2.

Idade (dias)

x (mm)

28 dias - Câmara de Carbonatação

Figura 4.38 – Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante 7 dias em

câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e 28 dias na câmara de carbonatação –

Modelo 2.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

106

12345678910111213141516171819202122232425262728293031323334353637383940

Corpos-de-prova

x (mm)

____Extremidade

_______________Vão central_____________Extremidade___

Figura 4.39 – Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do modelo 2.

Os resultados de profundidade de carbonatação obtidos no modelo 2 juntamente com

os valores extrapolados são apresentados na tabela 4.12. O fator de escala (1,93) utilizado

para realizar a extrapolação foi determinado dividindo a carbonatação dos corpos-de-prova

referentes à viga 2 em escala natural (21,9 mm) pela carbonatação referente aos corpos-de-

prova da viga 2 em escala reduzida (11,3 mm).

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

107

Tabela 4.12 – Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos no modelo 2.

Região tracionada do modelo Região comprimida do modelo

corpo-de-prova x (mm) x* (mm) corpo-de-prova x (mm) x* (mm)

1 10,9 20,9 2 9,8 18,8

3 11,5 22,2 4 9,2 17,8

5 11,3 21,7 6 9,7 18,7

7 9,6 18,5 8 9,6 18,4

9 8,1 15,6 10 9,4 18,0

11 9,4 18,0 12 9,1 17,6

13 15,0 29,0 14 9,3 17,9

15 8,9 17,2 16 7,7 14,8

17 8,4 16,1 18 5,9 11,4

19 10,7 20,6 20 9,5 18,2

21 10,2 19,6 22 8,8 16,9

23 12,9 24,9 24 8,1 15,5

25 15,0 29,0 26 7,4 14,2

27 11,8 22,7 28 9,7 18,7

29 9,7 18,8 30 8,8 16,9

31 10,9 21,0 32 8,7 16,8

33 15,0 29,0 34 8,8 17,0

35 9,9 19,1 36 8,9 17,1

37 11,4 22,0 38 9,6 18,4

39 11,4 21,9 40 9,8 18,9

Média 11,1 21,4 Média 8,9 17,1

x* (mm) = profundidade de carbonatação extrapolada.

4.3.6. Carbonatação do Modelo 3

Nos gráficos das Figuras 4.40 e 4.41 são apresentadas, respectivamente, as

profundidades de carbonatação de corpos-de-prova de concretos depositados na câmara de

carbonatação e as profundidades de carbonatação medidas em corpos-de-prova extraídos da

viga em escala reduzida após sua exposição na câmara de carbonatação acelerada.

Idade (dias)

x (mm)

28 dias - Câmara de Carbonatação

Figura 4.40 – Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante 7 dias em

câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e 28 dias na câmara de carbonatação –

Modelo 3.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

108

12345678910111213141516171819202122232425262728293031323334353637383940

Corpos-de-prova

x (mm)

____Extremidade

_______________Vão central_____________Extremidade___

Figura 4.41 – Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do modelo 3.

A profundidade de carbonatação observada nos corpos-de-prova moldados foi de

6,4mm, enquanto que a observada ao longo do comprimento da viga em escala reduzida foi de

5,8 mm sendo 6,5 mm na região tracionada e 5,1 mm na região comprimida do modelo. Na

tabela 4.13 são apresentados os resultados de profundidade de carbonatação obtidos no

modelo 3 juntamente com os valores extrapolados. O fator de escala (2,16) utilizado para

realizar a extrapolação foi determinado dividindo a carbonatação dos corpos-de-prova

referentes à viga em escala natural (13,8 mm) pela carbonatação referente aos corpos-de-

prova da viga em escala reduzida (6,4 mm).

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

109

Tabela 4.13 – Valores da profundidade da frente de carbonatação obtidos no modelo 3.

Região tracionada do modelo Região comprimida do modelo

corpo-de-prova x (mm) x* (mm) corpo-de-prova x (mm) x* (mm)

1 7,1 15,2 2 5,5 11,8

3 5,6 12,1 4 4,8 10,4

5 7,4 16,0 6 5,3 11,4

7 6,0 13,0 8 5,8 12,5

9 4,9 10,5 10 5,7 12,3

11 6,6 14,1 12 4,8 10,3

13 7,1 15,3 14 6,0 13,0

15 8,1 17,5 16 4,9 10,6

17 9,7 21,0 18 6,6 14,1

19 6,9 14,8 20 6,1 13,2

21 6,3 13,5 22 5,0 10,8

23 5,6 12,1 24 5,0 10,7

25 5,6 12,1 26 5,1 11,1

27 5,5 11,9 28 4,9 10,6

29 5,5 11,8 30 4,5 9,6

31 6,1 13,2 32 4,2 9,1

33 7,7 16,6 34 3,4 7,3

35 5,2 11,2 36 3,7 7,9

37 6,6 14,1 38 5,4 11,6

39 5,9 12,7 40 5,5 11,8

Média 6,5 13,9 Média 5,1 11,0

x* (mm) = profundidade de carbonatação extrapolada.

4.3.7. Comparação das profundidades de carbonatação determinadas em corpos-de-

prova e nas vigas em escala natural e reduzida

Na tabela 4.14 são apresentados os valores médios de profundidade de carbonatação

determinados em corpos-de-prova moldados, ao longo do comprimento das vigas em escala

natural e reduzida e nas regiões tracionadas e comprimidas destas vigas. Também são

apresentados os valores obtidos em escala reduzida extrapolado para a escala natural.

Tabela 4.14 – Profundidade da frente de carbonatação determinada em corpos-de-prova

moldados e em vigas de escala natural e reduzida.

Profundidade de carbonatação x (mm)

Elemento

estrutural

Corpos-de-prova Vigas

Região

tracionada

Região

comprimida

Viga 1 18,7 16,7 18,4 15,0

Viga 2 21,9 17,5 18,0 16,6

Viga 3 13,8 13,5 14,4 12,6

Modelo 1 13,4 10,4 10,9 9,9

Modelo 2 11,3 10,0 11,1 8,9

Modelo 3 6,4 5,8 6,5 5,1

Modelo 1* 18,8 14,6 15,3 13,9

Modelo 2* 21,9 19,2 21,4 17,1

Modelo 3* 13,8 12,5 13,9 11,0

* = profundidade de carbonatação extrapolada.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

110

Comparando os valores de profundidade de carbonatação determinados em corpos-de-

prova e o valor médio ao longo das vigas em escala natural e reduzida foi observado que todas

as leituras em corpos-de-prova foram superiores, com acréscimo médio em torno de 15%,

Figura 4.42. Ao comparar os resultados de carbonatação, observa-se que os valores obtidos

nos corpos-de-prova foram aproximadamente 7% e 26% superiores aos das regiões

tracionadas e comprimidas das vigas respectivamente, Figura 4.43. Portanto, a profundidade

de carbonatação determinada em corpos-de-prova se aproxima mais dos valores de

carbonatação determinados na região tracionada das vigas.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

x (mm)

Vigas

Corpos-de-prova

Figura 4.42 – Comparação dos resultados de carbonatação determinados em corpos-de-prova

e vigas em escala natural e reduzida.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

x (mm)

Região comprimida

Região tracionada

Corpos-de-prova

Figura 4.43 – Comparação dos resultados da frente de carbonatação determinada em corpos-

de-prova e nas regiões tracionadas e comprimidas das vigas em escala natural e reduzida.

Nos gráficos da figura 4.44 (a), (b) e (c) são apresentados respectivamente os valores

de profundidade de carbonatação determinados em corpos-de-prova, nas vigas em escala

natural e reduzida e os valores dos modelos extrapolados para as vigas em escala natural.

Observa-se que os resultados determinados em corpos-de-prova referentes às vigas em escala

reduzida apresentaram uma profundidade de carbonatação em média 44% menor que os

referentes às vigas em escala natural. Ao comparar os resultados de profundidade de

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

111

carbonatação determinados nas vigas em escala natural e reduzida foi observado que a

carbonatação nas vigas em escala reduzida é em média 46% menor que nas vigas em escala

natural. Comparando os valores de carbonatação determinados nas vigas em escala natural

com os valores dos modelos físicos reduzidos extrapolados para vigas em escala natural

observa-se uma variação nos resultados de aproximadamente 10%.

Viga 1

Viga 2

Viga 3

x (mm)

Escala reduzida

Escala natural

(a)

Viga 1

Viga 2

Viga 3

x (mm)

Escala reduzida

Escala natural

(b)

x (mm)

Viga 1Viga 2Viga 3

Escala reduzida extrapolad

Escala natural

(c)

Figura 4.44 – Profundidade de carbonatação determinada (a) em corpos-de-prova e (b) vigas

em escala natural e reduzida; (c) vigas em escala natural e em escala reduzida extrapolada.

Comparando os resultados de profundidade de carbonatação apresentados nas figuras

4.27 à 4.41 pode-se afirmar que: a profundidade de carbonatação determinada em corpos-de-

prova é maior que o valor médio determinado nas vigas; a região tracionada da viga sofre

maiores profundidades de carbonatação que a região comprimida; a profundidade da

carbonatação na região tracionada se aproxima aos valores determinados em corpos-de-prova;

a tendência de comportamento da carbonatação verificado nas vigas em escala reduzida foram

iguais aos das vigas em escala natural; não foi verificada uma mudança de comportamento da

carbonatação quando determinadas nas extremidades e vão central da viga.

Observando os gráficos das figuras 4.42, 4.43 e 4.44, verifica-se que a determinação

da profundidade de carbonatação em corpos-de-prova é satisfatória, sendo em ambos os casos

a favor da segurança. No entanto, será mostrado a posteriori que a determinação da

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

112

carbonatação em corpos-de-prova não é recomendada para os casos em que existe a presença

de fissuras.

Concretos confeccionados com adições minerais deveriam apresentar um valor menor

de carbonatação uma vez que a permeabilidade tende a diminuir, no entanto isto não foi

observado em todos os casos. Conforme observado nos gráficos apresentados nas figuras

4.27, 4.30 e 4.33 a adição da SFS na viga 2 não proporcionou uma redução na profundidade

de carbonatação, o comportamento da viga 1 e 2 foram parecidos, enquanto que a viga 3 com

a adição da SCA apresentou um comportamento muito satisfatório frente à ação da

carbonatação.

As profundidades de carbonatação referente à viga 3 determinada tanto em corpos-de-

prova quanto nas vigas em escala natural e reduzida foram menores. Este comportamento está

associado à adição da sílica da casca de arroz proporcionar uma melhor eficiência quanto à

carbonatação, comportamento este não observado com a adição da SFS. O ensaio de

porosimetria por intrusão de mercúrio, a ser apresentado no item 4.7.2, indicou que as

porosidades das pastas com SFS e SCA foram praticamente iguais. Portanto, a eficiência da

SCA na redução da carbonatação pode estar relacionada ao valor de pH das sílicas e a

melhoria da zona de interface devido à reatividade da SCA com o hidróxido de cálcio e a sua

superfície específica [SCA = 200 m

/g e SFS = 20 m

/g, Silva (2004)].

No gráfico da figura 4.44 (c) são apresentados os valores da profundidade de

carbonatação determinados nas vigas em escala natural e os valores extrapolados dos modelos

físicos reduzidos para as vigas em escala natural. Observa-se uma variação nos resultados de

aproximadamente ±10%, o que garante uma excelente confiabilidade entre os resultados.

Portanto as vigas em escalas reduzidas podem ser utilizadas para determinar a profundidade

de carbonatação ao longo de seu comprimento.

O fator de escala utilizando os resultados de carbonatação obtidos em corpos-de-prova

foi determinado pensando em facilitar os estudos de carbonatação em elementos estruturais

empregando modelos físicos reduzidos. Portanto, conhecendo o valor da carbonatação nos

corpos-de-prova referentes à escala natural e reduzida e os valores dos modelos reduzidos

pode ser realizada a extrapolação para o elemento em escala natural. Empregando esse

procedimento pode ser dispensada a realização de elementos estruturais em escala natural,

casa não exista a necessidade de avaliar a carbonatação nas fissuras.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

113

4.3.8. Análise estatística da profundidade de carbonatação determinada nas vigas em

escala natural e reduzida

A análise estatística da profundidade de carbonatação determinada nas vigas em escala

natural não apresentou diferença significativa entre as vigas 1 e 2 (p = 0,1374), enquanto que

com relação à viga 1, a viga 3 apresentou profundidade de carbonatação significativamente

menor (p = 4,7.10

-8

). O mesmo comportamento foi observado nas vigas em escala reduzida,

comparando os modelos 1 e 2 não houve diferença significativa (p = 0,120) e entre os

modelos 1 e 3 houve diferença significativa (p = 2.10

-16

). Nas vigas 2 em escala natural e

reduzida utilizou-se 10% de SFS em substituição ao cimento Portland, enquanto que nas vigas

3 em escala natural e reduzida utilizou-se 10% de SCA em substituição ao cimento. Nas vigas

3 verificou-se a eficiência da SCA frente à ação da carbonatação, enquanto que entre as vigas

1 e 2 não houve diferença significativa.

Comparando a profundidade de carbonatação ao longo do comprimento das vigas em

escala natural não foi verificada diferença significativa (p = 0,1623) entre as regiões com

momento fletor máximo (Vão central) e momento variável (extremidades). O mesmo

comportamento foi observado nas vigas em escala reduzida (p = 0,443), Figura 4.45.

0123

Viga

x (mm)

Compressão

Tração

(a)

0123

Modelo

x (mm)

Compressão

Tração

(b)

Figura 4.45 – Profundidade da carbonatação nas regiões tracionadas e comprimidas das vigas

em escala natural (a) e reduzida (b). Nota: os valores à esquerda de 1, 2 e 3 correspondem às

extremidades das vigas, enquanto que os valores à direita de 1, 2 e 3 correspondem ao vão

central.

Analisando estatisticamente os resultados das vigas em escala natural e reduzida foi

observado que as regiões tracionadas e comprimidas apresentaram diferenças significativas

(p = 0,0105 escala natural e p = 2,95.10

-9

escala reduzida), sendo maior a profundidade de

carbonatação na região tracionada, Figura 4.45.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

114

Os resultados da profundidade de carbonatação determinados nos modelos 1, 2 e 3

foram extrapolados com um fator de escala determinado pela relação entre a profundidade de

carbonatação dos corpos-de-prova referentes às vigas em escala natural e as medidas

referentes à escala reduzida, Tabela 4.15. Vale ressaltar que na revisão bibliográfica não

foram encontrados fatores de escala relacionados à difusão em concretos. Portanto esta

extrapolação foi realizada na tentativa de se obter uma possível correlação entre as

profundidades de carbonatação determinadas nas vigas em escala natural e reduzida.

Tabela 4.15 – Valores da profundidade da frente de carbonatação determinados em corpos-

de-prova referentes às vigas em escala natural e reduzida e fatores de escala determinados.

Viga 1 Modelo 1 Viga 2 Modelo 2 Viga 3 Modelo 3

x (mm) 18,7 13,4 21,9 11,3 13,8 6,4

Fator de escala

1,40 1,93 2,16

Tabela 4.16 – Valores médios da profundidade da frente de carbonatação determinados nas

vigas em escala natural, vigas em escala reduzida, valores extrapolados das vigas em escala

reduzida para escala natural e análise estatística.

x (mm) p

Modelo 1

10,4

Modelo 1 extrapolado

14,6

Viga 1

16,7

<0,00005

Modelo 2

10,0

Modelo 2 extrapolado

19,2

Viga 2

17,5

0,0127

Modelo 3

5,8

Modelo 3 extrapolado

12,5

Viga 3

13,5

0,0409

Para um nível de significância de 5%, verifica-se que há diferença significativa nos

valores de profundidades de carbonatação determinadas nas vigas e nos modelos extrapolados

(p < 0,05), Tabela 4.16 e Figura 4.46. Os valores das profundidades de carbonatação

extrapolados foram cerca de ± 10% dos valores obtidos nas vigas em escala natural. Segundo

ACI C-444 (1987), para elementos físicos reduzidos uma variação de 10% entre os resultados

proporciona uma excelente confiabilidade. Portanto os valores extrapolados embora não

sejam significativos segundo a análise estatística, apresentam uma excelente confiabilidade

pela teoria dos modelos físicos reduzidos.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

115

0123

Vigas

x (mm)

Escala natural

Escala reduzida

Figura 4.46 – Profundidade da frente de carbonatação nas vigas em escala natural e reduzida

– valores extrapolados.

4.4. FRENTE DE CARBONATAÇÃO NAS FISSURAS

As fissuras em elementos de concreto armado podem causar problemas estruturais e

chegam a desfigurar uma construção de concreto aparente. A presença de fissuras facilita a

difusão de agentes agressivos, proporciona a despassivação do aço e deixa a armadura

susceptível à corrosão. Mediante a esta problemática foi proposto nesta tese estudar o

comportamento da carbonatação em vigas de concreto armado fissuradas.

Foram determinadas as aberturas da fissura (w

) ao longo do seu comprimento,

utilizando uma lupa graduada com precisão de 0,01 mm. Posteriormente, com o auxílio de

uma serra elétrica, foram realizados cortes no concreto próximo à fissura com profundidade

de 3 cm e utilizando uma ponteira foi sacado o concreto na região da fissura. Ao retirar o

concreto na posição da fissura foi aspergida uma solução de fenolftaleina na região da viga e

determinadas às profundidades de carbonatação ao longo da fissura e na posição com

cobrimento de 3 cm. No concreto extraído da viga foram realizados os cortes das seções AA e

BB para verificar o comportamento da carbonatação perpendicularmente e ao longo da fissura

respectivamente, Figura 4.47.

A leitura de profundidade de carbonatação realizada ortogonal à fissura, seção AA, foi

realizada com espessuras de 2,0 cm e 2,5 cm, simulando cobrimentos com tais medidas. As

leituras de carbonatação na seção BB foi limitada ao cobrimento de 3,0 cm, uma vez que a

espessura do concreto sacado na região da fissura tinha esta espessura.

A determinação da profundidade de carbonatação nas fissuras foi realizada após um

ano com ciclos de secagem e molhagem das vigas. Este procedimento foi realizado para

verificar o surgimento ou não de pontos de corrosão na armadura.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

116

(a)

(b)

(c)

3 cm

Fissura

2 cm

2,5 cm

Corte AA

Corte BB

Fissura

3 cm

Região carbonatada

Região não carbonatada

Leitura

(d)

Figura 4.47 – (a) Detalhes dos cortes realizados nas vigas; (b) retirada do concreto na região

da fissura; (c) região da viga em que o concreto foi retirado e (d) representação do

posicionamento das seções AA e BB.

4.4.1. Determinação da frente da carbonatação nas fissuras da viga 1

O posicionamento das fissuras ao longo da viga, a abertura das fissuras, a

profundidade de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de 3 cm, a

carbonatação perpendicular (Seção AA) e ao longo da fissura (Seção BB) são apresentados na

tabela 4.17.

As aberturas de fissuras foram determinadas no sentido da região inferior para a

superior da viga. No caso, por exemplo, da fissura n° 1 o ponto 1.1 é o mais próximo à face

inferior da viga e o ponto 1.6 o mais próximo à região da linha neutra.

As fissuras marcadas com caneta azul surgiram durante a aplicação do carregamento,

enquanto que as vermelhas foram durante o período de pré-condicionamento e da

carbonatação acelerada, devido às acomodações da viga.

Em todos os casos a abertura das fissuras foram inferiores às exigências relativas à

fissuração. Para a classe de agressividade ambiental muito forte a NBR 6118 (2003)

recomenda que a abertura seja inferior a 0,2 mm e o maior valor de abertura de fissura

determinado foi de 0,16 mm.

Seção AA

Seção BB

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

117

Nos corpos-de-prova referentes ao corte seções AA que foram possíveis realizar a

leitura da profundidade de carbonatação foi obtido uma valor médio de 5,4 mm na posição de

2 cm e 2,4 mm na posição de 2,5 cm. A diminuição da profundidade de carbonatação no

interior da fissura deve-se à redução da intensidade de difusão. Para os cortes seções BB que

foi determinada à profundidade de carbonatação obteve-se um valor médio de 24,2 mm. Em

alguns cortes seções BB a profundidade de carbonatação foi superior a espessura de 3 cm do

corpo-de-prova que foi extraído da viga, portanto o valor da profundidade de carbonatação

pode ser superior. Tendo em vista que o cobrimento da armadura foi de 3 cm as barras de aço

foram despassivadas na região de algumas fissuras.

O valor da profundidade de carbonatação na região tracionada e não fissurada da viga

foi de 18,4 mm e na região fissurada foi de aproximadamente 24,2 mm, o que corresponde a

um aumento de 32%. Esta tendência indica o quanto a fissura facilita a difusão da frente de

carbonatação. Comparando o comportamento da região fissurada com a carbonatação

determinada nos corpos-de-prova, que foi de 18,7 mm, verifica-se um aumento de 29% na

profundidade de carbonatação. Isto indica que o estudo da carbonatação por meio de corpos-

de-prova não é representativo quando na região das fissuras.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

118

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continua.

a12 879634 5 10 11 cb

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura a Fissura 1

(mm)

= 0,06

= 0,04

(mm)

1,1 = 0,16

1,2 = 0,14

1,3 = 0,13

1,4 =0,09

1,5 = 0,09

1,6 = 0,06

x (mm)

8,3

7,4

5,7

x (mm)

10,4

7,2

5,3

6,2

3,8

2,6

Fissura 2 Fissura 3

(mm)

2,1 = 0,13

2,2 = 0,13

2,3 = 0,13

2,4 = 0,10

2,5 = 0,06

(mm)

3,1 = 0,16

3,2 = 0,13

3,3 = 0,11

3,4 = 0,08

x (mm)

1,9

1,0

0,8

0,0

0,3

Sem documento

fotográfico

---

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

119

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

a12 879634 5 10 11 cb

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura 4 Fissura 5

(mm)

4,1 = 0,13

4,2 = 0,13

4,3 = 0,11

4,4 = 0,11

4,5 = 0,08

4,6 = 0,02

(mm)

5,1 = 0,13

5,2 = 0,12

5,3 = 0,08

5,4 = 0,08

5,5 = 0,08

5,6 = 0,06

x (mm)

8,2

10,5

5,3

2,0

2,7

x (mm)

0,0

0,9

0,0

7,4

Seção AA

x (mm)

11,7 (20 mm)

7,5 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,6 (20 mm)

0,7 (25 mm)

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Zona de interface entre a pasta e o agregado.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

120

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

a12 879634 5 10 11 cb

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura 6 Fissura 7

(mm)

6,1 = 0,12

6,2 = 0,10

6,3 = 0,10

6,4 = 0,10

6,5 = 0,09

6,6 = 0,06

(mm)

7,1 = 0,12

7,2 = 0,11

7,3 = 0,09

7,4 = 0,07

7,5 = 0,04

x (mm)

11,2

1,9

0,9

0,0

x (mm)

20,0

4,1

9,0

0,0

Sem documento

fotográfico

---

Seção AA

x (mm)

7,1 (20 mm)

4,8 (25 mm)

Sem documento

fotográfico

---

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

121

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

a12 879634 5 10 11 cb

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura 8 Fissura 9

(mm)

8,1 = 0,15

8,2 = 0,12

8,3 = 0,12

8,4 = 0,10

8,5 = 0,08

8,6 = 0,05

(mm)

9,1 = 0,15

9,2 = 0,11

9,3 = 0,10

9,4 = 0,11

9,5 = 0,09

9,6 = 0,06

x (mm)

8,0

4,9

14,9

0,7

0,0

x (mm)

0,85

0,5

0,0

Seção AA

x (mm)

---

Seção AA

x (mm)

---

Média

x = 19,0 mm

Seção BB

x (mm)

18,8

17,8

13,8

24,3

17,9

21,5

Média

x = 22,2 mm

Seção BB

x (mm)

20,2

21,7

24,8

> 30,0

Zona de interface entre a pasta e o agregado.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

122

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

a12 879634 5 10 11 cb

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura 10 Fissura 11

(mm)

10,1 = 0,15

10,2 = 0,12

10,3 = 0,10

10,4 = 0,05

(mm)

11,1 = 0,09

11,2 = 0,09

11,3 = 0,09

11,4 = 0,05

x (mm)

13,6

20,5

7,2

1,6

1,2

0,0

x (mm)

4,0

0,6

0,0

Seção AA

x (mm)

3,3 (20 mm)

0,4 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

6,4 (20 mm)

4,1 (25 mm)

Média

x = 23,9 mm

Seção BB

x (mm)

29,0

22,6

24,3

21,3

22,3

Média

x = 21,4 mm

Seção BB

x (mm)

20,4

28,2

19,3

17,8

21,1

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

123

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

a12 879634 5 10 11 cb

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura b Fissura c

(mm)

= 0,06

= 0,04

(mm)

= 0,05

= 0,04

= 0,05

= 0,04

x (mm)

1,6

1,0

0,0

x (mm)

6,5

1,9

0,5

0,0

Seção AA

x (mm)

3,2 (20 mm)

1,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

8,8 (20 mm)

5,3 (25 mm)

Média

x = 19,3 mm

Seção BB

x (mm)

> 30,0

21,9

17,0

22,4

19,4

19,8

15,6

Média

x = 23,4 mm

Seção BB

x (mm)

> 30,0

24,4

22,0

23,9

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

124

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

1513 14

1817 2019

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

Fissura d Fissura 12

(mm)

= 0,07

= 0,04

(mm)

12,1 = 0,14

12,2 = 0,13

12,3 = 0,09

12,4 = 0,09

12,5 = 0,06

12,6 = 0,06

x (mm)

9,3

2,1

0,0

x (mm)

8,0

5,5

4,5

1,3

0,8

0,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

125

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

1513 14

1817 2019

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

Fissura 13 Fissura 14

(mm)

13,1 = 0,14

13,2 = 0,12

13,3 = 0,12

13,4 = 0,10

13,5 = 0,04

(mm)

14,1 = 0,12

14,2 = 0,12

14,3 = 0,11

14,4 = 0,08

14,5 = 0,04

x (mm)

2,3

0,3

0,5

4,0

x (mm)

8,7

0,7

5,5

0,9

Presença de

corrosão

Sem documento

fotográfico

---

Seção AA

x (mm)

2,9 (20 mm)

1,2 (25 mm)

Sem documento

fotográfico

---

Média

x = 23,6 mm

Seção BB

x (mm)

23,8

23,9

23,1

Zona de interface entre a pasta e o agregado.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

126

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

1513 14

1817 2019

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

Fissura 15 Fissura 16

(mm)

15,1 = 0,13

15,2 = 0,09

15,3 = 0,10

15,4 = 0,09

15,5 = 0,08

15,6 = 0,04

(mm)

16,1 = 0,14

16,2 = 0,10

16,3 = 0,09

16,4 = 0,06

16,5 = 0,05

x (mm)

15,7

6,2

0,7

2,5

x (mm)

7,2

1,6

0,3

0,2

Seção AA

x (mm)

3,2 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

3,0 (20 mm)

0,9 (25 mm)

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Zona de interface entre a pasta e o agregado.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

127

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

1513 14

1817 2019

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

Fissura 17 Fissura 18

(mm)

17,1 = 0,11

17,2 = 0,10

17,3 = 0,09

17,4 = 0,05

17,5 = 0,05

(mm)

18,1 = 0,14

18,2 = 0,12

18,3 = 0,11

18,4 = 0,08

18,5 = 0,03

x (mm)

15,8

3,9

1,1

0,8

Presença de

corrosão

x (mm)

6,7

2,2

1,3

0,8

0,6

0,3

Presença de

corrosão

Seção AA

x (mm)

1,5 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

3,3 (20 mm)

1,3 (25 mm)

Média

x = 20,3 mm

Seção BB

x (mm)

16,1

19,7

24,3

21,0

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

128

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

1513 14

1817 2019

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

Fissura 19 Fissura 20

(mm)

19,1 = 0,13

19,2 = 0,09

19,3 = 0,09

19,4 = 0,09

19,5 = 0,06

(mm)

20,1 = 0,13

20,2 = 0,11

20,3 = 0,10

20,4 = 0,05

20,5 = 0,03

x (mm)

12,6

5,3

2,6

0,3

0,7

Presença de

corrosão

x (mm)

16,6

13,2

8,0

0,6

Seção AA

x (mm)

3,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

11,6 (20 mm)

2,2 (25 mm)

Média

x = 23,1mm

Seção BB

x (mm)

26,0

24,7

22,3

19,4

Média

x = 24,9 mm

Seção BB

x (mm)

28,3

30,4

22,8

24,0

21,7

22,1

Zona de interface entre a pasta e o agregado.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

129

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

1513 14

1817 2019

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

Fissura e Fissura f

(mm)

= 0,03

= 0,04

(mm)

= 0,05

= 0,04

x (mm)

8,8

3,7

5,4

x (mm)

5,2

0,4

Presença de

corrosão

Seção AA

x (mm)

5,4 (20 mm)

1,5 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

5,5 (20 mm)

0,7 (25 mm)

Média

x = 20,9 mm

Seção BB

x (mm)

26,7

22,4

14,9

21,9

18,8

Média

x = 20,1 mm

Seção BB

x (mm)

19,8

16,5

21,4

23,7

19,2

20,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

130

Tabela 4.17 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Conclusão.

1513 14

1817 2019

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

Fissura g

Média

x = 18,1 mm

Seção BB - x (mm)

(mm)

= 0,03

= 0,04

x (mm)

8,8

3,7

5,4

Seção AA

x (mm)

9,9 (20 mm)

1,9 (25 mm)

18,3

19,6

21,2

15,7

17,2

19,0

15,9

4.4.2. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras da viga 2

O posicionamento das fissuras ao longo da viga, a abertura das fissuras, a

profundidade de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de 3 cm, a

carbonatação perpendicular (Seção AA) e ao longo da fissura (Seção BB) são apresentados na

tabela 4.18.

As fissuras marcadas com caneta azul surgiram durante a aplicação do carregamento e

as marcadas com caneta preta surgiram durante o período de pré-condicionamento e da

carbonatação acelerada, devido às acomodações da viga.

As aberturas das fissuras foram inferiores às exigências relativas à fissuração. O maior

valor de abertura de fissura determinado foi de 0,14 mm. Determinada a abertura das fissuras

a viga foi submetida à ciclos de molhagem e secagem durante um ano para posteriormente

determinar a carbonatação nas fissuras.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

131

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continua.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8 d

Fissura a Fissura b

(mm)

= 0,06

= 0,05

(mm)

= 0,05

= 0,04

x (mm)

0,6

Presença de

espaçador na

região fissurada

x (mm)

1,0

0,0

Na posição da

fissura está

carbonatado

Na posição da

armadura

existem alguns

pontos de

carbonatação

Seção AA

x (mm)

11,8 (20 mm)

6,2 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 21,8 mm

Seção BB

x (mm)

26,0

24,2

23,3

17,7

17,9

Média

x = 23,8 mm

Seção BB

x (mm)

30,2

26,3

33,0

27,7

19,9

15,0

14,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

132

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8d

Fissura 1 Fissura 2

(mm)

1,1 = 0,11

1,2 = 0,09

1,3 = 0,06

(mm)

2,1 = 0,10

2,2 = 0,07

2,3 = 0,07

x (mm)

1,7

0,0

x (mm)

Presença de

espaçador na

região

fissurada

Na posição da

fissura está

carbonatado

Presença de

carbonatação

na região da

armadura e

do espaçador

Seção AA

x (mm)

1,4 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

5,6 (20 mm)

1,7 (25 mm)

Média

x = 24,8 mm

Seção BB

x (mm)

24,2

28,6

24,0

22,0

25,4

Média

x = 28,0 mm

Seção BB

x (mm)

31,4

23,5

30,8

26,2

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

133

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8 d

Fissura 3 Fissura 4

(mm)

3,1 = 0,11

3,2 = 0,08

(mm)

4,1 = 0,10

4,2 = 0,08

4,3 = 0,07

x (mm)

0,8

0,4

0,0

x (mm)

1,8

0,7

0,0

Presença de

carbonatação

na posição da

armadura

Presença de

carbonatação

na fissura

Seção AA

x (mm)

4,1 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

0,7 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 24,5 mm

Seção BB

x (mm)

27,8

21,3

25,5

24,1

23,8

Média

x = 25,7 mm

Seção BB

x (mm)

28,4

25,2

29,0

21,2

24,7

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

134

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8d

Fissura 5 Fissura c

(mm)

5,1 = 0,09

5,2 = 0,06

5,3 = 0,07

(mm)

= 0,06

x (mm)

2,5

1,1

0,0

x (mm)

2,0

0,0

Presença de

carbonatação

na região da

armadura e da

fissura

Presença de

carbonato na

fissura

Seção AA

x (mm)

1,6 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,0 (20 mm)

0,7 (25 mm)

Média

x = 25,2 mm

Seção BB

x (mm)

26,0

25,7

26,6

23,6

24,0

Média

x = 24,3 mm

Seção BB

x (mm)

23,6

16,8

23,4

25,9

31,8

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

135

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8 d

Fissura 6 Fissura 7

(mm)

6,1 = 0,09

6,2 = 0,08

6,3 = 0,07

6,4 = 0,06

(mm)

7,1 = 0,10

7,2 = 0,05

x (mm)

6,7

0,0

x (mm)

1,7

0,0

Carbonatação

na região da

armadura e da

fissura

Carbonatação

na região da

armadura e

da fissura.

Presença de

corrosão na

barra de aço

longitudinal

Seção AA

x (mm)

5,8 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 22,0 mm

Seção BB

x (mm)

26,5

21,3

15,3

24,4

22,7

Média

x = 22,6 mm

Seção BB

x (mm)

22,1

29,7

22,0

17,2

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

136

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8d

Fissura 8 Fissura d

(mm)

8,1 = 0,14

8,2 = 0,09

8,3 = 0,06

8,4 = 0,05

(mm)

D = 0,05

Presença de

espaçador

x (mm)

0,0

Carbonatação na

região que se

posiciona o

espaçador

Carbonatação

na região da

armadura

Seção AA

x (mm)

6,0 (20 mm)

1,4 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,9 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 26,6 mm

Seção BB

x (mm)

30,6

33,5

26,9

17,2

24,6

Média

x = 25,1 mm

Seção BB

x (mm)

15,0

28,8

33,3

19,0

23,7

30,8

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

137

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8 d

Fissura 9 Fissura e

(mm)

9,1 = 0,09

9,2 = 0,06

9,3 = 0,02

(mm)

= 0,06

= 0,05

x (mm)

4,8

0,4

0,0

Presença de

espaçador

Carbonatação

na região da

armadura e da

fissura

Carbonatação

na posição da

armadura e do

espaçador

Seção AA

x (mm)

1,6 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,6 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 21,1 mm

Seção BB

x (mm)

22,3

17,7

23,7

23,3

16,8

22,9

Média

x = 20,7 mm

Seção BB

x (mm)

16,9

25,8

10,7

29,8

20,4

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

138

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

a 1b

Lado 1

Vão Central

34 5 c6 7 9e f8d

Fissura f Fissura g

(mm)

= 0,05

(mm)

= 0,09

= 0,05

x (mm)

4,9

0,4

0,0

x (mm)

0,9

0,0

Pontos de

carbonatação na

região da

armadura

Carbonatação

na região da

armadura

Seção AA

x (mm)

9,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,9 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 23,2 mm

Seção BB

x (mm)

25,0

20,6

22,7

17,9

29,7

Média

x = 27,3 mm

Seção BB

x (mm)

33,3

31,3

25,5

23,9

22,5

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

139

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

Vão Central

1110 12

14 16 17

Lado 2

h 13

Fissura 10 Fissura 11

(mm)

10,1 = 0,10

10,2 = 0,07

10,3 = 0,05

(mm)

11,1 = 0,10

11,2 = 0,09

11,3 = 0,07

11,4 = 0,05

Presença de

espaçador

x (mm)

21,8

0,0

Interface

pasta/agregado

Carbonatação na

região que se

encontra o

espaçador

Pontos de

carbonatação na

região da fissura

Seção AA

x (mm)

11,7 (20 mm)

7,1 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,5 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 25,1 mm

Seção BB

x (mm)

21,6

23,8

29,0

28,0

23,3

Média

x = 27,3 mm

Seção BB

x (mm)

31,3

25,6

32,7

29,6

24,4

20,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

140

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

Vão Central

1110 12

14 16 17

Lado 2

h 13

Fissura 12 Fissura h

(mm)

12,1 = 0,11

12,2 = 0,08

12,3 = 0,07

12,4 = 0,06

(mm)

= 0,07

= 0,06

x (mm)

4,9

0,8

0,0

x (mm)

5,4

0,8

0,0

Pontos de

carbonatação na

região da

armadura e da

fissura

Pontos de

carbonatação na

região da

armadura e da

fissura

Seção AA

x (mm)

5,2 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,6 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 24,0 mm

Seção BB

x (mm)

27,7

25,0

21,4

24,8

20,9

Média

x = 27,7 mm

Seção BB

x (mm)

24,6

20,8

34,4

30,4

28,7

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

141

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

Vão Central

1110 12

14 16 17

Lado 2

h 13

Fissura 13 Fissura 14

(mm)

13,1 = 0,09

13,2 = 0,07

13,3 = 0,08

(mm)

14,1 = 0,09

14,2 = 0,07

14,3 = 0,05

14,4 = 0,04

Presença de

espaçador

x (mm)

1,8

0,0

Seção AA

x (mm)

8,3 (20 mm)

4,9 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

2,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 18,1 mm

Seção BB

x (mm)

18,8

19,6

19,5

19,8

12,3

18,9

Média

x = 30,4 mm

Seção BB

x (mm)

35,5

32,3

34,3

22,8

27,1

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

142

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

Vão Central

1110 12

14 16 17

Lado 2

h 13

Fissura 15 Fissura 16

(mm)

15,1 = 0,07

15,2 = 0,07

15,3 = 0,07

15,4 = 0,07

15,5 = 0,04

(mm)

16,1 = 0,08

16,2 = 0,08

16,3 = 0,06

16,4 = 0,05

x (mm)

11,2

0,0

Interface

pasta/agregado

x (mm)

1,1

0,0

Carbonatação na

região da fissura

e da armadura

Carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Presença de

corrosão na

barra de aço

longitudinal.

Seção AA

x (mm)

1,8 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

2,2 (20 mm)

2,1 (25 mm)

Média

x = 29,4 mm

Seção BB

x (mm)

33,8

37,2

33,0

31,4

22,2

19,1

Média

x = 29,3 mm

Seção BB

x (mm)

38,1

33,0

37,3

20,3

26,4

20,7

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

143

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

Vão Central

1110 12

14 16 17

Lado 2

h 13

Fissura i Fissura 17

(mm)

= 0,08

= 0,06

(mm)

17,1 = 0,09

17,2 = 0,08

17,3 = 0,07

17,4 = 0,07

x (mm)

4,9

1,4

0,0

Presença de

espaçador

Carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Presença de

corrosão na

barra de aço

longitudinal.

Carbonatação

na posição da

armadura e do

espaçador

Seção AA

x (mm)

1,2 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

6,8 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 24,1 mm

Seção BB

x (mm)

35,8

24,4

19,7

21,4

19,0

Média

x = 15,8 mm

Seção BB

x (mm)

12,6

13,8

19,4

11,7

21,4

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

144

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

ExtremidadeExtremidade

Vão Central

1110 12

14 16 17

Lado 2

h 13

Fissura 18 Fissura 19

(mm)

18,1 = 0,12

18,2 = 0,08

18,3 = 0,04

18,4 = 0,04

(mm)

19,1 = 0,09

19,2 = 0,09

19,3 = 0,06

x (mm)

0,8

0,0

x (mm)

1,7

Interface

pasta/agregado

Carbonatação na

fissura

Carbonatação

na região da

armadura.

Seção AA

x (mm)

1,4 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,8 (20 mm)

1,7 (25 mm)

Média

x = 30,5 mm

Seção BB

x (mm)

33,3

26,9

29,5

35,5

27,5

Média

x = 29,4 mm

Seção BB

x (mm)

36,3

25,6

22,7

35,9

26,5

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

145

Tabela 4.18 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Conclusão.

ExtremidadeExtremidade

Vão Central

1110 12

14 16 17

Lado 2

h 13

Fissura j Fissura k

(mm)

= 0,07

= 0,06

(mm)

= 0,05

= 0,02

Presença de

espaçador

x (mm)

5,8

0,0

Carbonatação

na região da

armadura e

do espaçador

Não foi

observada a

presença da

carbonatação

na região da

armadura.

Seção AA

x (mm)

7,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

5,5 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 26,8 mm

Seção BB

x (mm)

20,3

28,3

31,8

23,5

30,4

Média

x = 20,1 mm

Seção BB

x (mm)

29,4

22,3

14,4

20,0

14,6

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

146

Nos corpos-de-prova referentes à seção AA que foram possíveis realizar a leitura da

profundidade de carbonatação foi obtido uma valor médio de 3,8 mm na posição de 2 cm e

0,9 mm na posição de 2,5 cm. Para as seções BB que foram determinadas as profundidades de

carbonatação obteve-se um valor médio de 24,8 mm.

O valor da profundidade de carbonatação na região tracionada e não fissurada desta

viga foi de 18,0 mm e na região fissurada foi de aproximadamente 24,8 mm, o que

corresponde a um aumento de 38%. Esta tendência indica o quanto a fissura facilita a difusão

da frente de carbonatação. Comparando o comportamento da região fissurada com a

carbonatação determinada nos corpos-de-prova, que foi de 21,9 mm, verifica-se um aumento

de 13% na profundidade de carbonatação. Isto indica que o estudo da carbonatação por meio

de corpos-de-prova não é representativo quando na região das fissuradas.

4.4.3. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras da viga 3

O posicionamento das fissuras ao longo da viga, a abertura das fissuras, a

profundidade de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de 3 cm, a

carbonatação perpendicular (Seção AA) e ao longo da fissura (Seção BB) são apresentados na

tabela 4.19.

A carbonatação determinada na seção AA foi realizada com espessuras de 2,0 cm e

2,5 cm, simulando cobrimentos com tais medidas. Foi observado que quanto maior a

espessura menor o valor da carbonatação na fissura, comportamento já observado nas vigas 1

e 2.

O maior valor de abertura de fissura determinado foi de 0,15 mm, sendo este inferior

ao valor de abertura de fissura recomendado para a classe de agressividade ambiental muito

forte que é de 0,2 mm segundo a NBR 6118 (2003).

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

147

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continua.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura a Fissura b

(mm)

= 0,06

= 0,04

= 0,03

(mm)

= 0,11

= 0,07

= 0,04

x (mm)

1,5

0,0

x (mm)

1,1

0,5

0,0

Presença de

carbonatação

na armadura

Não foi

observada a

presença da

carbonatação

na região da

fissura.

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,6 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 16,8 mm

Seção BB

x (mm)

27,5

22,6

18,4

15,8

14,6

14,0

12,0

9,8

Média

x = 17,9 mm

Seção BB

x (mm)

22,3

17,4

23,5

15,5

17,9

17,1

11,4

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

148

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura 1 Fissura 2

(mm)

1,1 = 0,10

1,2 = 0,07

1,3 = 0,08

1,4 = 0,06

1,5 = 0,03

(mm)

2,1 = 0,11

2,2 = 0,10

2,3 = 0,08

2,4 = 0,08

2,5 = 0,04

x (mm)

1,4

0,3

0,0

x (mm)

1,9

0,0

Presença de

carbonatação

na armadura

Presença de

carbonatação

na fissura

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,8 (20 mm)

1,0 (25 mm)

Média

x = 16,5 mm

Seção BB

x (mm)

22,9

19,9

16,8

14,6

11,2

13,5

Média

x = 16,6 mm

Seção BB

x (mm)

15,3

14,2

20,5

12,2

22,8

13,6

17,8

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

149

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura 3 Fissura 4

(mm)

3,1 = 0,15

3,2 = 0,10

3,3 = 0,07

3,4 = 0,05

3,5 = 0,04

3,6 = 0,03

(mm)

4,1 = 0,13

4,2 = 0,09

4,3 = 0,08

4,4 = 0,06

4,5 = 0,05

4,6 = 0,03

x (mm)

2,2

0,6

0,0

x (mm)

0,9

0,0

Não foi

observada a

presença de

carbonatação

na região da

fissura.

Não foi

observada a

presença de

carbonatação

na região da

fissura.

Seção AA

x (mm)

5,5 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 17,9 mm

Seção BB

x (mm)

26,1

16,0

13,2

15,8

17,4

19,2

Média

x = 25,6 mm

Seção BB

x (mm)

30,3

26,6

19,9

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

150

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura 5 Fissura c

(mm)

5,1 = 0,13

5,2 = 0,10

5,3 = 0,06

5,4 = 0,05

5,5 = 0,05

5,6 = 0,03

(mm)

= 0,10

= 0,08

= 0,06

= 0,05

= 0,02

x (mm)

3,6

0,5

0,0

x (mm)

1,0

0,5

0,0

Presença da

carbonatação

na região da

fissura.

Presença da

carbonatação

na região da

fissura.

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

9,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 26,1 mm

Seção BB

x (mm)

28,7

31,8

30,8

26,0

13,0

Média

x = 26,0 mm

Seção BB

x (mm)

29,8

24,5

27,0

22,3

27,4

24,9

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

151

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura 6 Fissura 7

(mm)

6,1 = 0,11

6,2 = 0,09

6,3 = 0,06

6,4 = 0,06

6,5 = 0,05

6,6 = 0,04

(mm)

7,1 = 0,11

7,2 = 0,07

7,3 = 0,06

7,4 = 0,04

x (mm)

0,0

x (mm)

1,7

0,4

0,0

Presença da

carbonatação

na região da

armadura.

Presença da

carbonatação

na região da

fissura.

Seção AA

x (mm)

4,6 (20 mm)

1,4 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 28,9 mm

Seção BB

x (mm)

36,4

28,4

32,7

15,1

30,2

30,6

Média

x = 26,2 mm

Seção BB

x (mm)

30,9

22,1

23,2

19,8

32,0

29,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

152

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura 8 Fissura d

(mm)

8,1 = 0,12

8,2 = 0,10

8,3 = 0,09

8,4 = 0,07

8,5 = 0,06

8,6 = 0,04

(mm)

= 0,09

= 0,05

= 0,04

x (mm)

1,5

0,0

x (mm)

1,0

0,8

0,0

Presença da

carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Pontos de

carbonatação

na região da

armadura.

Seção AA

x (mm)

1,2 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

3,1 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 23,8 mm

Seção BB

x (mm)

34,3

29,3

18,3

21,9

21,1

18,2

Média

x = 20,6 mm

Seção BB

x (mm)

13,1

28,8

27,7

23,9

29,1

9,3

12,5

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

153

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura 9 Fissura e

(mm)

9,1 = 0,10

9,2 = 0,08

9,3 = 0,05

9,4 = 0,05

9,5 = 0,03

(mm)

= 0,05

x (mm)

1,7

0,6

0,0

x (mm)

0,0

Não foi

observada a

presença da

carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Presença de

carbonatação

e pontos de

corrosão na

região da

armadura.

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

---

Média

x = 17,4 mm

Seção BB

x (mm)

12,4

16,4

27,6

18,2

21,0

14,7

11,9

Média

x = 10,7 mm

Seção BB

x (mm)

9,0

12,7

7,8

14,6

9,7

9,8

11,6

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

154

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura f Fissura g

(mm)

= 0,06

(mm)

= 0,06

= 0,04

x (mm)

0,0

x (mm)

0,8

0,0

Presença da

carbonatação

na região da

armadura.

Presença da

carbonatação

na região da

fissura.

---

Seção AA

x (mm)

---

Seção AA

x (mm)

0,00 (20 mm)

0,00 (25 mm)

Média

x = 18,6 mm

Seção BB

x (mm)

22,1

17,2

19,3

25,2

19,7

10,3

16,1

Média

x = 17,7 mm

Seção BB

x (mm)

28,1

19,5

15,1

12,2

13,8

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

155

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 1

Vão Central

543c6

Extremidade

Fissura m Fissura h

(mm)

= 0,06

= 0,05

(mm)

= 0,07

= 0,05

= 0,04

x (mm)

0,6

0,0

x (mm)

3,6

2,2

0,0

Não foi

observada a

presença da

carbonatação

na região da

fissura.

Pontos de

carbonatação

na região da

armadura.

Seção AA

x (mm)

1,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 16,2 mm

Seção BB

x (mm)

15,3

16,4

15,7

14,9

19,0

18,2

14,0

Média

x = 9,3 mm

Seção BB

x (mm)

9,3

11,6

9,0

9,5

7,4

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

156

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 2

Vão Central Extremidade

10h

Fissura L Fissura 10

(mm)

= 0,07

= 0,05

(mm)

10,1 = 0,09

10,2 = 0,07

10,3 = 0,02

x (mm)

0,7

0,0

x (mm)

0,9

0,0

Presença da

carbonatação

na região da

armadura e

do espaçador.

Pontos de

carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Seção AA

x (mm)

2,2 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

3,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 14,7 mm

Seção BB

x (mm)

23,7

15,9

8,7

15,5

8,8

15,7

Média

x = 18,1 mm

Seção BB

x (mm)

30,1

23,6

19,3

13,6

16,5

9,7

14,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

157

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 2

Vão Central Extremidade

10h

Fissura 11 Fissura 12

(mm)

11,1 = 0,12

11,2 = 0,10

11,3 = 0,08

11,4 = 0,06

11,5 = 0,04

(mm)

12,1 = 0,13

12,2 = 0,09

12,3 = 0,08

12,4 = 0,05

x (mm)

0,5

0,1

0,0

x (mm)

0,0

Pontos de

carbonatação

na região da

fissura.

Presença da

carbonatação

na região da

armadura.

Seção AA

x (mm)

1,9 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,8 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 25,8 mm

Seção BB

x (mm)

29,5

32,7

21,3

27,8

22,9

30,9

15,7

Média

x = 25,2 mm

Seção BB

x (mm)

43,3

40,8

26,9

16,3

14,9

17,7

16,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

158

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 2

Vão Central Extremidade

10h

Fissura 13 Fissura 14

(mm)

13,1 = 0,10

13,2 = 0,08

13,3 = 0,07

13,4 = 0,05

13,5 = 0,03

(mm)

14,1 = 0,13

14,2 = 0,09

14,3 = 0,08

14,4 = 0,05

14,5 = 0,03

x (mm)

0,3

0,1

0,0

x (mm)

1,0

0,2

0,0

Presença de

carbonatação

na região da

armadura.

Presença da

carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Média

x = 17,5 mm

Seção BB

x (mm)

23,5

17,7

13,7

20,4

15,7

14,0

17,9

Média

x = 28,5 mm

Seção BB

x (mm)

36,1

28,7

29,9

24,7

23,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

159

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 2

Vão Central

Extremidade

10h

Fissura i Fissura 15

(mm)

= 0,07

= 0,05

= 0,04

= 0,03

(mm)

15,1 = 0,12

15,2 = 0,07

15,3 = 0,05

15,4 = 0,05

x (mm)

1,0

0,0

x (mm)

0,6

0,2

0,1

Presença de

carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Presença de

carbonatação

na região da

fissura.

Seção AA

x (mm)

5,3 (20 mm)

1,9 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

5,7 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 23,1 mm

Seção BB

x (mm)

36,8

26,5

13,3

16,6

19,3

23,5

25,7

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

160

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 2

Vão Central Extremidade

10h

Fissura 16 Fissura 17

(mm)

16,1 = 0,15

16,2 = 0,09

16,3 = 0,07

16,4 = 0,05

16,5 = 0,03

(mm)

17,1 = 0,13

17,2 = 0,09

17,3 = 0,06

17,4 = 0,06

17,5 = 0,04

x (mm)

2,0

1,6

0,1

x (mm)

4,0

0,2

0,1

Presença de

carbonatação

na região da

fissura.

Presença de

carbonatação

na região da

fissura.

Seção AA

x (mm)

9,3 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

1,2 (20 mm)

--- (25 mm)

Média

x = 20,5 mm

Seção BB

x (mm)

20,6

14,8

26,0

19,1

25,7

16,6

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

161

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Continuação.

Extremidade

Lado 2

Vão Central Extremidade

10h

Fissura 18 Fissura 19

(mm)

18,1 = 0,10

18,2 = 0,07

18,3 = 0,06

18,4 = 0,05

18,5 = 0,02

(mm)

19,1 = 0,11

19,2 = 0,07

19,3 = 0,05

19,4 = 0,04

19,5 = 0,02

x (mm)

0,2

0,1

x (mm)

0,0

Presença de

carbonatação

na região da

fissura e da

armadura.

Pontos de

carbonatação

na região da

armadura.

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Seção AA

x (mm)

0,0 (20 mm)

0,0 (25 mm)

Média

x = 23,7 mm

Seção BB

x (mm)

38,6

25,6

28,0

24,9

28,5

15,3

12,9

27,8

13,6

21,9

Média

x = 22,0 mm

Seção BB

x (mm)

28,1

25,3

36,1

31,4

27,8

15,3

11,9

14,8

19,9

9,8

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

162

Tabela 4.19 – Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras,

profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de

3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. Conclusão.

Extremidade

Lado 2

Vão Central Extremidade

10h

Fissura j Fissura k

(mm)

= 0,07

= 0,05

= 0,03

(mm)

= 0,07

= 0,05

= 0,03

x (mm)

0,2

0,0

x (mm)

0,0

---

Sem documento

fotográfico

---

Seção AA

x (mm)

---

Sem documento

fotográfico

---

Seção BB

x (mm)

> 30,0

Sem documento

fotográfico

---

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

163

Nos corpos-de-prova referentes à seção AA que foram possíveis realizar a leitura da

profundidade de carbonatação foi obtido uma valor médio de 2,3 mm na posição de 2 cm e

0,2 mm na posição de 2,5 cm.

Nas seções BB foi determinado um valor médio de 21,4 mm de profundidade de

carbonatação e na região tracionada não fissurada da viga foi de 14,4 mm. Esta variação nas

leituras de carbonatação corresponde a um aumento de 48%, indicando a facilidade de difusão

da frente de carbonatação na região fissurada. Comparando o comportamento da região

fissurada com a carbonatação determinada nos corpos-de-prova, que foi de 13,8 mm, verifica-

se um aumento de 55% na profundidade de carbonatação. Isto indica que o estudo da

carbonatação por meio de corpos-de-prova é invalidado para regiões fissuradas.

4.4.4. Análise dos resultados da carbonatação em fissuras das vigas 1, 2 e 3

Comparando os resultados de carbonatação na seção BB das vigas 1, 2 e 3

observaram-se uma mesma tendência de comportamento ao longo da fissura, Figura 4.48. O

valor médio da profundidade de carbonatação nas fissuras ficou entre 20 e 25 mm, mas vale

ressaltar que em várias regiões da fissura a armadura que estava posicionada a 30 mm foi

atingida. As fissuras proporcionam um caminho preferencial para a difusão do dióxido de

carbono invalidando a eficiência do concreto de elevado desempenho para idades avançadas.

Corte BB

x (mm)

Viga 1

Viga 2

a 3

Figura 4.48 – Profundidade da frente de carbonatação medida na seção BB das vigas 1, 2 e 3.

Na figura 4.49 são apresentados os valores da profundidade de carbonatação obtidos

em uma determinada posição da fissura e com espessura do cobrimento de 2,0 cm e 2,5 cm,

seção AA. Observa-se que para todas as vigas foram obtidos maiores valores de profundidade

de carbonatação para um cobrimento com espessura de 2,0 cm. A redução da profundidade de

carbonatação em direção ao interior da fissura deve-se à redução da intensidade de difusão do

. Os menores valores de carbonatação são atribuídos às vigas 2 e 3 com adição de SFS e

SCA respectivamente, sendo a sílica da casca de arroz mais eficiente.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

164

2,5 cm 2,0 cm

x (mm)

Viga 1

Viga 2

Viga 3

3 cm

Fissura

2 cm

2,5 cm

Região carbonatada

Região não carbonatada

Leitura

Figura 4.49 – Profundidade da frente de carbonatação medida na posição da fissura em

espessuras de cobrimento de 2,0 cm e 2,5 cm, para as vigas 1, 2 e 3.

São apresentados no gráfico da figura 4.50 os valores médios da profundidade e

carbonatação determinados ao longo de todo o comprimento das fissuras referentes às vigas 1,

2 e 3. Estas leituras foram realizadas na posição em que o cobrimento tem uma espessura de

3,0 cm. Estes resultados não são comparativos aos apresentados no gráfico da figura 4.49

porque aquelas leituras foram realizadas em uma determinada posição da fissura e estas foram

realizadas em toda a sua extensão. Novamente as vigas com adição de sílica foram as que

apresentaram menores profundidades de carbonatação e com um maior destaque para a SCA,

viga 3.

x (mm)

Viga 1

Viga 2

a 3

Figura 4.50 – Profundidade da frente de carbonatação medida ao longo de todo o

comprimento da fissura e na espessura de 3,0 cm de cobrimento, para as vigas 1, 2 e 3.

Conforme observado nos documentos fotográficos apresentados nas tabelas 4.17, 4.18

e 4.19, a espessura do cobrimento foi satisfatória para as regiões sem a presença de fissuras,

uma vez que a armadura não foi atingida pela frente de carbonatação. Na região fissurada a

função de proteção do cobrimento foi invalidada, o que facilitou a difusão do dióxido de

carbono para regiões internas da viga, despassivou a armadura e com a presença da umidade

desencadeou a corrosão.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

165

4.4.5. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras do modelo 1

Nas vigas em escala reduzida foram realizados os mesmos ensaios referentes às vigas

em escala natural, com exceção dos ciclos de secagem e molhagem para verificar o possível

surgimento da corrosão.

O posicionamento das fissuras, as aberturas de fissuras, o concreto que foi extraído da

viga na região fissurada, a carbonatação determinada na seção BB ao longo da fissura são

apresentados na tabela 4.20. Não foi possível determinar os valores de carbonatação ao longo

do comprimento da fissura e nem na posição da seção AA, uma vez que a profundidade de

carbonatação foi superior ao cobrimento dos modelos.

A utilização de modelos físicos reduzidos com o fator de escala 1:5,0 não foi

satisfatória para comparar o comportamento da frente de carbonatação na fissura uma vez que

a carbonatação foi superior à esperada.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

166

Tabela 4.20 – Posicionamento das fissuras no modelo 1, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB.Continua.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura 1

(mm)

1,1 = 0,05

1,2 = 0,04

1,3 = 0,03

1,4 = 0,03

1,5 = 0,02

Fissura 2

(mm)

2,1 = 0,06

2,2 = 0,06

2,3 = 0,05

2,4 = 0,03

2,5 = 0,02

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

10,7

Seção BB

x (mm)

11,0

Fissura 3

(mm)

3,1 = 0,04

3,2 = 0,03

3,3

= 0,03

3,4 = 0,02

3,5 = 0,02

Fissura 4

(mm)

4,1 = 0,05

4,2 = 0,04

4,3

= 0,03

4,4 = 0,02

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

> 7,0

Seção BB

x (mm)

> 7,6

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

167

Tabela 4.20 – Posicionamento das fissuras no modelo 1, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

Fissura 5

(mm)

5,1 = 0,05

5,2 = 0,04

5,3

= 0,04

5,4 = 0,03

5,5 = 0,02

Fissura 6

(mm)

6,1 = 0,03

6,2 = 0,02

6,3

= 0,02

Carbonatado

na posição

da armadura

e da fissura

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

10,4

Seção BB

x (mm)

8,8

Fissura 7

(mm)

7,1 = 0,02

7,2 = 0,02

Fissura 8

(mm)

8,1 = 0,03

8,2 = 0,03

8,3 = 0,04

8,4 = 0,03

8,5 = 0,02

Carbonatado

na posição

da armadura

e da fissura

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

9,6

Seção BB

x (mm)

> 10,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

168

Tabela 4.20 – Posicionamento das fissuras no modelo 1, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

91012 15141311

Fissura 9

(mm)

9,1 = 0,05

9,2 = 0,04

9,3

= 0,04

9,4 = 0,02

Fissura 10

(mm)

10,1 = 0,05

10,2 = 0,05

10,3 = 0,05

10,4 = 0,03

10,5 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

11,6

Seção BB

x (mm)

7,6

Fissura 11

(mm)

11,1 = 0,02

11,2 = 0,01

Fissura 12

(mm)

12,1 = 0,03

12,2 = 0,02

12,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

10,9

Seção BB

x (mm)

8,8

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

169

Tabela 4.20 – Posicionamento das fissuras no modelo 1, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Conclusão.

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

91012 15141311

Fissura 13

(mm)

13,1 = 0,05

13,2 = 0,06

13,3

= 0,03

13,4 = 0,02

13,5 = 0,02

Fissura 14

(mm)

14,1 = 0,04

14,2 = 0,03

14,3

= 0,03

14,4 = 0,02

14,5 = 0,02

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

10,2

Seção BB

x (mm)

11,2

Fissura 15

(mm)

15,1 = 0,04

15,2 = 0,04

15,3 = 0,03

15,4 = 0,03

15,5 = 0,02

Fissura 16

(mm)

16,1 = 0,05

16,2 = 0,04

16,3 = 0,03

16,4 = 0,03

16,5 = 0,02

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

---

Seção BB

x (mm)

> 10,0

Fissura 17

(mm)

17,1 = 0,04

17,2 = 0,03

17,3

= 0,03

17,4 = 0,02

17,5 = 0,02

Seção BB

x (mm)

9,2

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

170

4.4.6. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras do modelo 2

No modelo 2 foi observado o mesmo comportamento do modelo 1. O posicionamento

das fissuras, as aberturas de fissuras, o concreto que foi extraído da viga na região fissurada, a

carbonatação determinada na seção BB ao longo da fissura são apresentados na tabela 4.21.

Tabela 4.21 – Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continua.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

109

Fissura 1

(mm)

1,1 = 0,07

1,2 = 0,04

1,3 = 0,02

Fissura 2

(mm)

2,1 = 0,05

2,2 = 0,04

2,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

9,2

Seção BB

x (mm)

> 6,2

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

171

Tabela 4.21 – Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

109

Fissura 3

(mm)

3,1 = 0,05

3,2 = 0,05

3,3 = 0,04

3,4 = 0,04

3,5 = 0,02

Fissura 4

(mm)

4,1 = 0,05

4,2 = 0,05

4,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura

Carbonatado

na posição

da armadura

e da fissura

Seção BB

x (mm)

10,5

6,9

Seção BB

x (mm)

7,8

Fissura 5

(mm)

5,1 = 0,07

5,2 = 0,04

5,3 = 0,05

5,4 = 0,03

5,5 = 0,03

Fissura 6

(mm)

6,1 = 0,05

6,2 = 0,03

6,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado

na posição

da armadura

e da fissura

Seção BB

x (mm)

7,5

Seção BB

x (mm)

> 10,2

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

172

Tabela 4.21 – Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

109

Fissura 7

(mm)

7,1 = 0,10

7,2 = 0,08

7,3 = 0,05

7,4 = 0,04

7,5 = 0,03

Fissura 8

(mm)

8,1 = 0,06

8,2 = 0,05

8,3 = 0,04

8,4 = 0,04

8,5 = 0,03

8,6 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

9,2

8,1

7,6

Seção BB

x (mm)

---

Fissura 9

(mm)

9,1 = 0,04

9,2 = 0,03

9,3 = 0,03

Fissura 10

(mm)

10,1 = 0,06

10,2 = 0,03

10,3 = 0,03

10,4 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado

na posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

---

Seção BB

x (mm)

> 6,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

173

Tabela 4.21 – Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

13 14 15 18171611 12

Fissura 11

(mm)

11,1 = 0,06

11,2 = 0,05

11,3 = 0,03

11,4 = 0,05

11,5 = 0,05

11,6 = 0,02

Fissura 12

(mm)

12,1 = 0,08

12,2 = 0,06

12,3 = 0,06

12,4 = 0,05

12,5 = 0,04

12,6 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Sem documento

fotográfico

---

Seção BB

x (mm)

9,1

Seção BB

x (mm)

> 8,6

Fissura 13

(mm)

13,1 = 0,05

13,2 = 0,05

13,3 = 0,04

13,4 = 0,03

13,5 = 0,02

Fissura 14

(mm)

14,1 = 0,08

14,2 = 0,07

14,3 = 0,06

14,4 = 0,04

14,5 = 0,03

14,6 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

> 5,1

Seção BB

x (mm)

7,7

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

174

Tabela 4.21 – Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

13 14 15 18171611 12

Fissura 15

(mm)

15,1 = 0,03

15,2 = 0,02

15,3 = 0,02

15,4 = 0,02

Fissura 16

(mm)

16,1 = 0,06

16,2 = 0,05

16,3 = 0,04

16,4 = 0,03

16,5 = 0,04

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

> 7,9

Sem documento

fotográfico

Seção BB

x (mm)

> 9,2

Fissura 17

(mm)

17,1 = 0,04

17,2 = 0,03

17,3 = 0,02

17,4 = 0,02

Fissura 18

(mm)

18,1 = 0,05

18,2 = 0,04

18,3 = 0,02

18,4 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Sem documento

fotográfico

Seção BB

x (mm)

> 10,4

Sem documento

fotográfico

Seção BB

x (mm)

> 9,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

175

Tabela 4.21 – Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Conclusão.

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

13 14 15 18171611 12

Fissura 19

(mm)

19,1 = 0,05

19,2 = 0,03

19,3 = 0,02

19,4 = 0,02

Fissura 20

(mm)

20,1 = 0,06

20,2 = 0,06

20,3 = 0,04

20,4 = 0,03

20,5 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

> 10,0

Seção BB

x (mm)

> 10,8

4.4.7. Determinação da frente de carbonatação nas fissuras do modelo 3

Na tabela 4.22 apresenta-se o posicionamento das fissuras ao longo do modelo 3, as

aberturas das fissuras, o concreto que foi extraído na posição da fissura e a carbonatação

observada na seção BB. O modelo 3 apresentou o mesmo comportamento dos modelos 1 e 2,

mas a intensidade da carbonatação foi inferior. Este comportamento também foi verificado na

viga 3 em escala natural e está associado à adição da SCA.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

176

Tabela 4.22 – Posicionamento das fissuras no modelo 3, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continua.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

1091112

Fissura 1

(mm)

1,1 = 0,03

1,2 = 0,03

1,3 = 0,02

1,4 = 0,02

Fissura 2

(mm)

2,1 = 0,03

2,2 = 0,02

2,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura

Seção BB

x (mm)

> 7,2

Seção BB

x (mm)

> 8,0

Fissura 3

(mm)

3,1 = 0,02

3,2 = 0,02

Fissura 4

(mm)

4,1 = 0,04

4,2 = 0,03

4,3 = 0,03

4,4 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

7,0

3,9

2,6

Seção BB

x (mm)

7,3

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

177

Tabela 4.22 – Posicionamento das fissuras no modelo 3, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

1091112

Fissura 5

(mm)

5,1 = 0,04

5,2 = 0,02

Fissura 6

(mm)

6,1 = 0,03

6,2 = 0,02

6,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura

Seção BB

x (mm)

9,3

Seção BB

x (mm)

6,8

6,3

Fissura 7

(mm)

7,1 = 0,04

7,2 = 0,03

7,3 = 0,02

Fissura 8

(mm)

8,1 = 0,04

8,2 = 0,03

8,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

7,2

Seção BB

x (mm)

> 8,5

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

178

Tabela 4.22 – Posicionamento das fissuras no modelo 3, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

876345

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 1

1091112

Fissura 9

(mm)

9,1 = 0,03

9,2 = 0,02

9,3 = 0,02

Fissura 10

(mm)

10,1 = 0,04

10,2 = 0,03

10,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

7,2

Seção BB

x (mm)

> 7,9

Fissura 11

(mm)

11,1 = 0,03

11,2 = 0,03

11,3 = 0,02

Fissura 12

(mm)

12,1 = 0,03

12,2 = 0,02

12,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

4,4

3,1

1,5

Seção BB

x (mm)

8,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

179

Tabela 4.22 – Posicionamento das fissuras no modelo 3, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Continuação.

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

13 14 15

1716

Fissura 13

(mm)

13,1 = 0,04

13,2 = 0,03

13,3 = 0,02

13,4 = 0,02

Fissura 14

(mm)

14,1 = 0,04

14,2 = 0,04

14,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

> 9,5

Seção BB

x (mm)

10,3

Fissura 15

(mm)

15,1 = 0,05

15,2 = 0,03

15,3 = 0,02

Fissura 16

(mm)

16,1 = 0,06

16,2 = 0,05

16,3 = 0,02

16,4 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

10,6

Seção BB

x (mm)

> 8,1

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

180

Tabela 4.22 – Posicionamento das fissuras no modelo 3, abertura das fissuras, concreto

extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. Conclusão.

Extremidade Vão Central Extremidade

Lado 2

13 14 15

1716

Fissura 17

(mm)

17,1 = 0,03

17,2 = 0,02

17,3 = 0,02

Fissura 18

(mm)

18,1 = 0,04

18,2 = 0,03

18,3 = 0,02

18,4 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

8,4

7,5

4,8

Seção BB

x (mm)

9,4

Fissura 19

(mm)

19,1 = 0,03

19,2 = 0,02

19,3 = 0,02

Fissura 20

(mm)

20,1 = 0,04

20,2 = 0,02

20,3 = 0,02

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Carbonatado na

posição da

armadura e da

fissura

Seção BB

x (mm)

10,3

Seção BB

x (mm)

7,4

4.4.8. Análise dos resultados da carbonatação em fissuras dos modelos 1, 2 e 3

Na tabela 4.23 e na figura 4.51 são apresentados os valores médios das profundidades

de carbonatação das fissuras, as quais foram determinadas na seção BB dos modelos 1, 2 e 3.

Observando os valores percentuais da tabela 4.23 pode-se afirmar que a profundidade

de carbonatação determinada na seção BB do modelo 1 extrapolado foi 44% inferior do valor

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

181

da viga 1, o modelo 2 extrapolado foi 34% menor que a viga 2 e o modelo 3 foi 21% menor

que a viga 3. Uma excelente confiabilidade para os modelos físicos reduzidos é atingida para

uma variação de até 10% entre os resultados e uma adequada confiabilidade é atingida para

variação de 30%. Portanto a extrapolação dos resultados de carbonatação na fissura (seção

BB) não é satisfatória para modelos.

Corte BB

x (mm)

Modelo 1

Modelo 2

Modelo 3

Figura 4.51 – Profundidade da frente de carbonatação medida na seção BB dos modelos 1, 2

e 3.

Tabela 4.23 – Valores médios da profundidade de carbonatação determinados na seção BB

das vigas em escala natural, dos modelos, valores extrapolados dos modelos para as vigas em

escala natural e variação percentual dos resultados.

Seção BB

x (mm) %

Modelo 1

9,7

Modelo 1 extrapolado

13,5

Viga 1

24,2

56%

Modelo 2

8,4

Modelo 2 extrapolado

16,3

Viga 2

24,8

66%

Modelo 3

7,8

Modelo 3 extrapolado

16,9

Viga 3

21,4

79%

A determinação da profundidade de carbonatação na fissura não é satisfatória quando

se utiliza modelos físicos reduzidos com escala 1:5,0. A limitação dos modelos físicos

reduzidos na posição da fissura está associada à abertura das fissuras e porque a carbonatação

do modelo foi superior ao cobrimento. Conforme será apresentado no item a seguir, quanto

menor a abertura de fissuras menor será a profundidade da frente de carbonatação o que

justifica os menores valores observados nos modelos (seção BB). A impossibilidade de

analisar a frente de carbonatação ortogonal à fissura está associada à carbonatação ser maior

que o cobrimento. Portanto torna-se necessário implementar pesquisas para verificar a

viabilidade de um novo coeficiente de correlação específico para a fissura, considerando o

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

182

valor de sua abertura, a variação da seção transversal e a mudança dos materiais (concreto x

argamassa). Vale ressaltar que os demais estudos com modelos físicos reduzidos foram

satisfatórios, sendo este limitado apenas na posição da fissura.

4.4.9. Análise estatística da abertura das fissuras e ajuste de equações que representa a

tendência da carbonatação na fissura

Na tabela 4.24 são apresentadas as médias e o desvio padrão das aberturas de fissuras.

Comparando as vigas 2 e 3 em relação à viga 1 observa-se uma redução das aberturas de

fissura altamente significativa. Para a viga 2 em relação a viga 1 p = 4,09.10

-5

e para a viga 3

em relação a viga 1 p = 9,43.10

-8

. O mesmo comportamento foi observado nos modelos

físicos reduzidos. A redução de abertura das fissuras dos modelos 2 e 3 em relação ao modelo

1 foram significativas p = 0,00125 e p = 0,01869 respectivamente.

As reduções significativas nas aberturas das fissuras das vigas 2 e 3 em escala natural

e reduzida estão relacionadas à adição da sílica ativa. Com a utilização da sílica ativa tem-se a

reação pozolânica que transforma o CH em C-S-H. Esta mudança da microestrutura

proporciona uma melhoria na pasta de cimento, o que dificulta a propagação da fissura.

Conforme a análise microestrutural que será apresentada a posteriori a tendência da fissura é

surgir na região constituída por hidróxido de cálcio, portanto com adição da sílica ativa tem-se

uma redução na quantidade de CH e consequentemente a redução na abertura de fissuras.

Comparando as vigas constituídas com a sílica extraída da casca de arroz e com a

sílica de Fe-Si ou silício metálico observa-se que as vigas com a SCA além de apresentarem

menores valores de profundidade de carbonatação também apresentaram menores aberturas

de fissuras. Esta eficiência está associada ao menor tamanho do grão da SCA, o que

proporciona uma melhor reação pozolânica da mistura.

Tabela 4.24 – Estatística descritiva das aberturas de fissuras de acordo com os

posicionamentos na extremidade ou no vão central da viga em escala natural ou reduzida.

Extremidade Vão Central

Média Desvio padrão w

Média Desvio padrão

Viga 1

0,08 0,037 0,10 0,031

Viga 2

0,07 0,023 0,07 0,019

Viga 3

0,06 0,024 0,07 0,032

Modelo 1

0,04 0,011 0,03 0,013

Modelo 2

0,04 0,017 0,04 0,018

Modelo 3

0,03 0,009 0,03 0,010

As vigas em escala natural apresentaram um acréscimo significativo nas aberturas de

fissuras presentes no vão central em relação às extremidades, p = 0,000199. O mesmo

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

183

comportamento não foi observado nas vigas em escala reduzida p = 0,80320. Este

comportamento pode ser explicado pela tendência que os modelos físicos reduzidos têm de

apresentar menor quantidade de fissuras e com maiores aberturas.

No gráfico da figura 4.52 são apresentados os valores da profundidade de

carbonatação determinados ao longo de todo o comprimento das fissuras referentes às vigas 1,

2 e 3, sendo estas leituras realizadas a 3,0 cm da face. A análise estatística da profundidade de

carbonatação nas fissuras demonstrou que a carbonatação aumenta com o aumento da

abertura das fissuras. Os maiores valores de profundidade de carbonatação estão associados à

viga 1, uma vez que foi a que apresentou maiores aberturas de fissuras. A correlação entre

profundidade de carbonatação e abertura de fissura foi significativa com p < 0,0005.

x (mm)

0.02 0.06 0.10 0.14

0 5 10 15 20

(mm)

Figura 4.52 – Profundidade da frente de carbonatação versus abertura de fissura de acordo

com o tipo de viga (viga 1-preto, viga 2-vermelho, viga 3-azul) e sua posição ao longo do

comprimento (• - extremidade;

 - vão central).

Na tentativa de correlacionar abertura de fissuras e o quanto a carbonatação pode

penetrar ao interior da viga, foi realizado um ajuste com os valores de profundidade de

carbonatação determinados na seção BB das fissuras, Figura 4.53.

As análises do ajuste das equações foram realizadas por meio do valor de R

e p, sendo

considerado o melhor ajuste para valores próximos de 1 e < 0,05 respectivamente. No ajuste

da viga 1 foi obtido R

= 0,289 e p = 0,0175, embora R

seja pequeno este ajuste pode ser

considerado significativo pelo valor de p. Para a Viga 2 R

= 0,058 e p = 0,19939, portanto

este ajuste não é significativo. O ajuste da viga 3 foi considerado significativo com R

= 0,268

e p = 0,00286.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

184

x = 56,386w

+ 18,168

= 0,2894

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20

Abertura das fissuras (mm)

x (mm)

(a)

x = 37,997w

+ 21,575

= 0,0581

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20

Abertura das fissuras (mm)

x (mm)

(b)

x = 103,2w

+ 11,001

= 0,268

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20

Abertura das fissuras (mm)

x (mm)

(c)

Figura 4.53 – Ajuste de equações para quantificar a profundidade de carbonatação versus

abertura de fissura (a) viga 1, (b) viga 2 e (c) viga 3.

Analisando a figura 4.53 observa-se que para a região não fissurada (w

= 0) as

equações predizem valores próximos aos obtidos em corpos-de-prova carbonatados, Tabela

4.25. Conforme os ajustes realizados a tendência da difusão da frente de carbonatação na

fissura pode ser representada por uma equação linear, Equação 4.1.

Tabela 4.25 – Profundidades das frentes de carbonatação determinadas em corpos-de-prova e

calculadas pelas equações ajustadas, quando a abertura da fissura vale zero.

Vigas

x (mm)

Corpos-de-prova

Valores das equações

quando w

= 0

Relação

(%)

1 18,7 18,168 97,0

2 21,9 21,575 98,5

3 13,8 11,001 80,0

cpk

xwD x

⋅

(4.1)

Sendo:

x = profundidade de carbonatação na fissura (mm);

D = parâmetro que depende do coeficiente de difusão do CO

na fissura;

= abertura da fissura (mm);

= profundidade de carbonatação determinada em corpos-de-prova (mm)

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

185

Conforme observado nos gráficos da figura 4.53, quanto maior o valor da

profundidade de carbonatação determinado em corpos-de-prova menor o valor do parâmetro

D. Uma possível explicação para este comportamento seria que concretos com maiores

coeficientes de difusão facilitam a penetração da frente de carbonatação para seu interior e

consequentemente diminuem sua intensidade ao longo do comprimento da fissura. No caso de

concretos com menores coeficientes de difusão o ataque às superfícies da fissura tende a

diminuir e como o dióxido de carbono não foi consumido, este tende a difundir para a região

mais interna da fissura. Tendência esta também verificada por Richardson (1988).

4.5. VERIFICAÇÃO DA CORROSÃO NAS BARRAS DE AÇO DA

ARMADURA

Na figura 4.54 ilustra-se a extração de um corpo-de-prova da região da viga que se

localizava acima das barras de aço e na posição da fissura. Este corpo-de-prova foi ensaiado a

tração objetivando separá-lo ao meio. Foi aspergida uma solução indicadora de pH e na

posição da fissura observa-se uma coloração mais clara da solução, indicando o início da

carbonatação na fissura. A outra metade do corpo-de-prova na qual não foi realizada a

aspersão da solução observa-se que na região mais clara situa-se a fissura carbonatada. Este

corpo-de-prova foi extraído acima das barras longitudinais da viga, portanto a carbonatação é

mais intensa na região das barras conforme observado nas tabelas 4.17, 4.18 e 4.19.

12 1413 15 17

18 ge20

3 m

(a)

(b)

Figura 4.54 – (a) Localização do corpo-de-prova extraído da viga, (b) Corpo-de-prova

fissurado no qual se observam as diferenças entre a frente de carbonatação a partir da

superfície superior e ao longo da fissura.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

186

Comparando a difusão da frente de carbonatação nas regiões com e sem fissuras das

vigas observa-se que a determinação da carbonatação em corpos-de-prova moldados é

representativa apenas para regiões sem fissuras. A presença de fissura facilita a difusão do

, ultrapassando o cobrimento e atingindo a armadura com facilidade.

Vale ressaltar que a carbonatação não está inexoravelmente ligada à corrosão da

armadura. A carbonatação reduz o valor do pH, deixa a armadura despassivada e pode dar

início ao processo de corrosão se houver umidade.

As vigas carbonatadas foram submetidas a ciclos de molhagem e secagem durante um

ano, foram determinadas as profundidades de carbonatação nos pontos de leituras das

aberturas das fissuras e verificou-se a presença de pontos de corrosão na barra de aço inferior.

A corrosão observada na barra de aço superior foi desprezada porque foi extraído corpos-de-

prova na região, figura 4.55 e 4.56.

(a)

(b)

Figura 4.55 – Concreto manchado com pontos de corrosão da barra de aço inferior (a)

abertura de fissura w = 0,13 mm, (b) abertura de fissura w = 0,13 mm.

(a)

(b)

(c)

Figura 4.56 – Concreto manchado com pontos de corrosão da barra de aço inferior (a)

abertura de fissura w = 0,14 mm, (b) abertura de fissura w = 0,11 mm e (c) abertura de fissura

w = 0,14 mm.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

187

A presença de fissura juntamente com a carbonatação e a umidade proporcionam

condições ideais para desencadear a corrosão. Apenas um ano de umidade foi suficiente para

iniciar a corrosão da armadura.

4.6. INFLUÊNCIA DA VARIAÇÃO DA CONCENTRAÇÃO DE

DIÓXIDO DE CARBONO NA PROFUNDIDADE DE CARBONATAÇÃO

Em virtude da necessidade de realizar ensaios de carbonatação num período de tempo

relativamente curto, os pesquisadores sobre o assunto optam por ensaios realizados com um

teor de CO

mais elevado do que o encontrado no meio ambiente.

Tendo em vista que este assunto é uma preocupação corrente no meio técnico, neste

trabalho foram realizadas medidas de carbonatação em corpos-de-prova submetidos à

concentração de 50% e 1% de dióxido de carbono com 28 dias de exposição. Objetivando

comparar estes resultados com o que acontece nos elementos estruturais expostos ao meio

ambiente foram determinadas medidas de profundidade de carbonatação em corpos-de-prova

submetidos ao meio ambiente durante um ano, Tabela 4.26 e Figura 4.57.

Tabela 4.26 – Valores de profundidade da frente de carbonatação e do coeficiente de

carbonatação determinados em corpos-de-prova referentes aos concretos que foram utilizados

nas vigas 1, 2 e 3 e submetidos a diferentes concentrações de CO

Viga 1 (REF) Viga 2 (10% SFS) Viga 3 (10% SCA) Período de

exposição

(dias)

Concentração

(mm)

(mm/dia.

1/2

)

(mm)

(mm/dia.

1/2

)

(mm)

(mm/dia.

1/2

)

28 50% 18,7 3,540 18,0 3,402 13,8 2,599

28 1% 7,9 1,499 6,6 1,247 5,9 1,107

365 Meio ambiente 2,1 0,109 1,8 0,095 1,6 0,083

REF 10% SFS 10% SCA

x (mm)

Concentração de 50% - 28 dias

Concentração de 1% - 28 dias

Meio ambiente - 365 dias

Figura 4.57 – Profundidade de carbonatação determinada em corpos-de-prova referentes aos

concretos da viga 1 (referência), viga 2 (10% SFS) e viga 3 (10% SCA) submetidos a

diferentes concentrações de CO

Observa-se na figura 4.57 que quanto maior a concentração de dióxido de carbono

maior será a profundidade de carbonatação. Não foi constatada uma diferença significativa

entre os concretos de referência e os que foram adicionados 10% de SFS, esta tendência pode

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

188

ser justificada pelo fato de ter colocado a sílica em substituição ao cimento Portland e não em

adição. A sílica extraída da casca de arroz também foi colocada em substituição, portanto esta

apresenta uma melhor eficiência frente à carbonatação.

Foram realizados ensaios para três condições diferentes, sendo: meio ambiente, 1% e

50% de concentração de dióxido de carbono. Para cada tipo de exposição foi obtido a

profundidade de carbonatação e o tempo de exposição. Utilizando a equação 2.12 (

tkx ⋅=

)

foram determinados os coeficientes de carbonatação para cada meio, tabela 4.26. Empregando

estes coeficientes foram realizadas extrapolações para determinar o tempo necessário para

atingira a profundidade de carbonatação obtida pelo ensaio. No primeiro caso foi mantido o

coeficiente de carbonatação obtido em corpos-de-prova de concreto submetidos ao meio

ambiente e calculado o tempo necessário para atingir a carbonatação referente às outras

condições. Para os demais casos seguiu o mesmo procedimento, foi mantido o coeficiente de

carbonatação de uma determinada concentração e calculado o tempo necessário para atingir as

demais profundidades de carbonatação.

Por exemplo: conhecendo o coeficiente de carbonatação dos corpos-de-prova que

foram submetidos ao meio ambiente pode ser determinado o tempo necessário para atingir as

profundidades de carbonatação obtidas com concentrações de 1% e 50%, Tabela 4.27. Os

concretos referentes às vigas 1, 2 e 3 que foram submetidos a uma concentração de 50% de

dióxido de carbono demorariam aproximadamente 29200, 35697 e 27631 dias

respectivamente se estivessem submetidas ao meio ambiente com 0,04% de concentração.

Tabela 4.27 – Determinação da idade necessária para o corpo-de-prova atingir a profundidade

de carbonatação estabelecida. Os valores presentes nas linhas em negrito correspondem aos

valores experimentais e os demais se referem às idades calculadas.

Viga 1 (REF) Viga 2 (10% SFS) Viga 3 (10% SCA)

Concentração

(%)

Idade

(dias)

x(mm) obtenção Idade

(dias)

x(mm) obtenção Idade

(dias)

x(mm) obtenção

0,04

365 2,1 experim. 365 1,8 experim. 365 1,6 experim.

0,04

5110 7,9 calculado 4818 6,6 calculado 5037 5,9 calculado

0,04

29200 18,7 calculado 35697 18,0 calculado 27631 13,8 calculado

2 2,1 calculado 2 1,8 calculado 2 1,6 calculado

1 28 7,9 experim. 28 6,6 experim. 28 5,9 experim.

1 156 18,7 calculado 208 18,0 calculado 154 13,8 calculado

0,35 2,1 calculado 0,29 1,8 calculado 0,37 1,6 calculado

50 5 7,9 calculado 4 6,6 calculado 5 5,9 calculado

50 28 18,7 experim. 28 18,0 experim. 28 13,8 experim.

* Meio ambiente

Observa-se com os valores da tabela 4.27 a variação do tempo necessária para

carbonatar uma mesma profundidade quando submetida a diferentes concentrações.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

189

Comparando os valores obtidos nos concretos referentes à viga 1, por exemplo. Para atingir

uma profundidade de carbonatação de 18,7 mm seria necessária uma exposição de 29200 dias

de exposição ao meio ambiente, 156 dias de exposição a um ambiente com 1% de

concentração de CO

e 28 dias quando em concentração de 50% de dióxido de carbono. Na

figura 4.58 apresenta-se um gráfico com a tendência de comportamento do coeficiente de

carbonatação para diferentes concentrações. Vale ressaltar que embora os ajustes das

equações apresentadas na figura 4.58 tenham ficado bons (R

≅ 1) a quantidade de ponto foi

pequena, portanto pode-se afirmar que esta é uma possível tendência do comportamento da

carbonatação para variadas concentrações.

REF → k = 0,4825 ln(C) + 1,6044

= 0,9972

10% SFS → k = 0,4668 ln(C) + 1,4736

= 0,9863

10% SCA → k = 0,3538 ln(C) + 1,1811

= 0,9974

= 0,9863

= 0,9972

= 0,9974

0 102030405060

Concentração de CO

(%)

k (mm/dia

0,5

)

REF

10% SFS

10% SCA

Obs: k= coeficiente de carbonatação

C = concentração de CO

Figura 4.58 – Tendência de comportamento do coeficiente de carbonatação em função da

concentração de dióxido de carbono.

A tendência do gráfico apresentado na figura 4.58 justifica o porquê de a maioria das

pesquisas serem realizadas com uma concentração de dióxido de carbono entre 1% e 10%.

Para concentrações superiores a 10% o aumento da carbonatação não é grande. Este

comportamento pode ser justificado pelo fato do carbonato de cálcio precipitar nos poros,

reduzindo a porosidade do concreto e com isso a frente de carbonatação tende a diminuir.

Conforme apresentado na tabela 4.27 as profundidades de carbonatação determinadas

nas vigas 1, 2 e 3 com 28 dias de exposição a um meio com concentração de 50% de dióxido

de carbono demorariam respectivamente 156, 208 e 154 dias para ocorrer a mesma

carbonatação quando em uma ambiente com concentração de 1%. Vale ressaltar que esta é a

concentração de dióxido de carbono das grandes cidades e regiões industriais. Portanto as

vigas em estudo localizadas em grandes centros e com umidade relativa constante em torno de

65% demorariam aproximadamente 7 meses para apresentar esta carbonatação.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

190

4.7. ANÁLISE MICROESTRUTURAL

4.7.1. Difratometria de raios-X (DRX)

Os ensaios de difratometria de raios-X foram realizados no Laboratório de

Cristalografia do Instituto de Física de São Carlos (IFSC) da Universidade de São Paulo

(USP). Foram ensaiadas amostras de pastas de cimento Portland submetidas à carbonatação

durante 28 dias. As pastas analisadas possuíam as mesmas propriedades das pastas dos

concretos utilizados na moldagem das vigas em escalas natural e reduzida. Na tabela 4.28 são

apresentados os principais produtos identificados e a nomenclatura adotada na identificação

do difratograma.

Também foram ensaiadas amostras de cimento Portland CP II E 32, SFS e SCA, sendo

os difratogramas apresentados no anexo A.

Tabela 4.28 – Produtos identificados nos difratogramas e suas respectivas nomenclaturas.

Compostos Nomenclaturas Fórmula química

Portlandita P Ca(OH)

Calcita C1 CaCO

Calcita C2 (Ca, Mg)CO

Quartzo Q SiO

Nos gráficos das figuras 4.59 a 4.61 são apresentados os difratogramas obtidos da

análise das pastas de cimento hidratadas e carbonatadas. Estas foram curadas durante sete

dias, pré-condicionadas 21 dias e submetidas à carbonatação, com 50% de concentração de

, durante 28 dias. Após esta idade as pastas estavam carbonatadas, conforme as regiões

dos cobrimentos das vigas e modelos 1, 2 e 3.

100

200

300

400

500

600

700

800

10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75

Cuk

Intensidade

Sem sílica

C1C2

Figura 4.59 - Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 1 – Sem adição de

sílica ativa.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

191

100

200

300

400

500

600

700

800

10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75

Cuk

Intensidade

10% SFS

C2C1C2

Figura 4.60 - Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 2 - Com 10% de

sílica de ferro silício ou silício metálico.

100

200

300

400

500

600

700

800

10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75

2θ Cukα

Intensidade

10% SCA

C2C1

Figura 4.61 - Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 3 – Com 10% de

adição da sílica da casca de arroz.

O silicato de cálcio hidratado e o hidróxido de cálcio são produtos de hidratação do

cimento Portland. Os picos de hidróxido de cálcio ou portlandita (P) são identificados pelos

ângulos 18,1°, 34,1°, 47,2° e 50,9°. A estrutura pouco cristalina do silicato de cálcio hidratado

(C-S-H) é dificilmente identificada no difratograma pelo halo amorfo entre os ângulos 28° e

34°.

Nos gráficos das figuras 4.59, 4.60 e 4.61 não foram observados o halo amorfo do C-

S-H e os picos de portlandita, que são consumidos nas reações de carbonatação e formam o

carbonato de cálcio. Esta tendência de comportamento também foi observada por Castro

(2003).

Os picos da calcita são identificados pelos ângulos 23°, 29,4°, 36°, 39,4°, 43,1°, 47,4°

e 48,5°. O pico mais intenso da calcita corresponde ao ângulo 29,4°. A intensidade deste pico

foi menor nas pastas com adições de SFS e SCA. Esta tendência de comportamento não

significa que a carbonatação é menor devido à presença de sílica, e sim que a quantidade de

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

192

portlandita é menor uma vez que a adição das sílicas foi realizada por substituição

volumétrica. A quantidade de hidróxido de cálcio é relevante para a carbonatação uma vez

que este é mais reativo com o ácido carbônico quando comparado ao C-S-H, portanto quanto

maior a intensidade do pico de Portlandita maior a intensidade do pico de calcita.

4.7.2. Porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM)

Os ensaios de porosimetria por intrusão de mercúrio foram realizados no Laboratório

de Multiusuários do Grupo de Crescimento de Cristais e Materiais Cerâmicos do Instituto de

Física de São Carlos (IFSC) da Universidade de São Paulo (USP).

A análise de PIM foi realizada em pastas de cimento Portland referentes aos concretos

utilizados nas vigas e modelos 1, 2 e 3. Na pasta 1 não foi inserido adição mineral, na pasta 2

e 3 foi utilizado sílica de ferro silício ou silício metálico e sílica extraída da casca de arroz

respectivamente. Estas pastas foram curadas durante 7 dias, pré-condicionadas 21 dias e

carbonatadas por 28 dias.

Na tabela 4.29 são apresentados os valores da quantidade de mercúrio introduzido, a

área total dos poros, o diâmetro médio do poro, a massa unitária, a massa específica e a

porosidade total das pastas analisadas.

Tabela 4.29 – Resultados provenientes do ensaio de PIM das pastas de cimento hidratadas e

carbonatadas.

Pasta 1 Pasta 2 Pasta 3

Sem sílica 10% SFS 10% SCA

Parâmetros

C.U. M.A. CO

C.U. M.A.

Mercúrio Introduzido

“V” (ml/g)

0,033 0,071 0,060 0,015 0,034 0,044 0,017 0,033 0,043

Área total de poros “A”

/g)

4,801 4,523 6,542 3,816 7,097 5,974 4,089 7,340 6,743

Diâmetro médio dos

poros “4V/A” (µm)

0,028 0,020 0,037 0,016 0,019 0,029 0,017 0,018 0,025

Massa unitária

(g/ml)

1,82 1,62 1,58 1,91 1,67 1,66 1,93 1,70 1,68

Massa específica

(g/ml)

1,94 1,83 1,74 1,97 1,77 1,79 1,99 1,80 1,81

Porosidade total

(%)

6,10 11,60 9,46 2,86 5,77 7,28 3,38 5,56 7,15

– carbonatação; C.U. – cura úmida; M.A. – meio ambiente.

Conforme apresentado na tabela 4.29 o diâmetro médio dos poros das pastas 1, 2 e 3

estão variando entre 0,016 µm e 0,037 µm e segundo Mehta e Monteiro (1994) os vazios

capilares posicionam no intervalo entre 0,01 µm e 1 µm. Portanto, os vazios capilares

presentes nas pastas analisadas estão próximos ao limite inferior do intervalo.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

193

Comparando as pastas submetidas ao meio ambiente, à cura úmida e à carbonatação

observa-se que a tendência do comportamento é de reduzir a porosidade de acordo com esta

seqüência de exposição. Este comportamento deve-se à eficiência da cura e ao refinamento

dos poros da pasta carbonatada.

Nos gráficos das figuras 4.62, 4.63 e 4.64 são apresentados os valores da distribuição

dos volumes acumulados e do incremento de volume em função do diâmetro do poro para as

pasta 1, 2 e 3 submetidas à cura úmida, à carbonatação e ao meio ambiente.

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,001 0,01 0,1 1 10 100

Diâmetro dos poros (

Volume acumulado (ml/g)

Pasta 1 - Cura úmida

Pasta 1 - Carbonatada

Pasta 1 - Meio ambiente

0,000

0,002

0,004

0,006

0,008

0,010

0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos poros (µm)

Incremento de volume (ml/g)

Pasta 1 - Cura úmida

Pasta 1 - Carbonatada

Pasta 1 - Meio ambiente

Figura 4.62 – Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos

poros da pasta 1 referente à viga e modelo 1.

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,001 0,01 0,1 1 10 100

Diâmetro dos poros (µm)

Volume acumulado (ml/g)

Pasta 2 - Cura úmida

Pasta 2 - Carbonatada

Pasta 2 - Meio ambiente

0,000

0,002

0,004

0,006

0,008

0,010

0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos poros (

Volume acumulado (ml/g)

Pasta 2 - Cura úmida

Pasta 2 - Carbonatada

Pasta 2 - Meio ambiente

Figura 4.63 – Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos

poros da pasta 2 referente à viga e modelo 2.

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,001 0,01 0,1 1 10 100

Diâmetro dos poros (µm)

Volume acumulado (ml/g)

Pasta 3 - Cura úmida

Pasta 3 - Carbonatada

Pasta 3 - Meio ambiente

0,000

0,002

0,004

0,006

0,008

0,010

0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos poros (µm)

Incremento de volume (ml/g)

Pasta 3 - Cura úmida

Pasta 3 - Carbonatada

Pasta 3 - Meio ambiente

Figura 4.64 – Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos

poros da pasta 3 referente à viga e modelo 3.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

194

Observando os gráficos das figuras 4.62 a 4.64, nos quais as pastas foram submetidas

a condições de exposições diferentes, tem-se que a carbonatação em todas as pastas

proporcionou uma redução na porosimetria de aproximadamente 55%. Esta redução deve-se à

reação de carbonatação que transforma o hidróxido de cálcio e o silicato de cálcio hidratado

em carbonato de cálcio, o qual contribui para o preenchimento dos poros conforme será

apresentado nos ensaios de MEV. Este refinamento dos poros é confirmado pela redução do

incremento de volume nas pastas 1, 2 e 3 carbonatadas.

Comparando os resultados das pastas submetidas à cura úmida e ao meio ambiente,

Figura 4.62 a 4.64, observa-se a eficiência da cura na redução da porosidade. O maior valor

do incremento de volume para as pastas 1, 2 e 3 submetidas à cura úmida ocorreu para um

diâmetro menor de poro, quando comparado com as pastas submetidas ao meio ambiente.

Os gráficos das figuras 4.65, 4.66 e 4.67 são semelhantes aos gráficos de 4.62 a 4.64,

apenas manteve-se na execução do gráfico o tipo de exposição para as diferentes pastas.

0,02

0,04

0,06

0,08

0,001 0,01 0,1 1 10 10

Diâmetro dos poros (

Volume acumulado (ml/g)

Pasta 1 - Cura úmida

Pasta 2 - Cura úmida

Pasta 3 - Cura úmida

0,002

0,004

0,006

0,008

0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos poros (

Incremento de volume (ml/g)

Pasta 1 - Cura úmida

Pasta 2 - Cura úmida

Pasta 3 - Cura úmida

Figura 4.65 – Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos

poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas à cura úmida.

0,02

0,04

0,06

0,08

0,001 0,01 0,1 1 10 10

Diâmetro dos poros (µm)

Volume acumulado (ml/g)

Pasta 1 - Meio ambiente

Pasta 2 - Meio ambiente

Pasta 3 - Meio ambiente

0,002

0,004

0,006

0,008

0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos poros (µm)

Incremento de volume (ml/g)

Pasta 1 - Meio ambiente

Pasta 2 - Meio ambiente

Pasta 3 - Meio ambiente

Figura 4.66 – Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos

poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas ao meio ambiente.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

195

0,02

0,04

0,06

0,08

0,001 0,01 0,1 1 10 100

Diâmetro dos poros (

Volume acumulado (ml/g)

Pasta 1 - Carbonatada

Pasta 2 - Carbonatada

Pasta 3 - Carbonatada

0,002

0,004

0,006

0,008

0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos poros (µm)

Incremento de volume (ml/g)

Pasta 1 - Carbonatada

Pasta 2 - Carbonatada

Pasta 3 - Carbonatada

Figura 4.67 – Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos

poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas à carbonatação.

Comparando os gráficos das figuras 4.65 a 4.67 observa-se que a porosidade das

pastas com adição de SFS e SCA reduziu aproximadamente 50% quando comparado a pasta

sem sílica ativa. Esta redução na porosidade deve-se à mudança da microestrutura da pasta

proporcionada pela reação pozolânica e pela redução da relação água/cimento das pastas 2 e

3. Vale ressaltar que este comportamento se manteve para os diferentes tipos de exposições.

As pastas compostas com SFS e SCA apresentaram praticamente as mesmas

porosidades. Sendo assim, o que justifica uma maior profundidade de carbonatação quando se

utiliza a SFS pode ser atribuído ao valor do pH desta adição e à superfície específica das

sílicas.

O incremento de volume para as pastas 2 e 3 submetidas à cura úmida foi praticamente

semelhante. Este comportamento não se mantém quando as mesmas são submetidas à

carbonatação, ocorrendo um deslocamento na distribuição do tamanho dos poros da pasta 2

para valores menores, figura 4.67. Este comportamento deve-se a maior intensidade de

carbonatação da pasta com SFS.

A máxima pressão utilizada durante a realização do ensaio de porosimetria por

intrusão de mercúrio foi de 28975 psi (1971,6 atm), portanto, conforme a equação (C.2) de

Washburn utilizada para determinação o diâmetro dos poros tem-se que o diâmetro mínimo

medido foi de 0,004 µm.

4.7.3. Microscopia eletrônica de varredura

Os ensaios de microscopia eletrônica de varredura foram realizados no Centro de

Caracterização e Desenvolvimento de Materiais (CCDM) da Universidade Federal de São

Carlos (UFSCar) e no Instituto de Química de São Carlos (IQSC) da Universidade de São

Paulo (USP).

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

196

As imagens realizadas no microscópio eletrônico de varredura foram obtidas por meio

de elétrons secundários (SE) e os elétrons retroespalhados (BSE). Os elétrons secundários são

mais utilizados para a análise de amostras fraturadas, enquanto que os elétrons

retroespalhados para amostras polidas.

A legenda de todas as micrografias deve apresentar a tensão de aceleração (EHT), a

distância de trabalho (WD), a magnificação (Mag), o tipo de detector (SE ou BSE) e a escala

(unidade em µm). O Valor da magnificação é dada com relação a tela do computador durante

a obtenção da imagem, portanto a análise das micrografias devem ser realizadas utilizando a

escala apresentada na figura.

Foram realizados ensaios de microscopia eletrônica de varredura (MEV) para verificar

a morfologia do carbonato de cálcio; da região da fissura; da interface agregado/pasta; da

interface aço/concreto; das barras de aço e da hidratação da pasta de cimento Portland para os

diferentes tipos de exposição.

4.7.3.1. Morfologia do carbonato de cálcio

A microestrutura do carbonato de cálcio foi identificada utilizando a análise

semiquantitativa de espectrografia por dispersão de energia (EDS). São utilizados os valores

de massa atômica total dos elementos analisados, no caso do carbonato de cálcio (CaCO

) os

elementos cálcio, carbono e oxigênio devem ser observados.

Figura 4.68 – Carbonato de cálcio no poro. Figura 4.69 – Carbonato de cálcio no poro.

Poro

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

197

Figura 4.70 – Carbonato de cálcio no poro. Figura 4.71 – Carbonato de cálcio no poro.

Figura 4.72 – Carbonato de cálcio. Figura 4.73 – Carbonato de cálcio.

Figura 4.74 – Pasta carbonatada. Figura 4.75 – Pasta carbonatada.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

198

Figura 4.76 – Pasta carbonatada. Figura 4.77 – Pasta carbonatada.

Tabela 4.30 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.68, 4.69, 4.76 e 4.77.

Ponto 1 Ponto 2 Ponto 3 Ponto 4 Ponto 5 Ponto 6

Elementos

M.At.

C 68,94 4,25 66,54 0,60 1,65 1,67

O 23,91 49,77 25,63 6,19 5,79 3,97

Na 0,00 0,00 0,00 000 0,37 0,32

Mg 0,00 0,00 0,00 0,45 0,70 0,56

Al 0,00 0,79 0,00 4,90 4,17 1,74

Si 2,62 51,94 3,33 16,37 35,24 17,05

K 0,00 0,00 0,00 0,58 1,43 0,61

Ca 4,11 3,19 4,00 66,40 49,39 73,94

Ti 0,00 0,00 0,00 0,79 0,00 0,00

Fe 0,00 0,00 0,00 3,72 1,19 0,13

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 1,57 0,06 1,20 4,06 1,40 4,34

(Al+Fe)/Ca 0,00 0,25 0,00 0,13 0,11 0,02

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos CaCO

CaCO

M.At.

= Massa atômica (%)

Com base nos elementos identificados pelo EDS pode-se afirmar que os pontos de 1 a

6 são carbonatos de cálcio. Observa-se nas micrografias das figuras 4.68 a 4.73 que a

tendência é de o carbonato de cálcio se precipitar nos poros da pasta, refinando a porosidade

da mesma conforme foi observado no ensaio de PIM. Este comportamento se justifica porque

o ácido carbônico localiza-se nos poros devido ao processo de difusão. O carbonato de cálcio

também se precipita na pasta de cimento Portland e com diferentes intensidades, conforme

observado nas figuras 4.74 a 4.77. Esta variação na intensidade está associada ao grau de

carbonatação.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

199

4.7.3.2. Microestrutura na região fissurada

As micrografias apresentadas nas figuras 4.78 a 4.96 referem-se a amostras extraídas

na região fissurada da viga 2 e da viga 3 que estavam carbonatadas.

Figura 4.78 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 3.

Figura 4.79 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 3.

Figura 4.80 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 3.

Figura 4.81 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 3.

Figura 4.82 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 3.

Figura 4.83 – CaCO

na região próxima à

fissura, viga 3.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

200

Tabela 4.31 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.80 a 4.82.

Ponto

Elementos

M.At.

C 9,87 8,17 8,29 30,11 9,69 5,04 16,85 27,73

O 64,66 61,10 58,25 48,46 59,55 55,09 55,43 37,84

Si 2,70 7,44 5,00 4,53 2,97 5,01 9,83 2,80

Ca 22,76 23,29 28,46 16,90 27,79 34,86 17,89 31,63

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 8,43 3,13 5,69 3,73 9,36 4,96 1,82 11,30

(Al+Fe)/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos CaCO

CaCO

M.At.

= Massa atômica (%)

Foi realizada a leitura da abertura das fissuras em uma determinada posição conforme

apresentado nas figuras 4.80, 4.81 e 4.82 e seus valores são 22,9 µm, 35,44 µm e 27,16 µm

respectivamente. Observa-se que mesmo para valores muito pequenos de abertura de fissuras

tem-se a difusão do CO

e consequentemente a precipitação do carbonato de cálcio na fissura

e na pasta localizada próximo à fissura.

Figura 4.84 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Figura 4.85 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Figura 4.86 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Figura 4.87 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

201

Figura 4.88 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Figura 4.89 – Pasta carbonatada, viga 2.

Tabela 4.32 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.84 a 4.88.

Ponto 1 Ponto 2 Ponto 3 Ponto 4 Ponto 5 Ponto 6 Ponto 7

Elementos

M.At.

C 11,61 11,29 0,00 9,81 0,00 8,89 0,00

O 65,11 64,09 51,59 62,63 64,37 60,25 43,86

Mg 0,00 0,00 0,00 0,00 0,58 0,00 0,00

Al 0,00 0,00 0,00 0,00 0,71 0,00 1,21

Si 1,86 3,50 5,54 1,73 14,46 3,05 6,52

Ca 21,42 21,12 42,04 25,83 15,11 27,74 51,01

Fe 0,00 0,00 0,00 0,00 0,78 0,00 0,00

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 11,52 6,03 7,59 14,93 1,04 9,10 7,82

(Al+Fe)/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,10 0,00 0,02

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos CaCO

CaCO

CH CaCO

C-S-H CaCO

M.At.

= Massa atômica (%)

Foi realizada em algumas posições a leitura da abertura das fissuras conforme

apresentada nas figuras de 4.84 a 4.88. Os valores da abertura de fissura da viga 2 e da viga 3

não podem ser comparados uma vez que esta leitura é apenas para indicar a abertura na região

em análise.

De acordo com o resultado do EDS nos pontos 3 e 7 referentes às figuras 4.85 e 4.88

respectivamente e a figura 4.90 pode-se afirmar que a fissura tende a surgir na região

composta por hidróxido de cálcio, uma vez que este é o produto de hidratação da pasta de

cimento mais fraco.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

202

Mag = 5000x; WD = 24mm; EHT = 25kV

Relações em %

Ca/Si (Al + Fe)/Ca

CH 8,05 0,07

Figura 4.90 – Imagem do hidróxido de cálcio na posição da fissura.

Figura 4.91 – Início da frente de

carbonatação na fissura, viga 3.

Figura 4.92 – Início da frente de

carbonatação na fissura, viga 3.

Figura 4.93 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Figura 4.94 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

2,0

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

203

Figura 4.95 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Figura 4.96 – Frente de carbonatação em

fissura, viga 2.

Tabela 4.33 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.91 a 4.95.

Ponto 1 Ponto 2 Ponto 3 Ponto 4

Elementos

M.At.

C 9,72 14,99 3,89 3,54

O 61,11 44,45 5,12 7,08

Na 0,00 0,00 0,16 0,33

Mg 0,00 0,00 0,31 1,16

Al 1,80 3,76 3,31 4,43

Si 10,24 8,50 18,48 25,46

K 0,00 0,00 0,41 2,23

Ca 16,10 28,29 66,68 49,78

Ti 0,00 0,00 0,41 0,69

Fe 1,03 0,00 1,23 5,30

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 1,57 3,33 3,60 1,95

(Al+Fe)/Ca 0,17 0,13 0,07 0,19

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos CaCO

CaCO

M.At.

= Massa atômica (%)

No ponto 3 da figura 4.95 tem-se o produto da carbonatação e pela sua forma o mesmo

pode ser chamado de aragonita. A visualização deste elemento não é muito comum, uma vez

que a formação da calcita é a que prevalece durante a precipitação do o carbonato de cálcio.

O carbonato de cálcio precipita-se na superfície da fissura e difunde-se para o interior

da pasta. Se o comportamento da carbonatação na fissura fosse semelhante ao que ocorre nos

poros a tendência seria o tamponamento das fissuras com pequenas aberturas. Este

comportamento não foi observado e se justifica porque na fissura não existe umidade para

transformar o CO

em ácido carbônico como ocorre no poro, portanto o CO

difunde-se para

o interior da pasta. Caso a fissura estivesse saturada a difusão do CO

não ocorreria.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

204

A presença da fissura é um caminho preferencial para a difusão, facilitando a

penetração do CO

no interior do elemento estrutural e invalidando o funcionamento do

cobrimento.

4.7.3.3. Microestrutura da zona de interface pasta/agregado

Foram realizadas micrografias da interface agregado/pasta de cimento Portland, as

quais são apresentadas nas figuras 4.97 a 4.102. O objetivo de realizar estas microestruturas

foi para mostrar a zona de interface e quando esta é deficiente tem-se um caminho

preferencial para a difusão do dióxido de carbono.

Nas figuras 4.97 a 4.100 são apresentadas micrografias da interface pasta/agregado

que apresenta uma boa aderência entre agregado/pasta. Nas figuras 4.101 e 4.102 são

apresentadas interfaces com deficiência na aderência, portanto tem-se a precipitação do

carbonato de cálcio. Na figura 4.103 apresenta-se uma micrografia de agregado, objetivando

mostrar a proporção entre os elementos químicos presentes.

Figura 4.97 – Microestrutura da zona de

interface agregado/pasta.

Figura 4.98 – Microestrutura da zona de

interface agregado/pasta.

Figura 4.99 – Zona de interface pasta/agregado. Figura 4.100 – Zona de interface

pasta/agregado.

Agregado

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

205

Figura 4.101 – Carbonato de cálcio na

zona de interface pasta/agregado.

Figura 4.102 – Carbonato de cálcio na

zona de interface pasta/agregado.

Ponto 1 Ponto 2

Elementos

M. At.

C 0,00 0,00

O 30,33 17,97

Al 0,00 0,00

Si 62,06 95,79

Ca 0,70 2,08

Fe 0,00 0,00

Ca/Si 0,01 0,02

(Al+Fe)/Ca 0,00 0,00

S/Ca 0,00 0,00

Figura 4.103 – Micrografia do agregado miúdo.

Produtos Agregado Agregado

Tabela 4.34 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.98 a 4.102.

Figura 4.98 Figura 4.100 Figuras 4.100 e 4.102

Ponto 1 Ponto 2 Ponto 3 Ponto 4 Ponto 5 Ponto 6 Ponto 7

Elementos

M.At.

C 0,00 0,00 0,00 0,00 11,40 0,00 14,04

O 67,29 64,82 44,68 45,05 56,87 46,46 50,09

Al 0,00 2,06 2,03 1,45 0,00 0,73 0,00

Si 11,83 10,61 34,65 10,85 13,46 43,37 15,04

Ca 20,88 22,51 17,66 25,80 19,02 1,46 20,67

Fe 0,00 0,00 0,00 16,85 0,00 0,00 0,00

S 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 1,76 2,12 0,51 2,38 1,41 0,03 1,37

(Al+Fe)/Ca 0,00 0,09 0,11 0,71 0,00 0,5 0,00

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos C-S-H C-S-H Transição C-S-H CaCO

Agregado CaCO

M.At.

= Massa atômica (%)

Devido à proporção entre massa atômica do Ca e Si pode ser afirmado que os pontos 1 e

2 da figura 4.98 e o ponto 4 da figura 4.100 são silicato de cálcio hidratado. É a presença deste

produto de hidratação que proporciona uma boa interface pasta/agregado.

Agregado

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

206

No ponto 3 da figura 4.100 não se pode afirmar que existe a presença de C-S-H uma vez

que a relação Ca/Si ficou abaixo do mínimo citado na bibliografia. Portanto, nesta região tem-

se a presença do agregado e uma pequena quantidade dos elementos químicos presentes no

cimento, difundidos nas superfícies do agregado. Esta tendência pode ser relatada em função da

relação entre os elementos químicos obtidos no ponto 3 desta figura, quando comparados aos

elementos presentes nos pontos 1 e 2 da figura 4.103. Nesta a quantidade de Ca é muito

pequena, não foi detectada a presença de Fe e Al e existe uma grande quantidade de Si e O. Nas

figuras 4.97 a 4.100 foi observada uma coloração mais clara na superfície do agregado. Esta

coloração e o resultado do EDS indicaram haver a presença de Ca na transição pasta/agregado.

Observa-se nos pontos 5 e 7 das figuras 4.101 e 4.102 respectivamente que a

deficiência na zona de interface pasta/agregado, quando na presença de dióxido de carbono e

umidade, facilita a precipitação do carbonato de cálcio. A zona de interface com elevada

porosidade proporciona um caminho preferencial para a difusão do dióxido de carbono.

Na figura 4.104 apresenta-se um corpo-de-prova que foi utilizado para determinar a

profundidade de carbonatação. Ao observar as duas seções do corpo-de-prova verifica-se que

o caminho preferencial para a difusão do dióxido de carbono é na zona de interface. Vale

ressaltar que este comportamento é observado apenas para as zonas de interface com

qualidades inferiores, ou seja, elevada porosidade e grande quantidade de hidróxido de cálcio.

Figura 4.104 – Corpo-de-prova de concreto carbonatado, mostrando que a tendência da

difusão da frente de carbonatação é de ocorrer na zona de interface pasta/agregado.

Nas figuras 4.105 a 4.107 são apresentadas microscopias da interface pasta/agregado,

sendo mostrada a região da pasta em que foi retirado o agregado.

(c)

(b)

(a)

(c)

(b)

(a)

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

207

Figura 4.105 – Região da pasta de cimento em que foi retirado o agregado.

Figura 4.106 – Região da pasta de cimento em que foi retirado o agregado.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

208

Figura 4.107 – EDS em linha para verificar os elementos presentes na pasta de cimento em

que foi retirado o agregado.

Na figura 4.105 observa-se C-S-H em algumas regiões e o início da carbonatação

provavelmente na região com hidróxido de cálcio. Na figura 4.106 o carbonato de cálcio

predomina, sendo esta interface de qualidade inferior. Observando na figura 4.107 e a tabela

4.35 que para uma boa zona de interface é comum a identificação do silicato de cálcio

hidratado e a ausência do carbonato de cálcio.

Tabela 4.35 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.105 a 4.107.

Ponto

Elementos

M.At.

C 0,00 6,23 5,21 9,59 0,00 0,00 0,00 0,00

O 63,31 62,44 55,85 61,83 42,61 53,40 47,74 50,86

Mg 0,00 0,00 0,00 0,00 2,50 0,00 0,00 0,00

Al 0,74 0,00 0,00 0,00 2,57 0,00 1,83 1,64

Si 12,71 5,04 3,61 2,24 19,32 6,40 14,96 9,57

K 0,00 0,00 0,00 0,00 1,76 0,00 1,98 1,90

Ca 20,01 26,15 35,33 26,34 39,03 40,37 30,98 33,83

Fe 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 5,97 1,38

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 1,57 5,19 9,79 11,76 2,02 6,31 2,07 3,53

(Al+Fe)/Ca 0,04 0,00 0,00 0,00 0,07 0,00 0,25 0,09

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos C-S-H CaCO

CaCO

C-S-H CH C-S-H C-S-H

M.At.

= Massa atômica (%)

Na figura 4.108 foi realizado o EDS em linha para verificar o comportamento da pasta

de cimento próxima ao agregado e da pasta em contato com o agregado, o qual foi retirado da

região direita da micrografia. Observa-se na tabela 4.36 que os pontos 1, 3 e 4 são C-S-H, o

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

209

que garante que a pasta próxima à zona de transição é de boa qualidade. Na região do

agregado tem-se a presença do CH e do CaCO

, o que indica a deficiência da zona de

interface.

Figura 4.108 – EDS em linha para verificar os elementos presentes na região da pasta de

cimento com e sem agregado.

Tabela 4.36 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente à figura

4.108.

Ponto 1 Ponto 2 Ponto 3 Ponto 4 Ponto 5 Ponto 6 Ponto 7 Ponto 8

Elementos

M.At.

C 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 6,40 0,00 11,87

O 42,61 53,40 47,74 58,82 34,53 59,22 46,48 51,57

Mg 2,50 0,00 0,00 5,84 0,00 0,00 0,00 0,00

Al 2,57 0,00 1,83 3,39 0,00 0,00 0,00 0,00

Si 19,32 6,40 14,96 14,57 6,56 2,89 6,23 19,71

K 1,76 0,00 1,98 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Ca 39,03 40,37 30,98 16,61 58,91 31,49 57,46 37,94

Fe 0,00 0,00 5,97 0,00 0,00 0,00 0,00 2,64

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 2,02 6,31 2,07 1,14 8,98 10,90 9,22 1,92

(Al+Fe)/Ca 0,07 0,00 0,25 0,20 0,00 0,00 0,00 0,07

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos C-S-H CH C-S-H C-S-H CH CaCO

CH CaCO

M.At.

= Massa atômica (%)

A zona de transição pasta/agregado é uma região preferencial para a difusão da frente

de carbonatação quando esta tem baixa qualidade. A simples adoção de uma pasta de boa

qualidade não é suficiente para garantir uma boa zona de transição pasta/agregado, existe a

necessidade de diminuir o efeito parede e proporcionar a formação de C-S-H ao invés de CH.

1 3 4 2 5 6 8 7

Interface

Pasta A

ado

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

210

4.7.3.4. Microestrutura da zona de interface aço/pasta

Nas figuras de 4.109 a 4.115 são apresentadas as micrografias de amostra referentes à

interface pasta/armadura. As amostras foram extraídas da viga 2 para realizar a análise

microestrutural da interface aço/pasta, uma vez que a carbonatação na fissura foi menor

quando comparado com os resultados da viga 1 e a SFS é a sílica atualmente utilizada na

construção civil.

As amostras foram extraídas na região inferior da viga, portanto a barra de aço é a

longitudinal solicitada à tração e o concreto correspondente ao cobrimento. Para analisar a

interface pasta/barra de aço foi retirada a barra. Na região das figuras 4.109 a 4.111 que está

escrito barra de aço significa que esta foi retirada daquela posição e quando se lê pasta refere-

se ao cobrimento.

Figura 4.109 – Zona de interface pasta/barra

de aço.

Figura 4.110 – Zona de interface pasta/barra

de aço.

Figura 4.111 – Zona de interface pasta/barra

de aço.

Figura 4.112 – Zona de interface pasta/barra

de aço.

Pasta

Barra de aço

Pasta

Barra de aço

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

211

Figura 4.113 – Detalhe do concreto do

cobrimento.

Figura 4.114 – Detalhe do concreto do

cobrimento.

Figura 4.115 – Região da pasta de cimento em que foi sacada a barra de aço.

Nas imagens das figuras 4.109 e 4.110 foram realizadas as análises de espectrografia

por dispersão de energia (EDS) geral, ou seja, a quantificação dos elementos químicos foi

determinada em toda a amostra da imagem e não em uma região pontual, tabela 4.37. Nas

imagens das figuras 4.111, 4.113, 4.114 e 4.115 o EDS foi pontual, tabela 4.37. Comparando

as imagens das figuras 4.111 e 4.112 observa-se que com o aumento da magnificação é

possível visualizar os cristais de carbonato de cálcio.

Conforme observado nas figuras 4.109 a 4.115 e na tabela 4.37 a carbonatação

difundiu até a região da armadura. Embora o valor da carbonatação não tenha sido superior ao

valor do cobrimento das vigas, a simples presença da fissura foi suficiente para proporcionar a

difusão da carbonatação até a região da armadura.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

212

Tabela 4.37 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.109 a 4.115.

Figura

4.109

Figura

4.110

Ponto

Elementos

M.At.

C 58,63 61,30 54,82 65,13 40,33 53,27 66,28 58,72 3,33

O 28,85 25,79 29,71 18,48 46,60 40,09 21,92 35,53 7,48

Na 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 1,43

Mg 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,84

Al 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 1,82 0,00 5,93

Si 5,24 4,22 16,06 4,85 3,25 2,70 7,01 5,00 22,26

K 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 2,56

Ca 6,81 8,18 3,53 16,76 13,89 9,74 9,68 8,76 55,51

Fe 0,00 0,00 0,00 0,00 1,09 0,00 0,00 0,00 0,65

Relação entre os elementos e identificação dos produtos formados

Ca/Si 1,29 1,94 0,22 3,46 4,27 3,61 1,38 1,75 2,49

(Al+Fe)/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,08 0,00 0,19 0,00 0,12

S/Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Produtos CaCO

CaCO

M.At.

= Massa atômica (%)

4.7.3.5. Microestrutura das amostras de barras de aço em regiões com pontos de

corrosão

As barras de aço utilizada na composição da armadura não passaram por processos de

limpeza, mas foram escolhidas barras sem a presença pontos de corrosão que fossem visuais.

Após um ano de exposição a ciclos de secagem e molhagem foram extraídas amostras da

barra de aço da armadura longitudinal que apresentavam pontos de corrosão visuais para

realizar imagens de microscopia eletrônica de varredura, figuras 4.116.

Figura 4.116 – Amostra da barra de aço que foi despassivada devido à carbonatação e sua

corrosão.

Cascudo (2001) realizou o ensaio de espectrometria de fluorescência de raio-X para o

aço CA-50 e obteve uma proporção de 98,77% de Fe, 0,26% de C, 0,91% de Mn, 0,03% de P

e 0,026% de S. Cunha et al. (2006) relata que a carepa de laminação é composta por óxido de

ferro. Portanto, em função da proporção entre estes elementos é que será realizada a análise

microestrutural.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

213

Figura 4.117 – Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga e com diferentes

magnificações.

Nas figuras 4.117 e 4.118 são apresentadas micrografias da barra de aço que estava

inserida na viga. De acordo com a análise da imagem e do EDS pode-se constatar se a barra

de aço está com a carepa de laminação ou com a camada passivante formada quando em

contato com os álcalis do cimento. Nas análises do EDS que foi constatada a presença dos

álcalis do cimento considerou-se que a barra de aço estava passivada.

Figura 4.118 – Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga com camada de

passivação.

6 7

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

214

Tabela 4.38 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente à figura

4.118.

Ponto 1 Ponto 2 Ponto 3 Ponto 4 Ponto 5 Ponto 6 Ponto 7

Elementos

M.At.

O 14,49 32,81 32,60 35,34 21,95 22,88 21,96

Al 0,00 0,00 1,63 5,43 0,00 0,00 1,40

Si 0,00 0,00 8,07 17,53 11,19 16,48 16,37

K 0,00 0,00 0,00 1,96 0,00 0,95 0,94

Ca 0,00 0,00 0,00 14,20 5,75 13,46 15,98

Fe 85,51 67,19 57,70 23,23 61,11 46,24 43,35

Produtos carepa carepa passivada passivada passivada passivada passivada

M.At.

= Massa atômica (%)

Figura 4.119 – Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga.

Figura 4.120 – Imagens da barra de aço corroída.

Quando a barra de aço está corroída os resultados da espectrografia por dispersão de

energia tendem a ser apenas o ferro e o oxigênio. A diferença entre a carepa e a corrosão é

visual. Conforme apresentado na revisão bibliográfica a tendência é formar a lepidocrocita (γ-

FeOOH), a goetita (α-FeOOH) e a magnetita (Fe

). Comparando as micrografias obtidas

com as apresentadas na literatura verificou-se que o produto de corrosão em análise é a

lepidocrocita.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

215

Tabela 4.39 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.119 a 4.120.

Ponto 1 Ponto 2 Ponto 3 Ponto 4 Ponto 5 Ponto 6 Ponto 7

Elementos

M.At.

C 2,87 4,55 2,29 0,00 0,00 0,00 0,00

O 4,38 3,18 3,90 48,64 44,37 56,36 52,92

Na 0,00 0,18 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Mg 0,00 2,54 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Al 2,56 6,23 0,00 0,00 0,00 0,00 0,42

Si 10,09 17,92 0,59 1,00 0,98 0,46 0,57

K 0,44 2,68 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Ca 15,06 55,62 5,81 0,98 0,96 0,47 0,36

Ti 0,00 0,33 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Mn 0,43 0,21 0,73 0,00 0,00 0,00 0,00

Fe 64,31 6,55 86,67 49,05 53,38 42,68 45,74

Produtos passivado C-S-H passivado corrosão corrosão corrosão corrosão

M.At.

= Massa atômica (%)

Figura 4.121 – Imagens da barra de aço corroída.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

216

Figura 4.122 – Imagem da barra de aço

corroída.

Figura 4.123 – Imagem da zona de transição

da ocorrência da corrosão.

Figura 4.124 – Imagens da barra de aço corroída.

Tabela 4.40 – Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às

figuras 4.121 a 4.124.

Ponto

Elementos

M.At.

O 43,15 42,39 17,07 34,81 53,95 17,74 42,58 53,57 50,33

Ca 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,94 0,75

Fe 56,85 57,61 82,93 65,19 46,05 82,26 57,42 45,48 48,91

Todos os pontos referem-se à corrosão

M.At.

= Massa atômica (%)

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

217

Ponto 1 Ponto 2

Elementos

M.At.

O 44,08 43,60

Fe 74,29 60,11

corrosão corrosão

M.At.

= Massa atômica (%)

Figura 4.125 – Imagem de corrosão da barra de aço.

Com os resultados do EDS pôde ser observado a carepa de laminação do aço composta

por óxido de ferro, a camada de passivação formada devido ao contato da barra de aço com os

álcalis presentes no cimento e a presença da corrosão da armadura.

A presença da fissura facilita a difusão da frente de carbonatação, esta despassiva a

armadura e quando na presença de umidade tem-se o desencadeamento da corrosão conforme

observado nas micrografias.

4.7.3.6. Microestrutura de amostras polidas

A identificação das fases presentes em cada pasta de cimento polida foi realizada com

o auxílio do EDS e a análise dos tons de cinza conforme apresentado na tabela 4.41. Segundo

Silva (2000) as amostras que contém escória apresentam fases com tons de cinza

intermediários entre claro (grão anidro) e médio (portlandita).

Tabela 4.41 – Distribuição das fases presentes na pasta de cimento hidratada pelos tons de

cinza, Silva (2000).

Tons de cinza Fases

Branco (Claro) Grão anidro (A)

Médio Portlandita (CH)

Escuro Outros produtos hidratados - inclui o C-S-H (M)

Preto Poros (P)

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

218

Ao lado de cada imagem está indicado o ponto analisado, o elemento identificado e a

relação Ca/Si e (Fe+Al)/Ca. As imagens apresentadas nas figuras 4.126 a 4.128 referem-se às

pastas que foram submetidas à cura úmida durante 56 dias e equivalem aos traços das vigas 1,

2 e 3. As figuras 4.129 a 4.131 referem-se às pastas que foram submetidas à cura úmida

durante sete dias e expostas ao meio ambiente até completar a idade de 56 dias, os traços

referem-se às vigas 1, 2 e 3. Nas figuras 4.132 a 4.134 são apresentadas as imagens referentes

às pastas que foram submetidas à cura úmida durante 7 dias, pré-condicionadas por 21 dias e

carbonatadas durante 28 dias e os traços referem-se aos das vigas 1, 2 e 3.

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 A 2,41 0,04

2 S 0,003 0,00

3 M 2,03 0,05

4 E 0,84 0,40

Figura 4.126 – Amostra polida da pasta de

cimento referente à viga 1 que foi

submetida à cura úmida.

A – Cimento anidro

B – Borda do anidro

S – SiO

M – Produtos hidratados - inclui o C-S-H

E – Escória

PC = Pasta carbonatada

CH – Ca(OH)

C – CaO

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 A 8,94 0,42

2 C 1040,44 0,00

3 E 1,36 0,27

4 A 7,77 0,47

5 CH 13,17 0,01

6 M 0,30 0,02

7 M 2,79 0,14

Figura 4.127 – Amostra polida da pasta de

cimento referente à viga 2 (SFS) que foi

submetida à cura úmida.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

219

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 A 4,15 0,09

2 E 1,64 0,24

3 M 2,10 0,09

4 C -- --

Figura 4.128 – Amostra polida de pasta de

cimento referente a viga 3 (SCA) que foi

submetida à cura úmida.

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 CH 25,60 0,01

2 M 2,09 0,07

3 A 2,44 0,07

4 C -- --

Figura 4.129 – Imagem de amostra polida

de pasta de cimento referente a viga 1 que

foi submetida ao meio ambiente.

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 M 0,32 0,003

2 M 2,41 0,15

3 A 2,82 0,02

4 E 1,43 0,27

Figura 4.130 – Imagem de amostra polida

de pasta de cimento referente a viga 2

(SFS) que foi submetida ao meio ambiente.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

220

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 CH 24,62 0,01

2 A 4,08 0,10

3 M 1,58 0,09

4 C 778,5 0,002

5 E 1,37 0,28

6 A 2,27 0,05

7 S 0,07 0,01

Figura 4.131 – Imagem de amostra polida

de pasta de cimento referente a viga 3

(SCA) que foi submetida ao meio

ambiente.

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 C -- --

2 PC 6,18 0,05

3 E 0,79 0,44

4 CaCO

4,30 0,04

Figura 4.132 – Imagem de amostra polida

de pasta de cimento referente à viga 1 que

foi submetida à carbonatação.

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 E 0,56 0,16

2 M 0,97 0,02

3 S 0,27 0,20

4 A 2,41 0,62

5 CaCO

4,82 0,04

Figura 4.133 – Imagem de amostra polida

de pasta de cimento referente a viga 2

(SFS) que foi submetida à carbonatação.

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

221

Ponto Elemento Ca/Si (Fe+Al)/Ca

1 CaCO

0,14 0,004

2 S 0,12 0,66

3 S 0,09 0,81

4 E 1,37 0,28

5 PC 2,98 0,09

6 A 13,39 0,50

7 C 853,9 --

8 CaCO

2,68 0,06

Figura 4.134 – Imagem de amostra polida

de pasta de cimento referente a viga 3 (SCA)

que foi submetida à carbonatação.

(a)

(b)

Figura 4.135 – Imagem de amostra polida de pasta de cimento carbonatada com precipitação

do CaCO

no poro. (a) pasta com SFS e (b) pasta com SCA.

Figura 4.136 – Imagem de amostra polida de pasta de cimento mostrando a escória, o

cimento anidro e o hidróxido de cálcio (CH).

Anidro

Escória

CaCO

Capítulo 4 - Apresentação dos resultados e discussões

222

Comparando as figuras 4.126 a 4.128 e sabendo que os pontos pretos referem-se aos

poros presentes nas pastas, observa-se que a adição da sílica ativa contribui para a diminuição

da porosidade. As pastas compostas com SFS e SCA apresentaram praticamente a mesma

porosidade, conforme já observado nos ensaios de porosimetria por intrusão de mercúrio.

As pastas submetidas ao meio ambiente e à carbonatação foram curadas durante sete

dias, portanto estas pastas tendem a ser mais porosas que as pastas submetidas à cura úmida.

Nas imagens referentes às pastas submetidas ao meio ambiente observa-se uma grande

porosidade. Este comportamento foi verificado no PIM, em que a pasta submetida ao meio

ambiente foi a que apresentou maior porosidade.

Observando as imagens apresentadas nas figuras 4.132 a 4.134 verifica-se que as

pastas carbonatadas apresentam uma grande quantidade de poros quando comparada com as

pastas submetidas à cura úmida, no entanto a porosidade desta pasta determinada pela PIM foi

a menor. Este comportamento deve-se à precipitação do carbonato de cálcio nos poros

tamponando-os, conforme apresentado na figura 4.135.

Capítulo

CONCLUSÕES

Esta pesquisa foi realizada com o intuito de verificar o comportamento da frente de

carbonatação em vigas de concreto armado submetidas à flexão, na máxima condição de

subarmação. Para o desenvolvimento desta tese foi realizado um estudo experimental para

verificar: o comportamento da carbonatação nas regiões com e sem fissuras e nas regiões

tracionada e comprimida das vigas; a eficiência do cobrimento; a validade do concreto de alto

desempenho em atmosferas agressivas quando fissurado e a possibilidade de realizar estudos

de carbonatação em elementos estruturais em escala reduzida. As conclusões obtidas são

apresentadas na seqüência.

Dá análise da resistência à compressão simples em corpos-de-prova submetidos à

carbonatação pode-se observar um ganho de resistência quando submetidos à carbonatação,

conforme preconizado por Richardson (1988). Este ganho de resistência deve-se ao

refinamento dos poros do concreto devido à precipitação do carbonato de cálcio nos poros,

conforme observado no ensaio de PIM e MEV.

Comparando os valores extrapolados de resistência à compressão dos corpos-de-prova

de concreto referentes às vigas em escala natural e reduzida, foram obtidos resultados com

excelente confiabilidade. Isto significa que o estudo de traço foi satisfatório, garantindo a

confiabilidade com relação à compressão simples para os modelos físicos reduzidos.

A análise estatística dos resultados de resistência mecânica indicou que não existem

diferenças significativas entre os concretos das vigas em escala natural, portanto em termos de

resistência todas são comparativas. No caso dos modelos avaliados essas relações não se

confirmaram.

Foi observado que o módulo de elasticidade do concreto é influenciado pelo período

de cura. Verificou-se que os corpos-de-prova que foram submetidos à carbonatação e ao meio

ambiente apresentaram módulos de elasticidade semelhantes entre si e inferiores aos que

Capítulo 5 - Conclusões

224

permaneceram em cura úmida até a data do ensaio. Este comportamento deve-se à umidade

interna dos corpos-de-prova.

As vigas em escala natural apresentaram deslocamentos e deformações menores ou

iguais aos valores teóricos. Comparando as vigas em escala natural e reduzida observa-se que

as vigas em escala reduzida tendem a sofrer maiores deformações e deslocamentos devido à

redução no valor do módulo de elasticidade e ao tipo de solicitação que foi flexão simples, e

não flexão composta.

A carbonatação não é uniforme ao longo do elemento estrutural e a tendência é que na

região tracionada da viga a carbonatação seja maior que na comprimida. Na região

comprimida existe o confinamento do concreto e consequentemente a dificuldade de difusão

do CO

. A carbonatação na região tracionada da viga é a que mais se aproxima dos valores

determinados em corpos-de-prova.

Comparando os resultados de profundidade de carbonatação determinados em corpos-

de-prova e nas vigas de concreto armado foi observado que os corpos-de-prova apresentaram

maiores valores de carbonatação. Portanto, utilizar corpos-de-prova para determinar a frente

de carbonatação é a favor da segurança para posições em que o elemento estrutural não esteja

fissurado.

Comparando a frente de carbonatação determinada nos terços próximos aos apoios

(momento fletor variável) e no vão central da viga (momento fletor constante e máximo), não

foi observada uma mudança de comportamento.

As vigas 1 e 2, tanto em escala natural quanto em escala reduzida, não apresentaram

diferenças significativas na determinação da carbonatação. Já a viga 3, para ambas as escalas,

apresentou uma frente de carbonatação significativamente menor. Esta menor frente de

carbonatação deve-se à adição da SCA, a qual proporcionou uma boa aderência pasta

agregado, o fortalecimento da zona de interface e consequentemente uma menor difusão da

frente de carbonatação. Outra explicação seria a possibilidade do valor do pH da SCA ser

maior que o da SFS. Com os resultados obtidos pode-se afirmar que a SFS adicionada em

substituição volumétrica ao cimento Portland não contribui para a redução da carbonatação

enquanto que a SCA tem um comportamento diferente, diminuindo a frente de penetração da

carbonatação.

Os valores extrapolados de profundidade de carbonatação determinados nas regiões

tracionada e comprimida dos modelos físicos reduzidos apresentaram uma excelente

confiabilidade quando comparados aos obtidos em escala natural. Entretanto, os valores

extrapolados da frente de carbonatação ao longo das fissuras dos modelos físicos reduzidos

Capítulo 5 - Conclusões

225

apresentaram uma baixa confiabilidade, com valores aproximadamente 30% inferiores aos

obtidos na escala natural. Conclui-se que utilizar modelos físicos reduzidos em escala 1:5 para

verificar a frente de carbonatação em elementos estruturais solicitados é adequado, com

exceção de estudos na posição da fissura. Vale ressaltar, que é necessário verificar se esta

limitação também ocorre para as escalas maiores.

A espessura do cobrimento de acordo com as recomendações da NBR 6118 (2003) foi

satisfatória para as regiões sem a presença de fissuras, uma vez que a armadura não foi

atingida pela frente de carbonatação. Já na posição das fissuras a função de proteção do

cobrimento foi invalidada, pois a fissura facilitou a difusão do dióxido de carbono para

regiões internas da viga. Em várias regiões da armadura, com cobrimento de 3,0 cm, foi

verificada a presença da carbonatação, apesar do valor médio da profundidade de

carbonatação nas fissuras estar entre 20 e 25 mm.

Para simular cobrimentos de 2,0 e 2,5 cm foram realizadas leituras de carbonatação

ortogonais as fissuras nas respectivas posições (seção AA, vide figura 4.47). Verificou-se que

quanto mais próximo à superfície da viga, maiores foram os valores de profundidade de

carbonatação ortogonais às fissuras. A redução da frente de carbonatação ortogonal à fissura e

em direção ao interior da viga deveu-se à redução da intensidade de CO

A adição da SFS e SCA proporcionou uma redução estatisticamente significativa na

abertura da fissura das vigas 2 e 3 respectivamente. Com a utilização da sílica ativa tem-se a

reação pozolânica que transforma o CH em C-S-H. Esta mudança da microestrutura

proporciona uma melhoria na pasta de cimento, o que dificulta a propagação da fissura.

Comparando as vigas constituídas com a SCA e com a SFS foi observado que as vigas

com a SCA além de apresentarem menores valores de profundidade de carbonatação também

apresentaram menores aberturas de fissuras. Esta eficiência está associada ao menor tamanho

do grão da SCA, o que proporciona uma melhor reação pozolânica da mistura.

As vigas em escala natural apresentaram maiores aberturas de fissuras na região de

maior momento fletor. O mesmo comportamento não foi observado para os modelos, devido à

tendência dos modelos físicos reduzidos em apresentar menores quantidades de fissuras e com

maiores aberturas.

A determinação da carbonatação nas fissuras demonstrou que maiores aberturas de

fissuras proporciona o aumento na profundidade de carbonatação. Na viga 1 foram observadas

as maiores aberturas de fissuras e conseqüentemente a frente de carbonatação, ortogonalmente

às fissuras, foram superiores.

Capítulo 5 - Conclusões

226

Foi constatado que para concretos com menores coeficientes de carbonatação a difusão

do dióxido de carbono para a superfície lateral da fissura tende a diminuir e este difunde para

a região mais interna da fissura. Este comportamento foi observado principalmente para a

viga 3, a qual apresentou o menor coeficiente de carbonatação. A leitura da carbonatação

ortogonal à fissura foi pequena, mas foi observada a presença da carbonatação na região mais

interna da viga.

A presença da fissura juntamente com a carbonatação e a umidade foram responsáveis

pela presença da corrosão da armadura das vigas dentro de um ano de exposição à umidade.

Foi observada que com o aumento da concentração de CO

houve o aumento do

coeficiente de carbonatação, e uma possível tendência desse comportamento é seguir uma

função logarítmica. Para concentrações superiores a 10% o aumento do coeficiente de

carbonatação não é muito acentuado. Este comportamento pode ser justificado pelo fato do

carbonato de cálcio precipitar nos poros, refinando a porosidade do concreto e com isso a

frente de carbonatação tende a diminuir.

A profundidade de carbonatação obtida em 28 dias de exposição a uma concentração

de 50% de dióxido de carbono demoraria aproximadamente sete meses para ocorrer se

estivesse submetida a uma concentração de 1%. Esta é a concentração das grandes cidades e

regiões industriais. Portanto, se as vigas estudadas estivessem localizadas em grandes centros,

com 65% de umidade relativa e sem proteção de revestimentos demorariam aproximadamente

7 meses para apresentar tal carbonatação. Na prática esta carbonatação não ocorre em sete

meses uma vez que a umidade relativa não é constante em 65% e a tendência é realizar

revestimentos na estrutura.

Nos ensaios de difração de raios-X nas pastas carbonatadas não foram observados os

picos de portlandita, os quais foram consumidos na reação de carbonatação, e o halo amorfo

do C-S-H. Verificou-se que a intensidade do pico de calcita foi menor para as pastas com

adições de SFS e SCA, isto porque a quantidade de portlandita inicial foi menor devido a

adição das sílicas serem realizadas por substituição volumétrica ao cimento Portland. Com a

carbonatação tem-se a transformação da portlandita em calcita, desta forma quanto menor for

a intensidade de portlandita inicial menor será a de calcita após a carbonatação.

Com o ensaio de porosimetria por intrusão de mercúrio foi observado que a

carbonatação proporciona uma redução de aproximadamente 55% da porosidade da pasta.

Esta redução deve-se à precipitação do carbonato de cálcio nos poros, preenchendo-os.

Também foi observada a eficiência da cura no refinamento dos poros.

Capítulo 5 - Conclusões

227

A adição da SFS e SCA proporcionou um refinamento dos poros das pastas

submetidas à cura úmida de aproximadamente 50%. Esta redução na porosidade deve-se à

mudança da microestrutura da pasta proporcionada pela reação pozolânica e a redução da

relação água/cimento das pastas 2 e 3. Comparando as pastas com SFS e SCA submetidas à

cura úmida foram observados praticamente a mesma porosidade total e o mesmo diâmetro

médio dos poros. Portanto, em termos de porosidade estas pastas apresentaram

comportamento semelhante para condição de cura úmida. As pastas com SFS e SCA

submetidas à carbonatação apresentaram comportamentos diferentes, sendo que a pasta com

SFS apresentou maior intensidade de carbonatação. Este comportamento pode ser verificado

com o PIM uma vez que foi observada uma redução na porosidade total da pasta com SFS.

Com o ensaio de microscopia eletrônica de varredura foi verificado que a tendência é

do carbonato de cálcio se precipitar nos poros da pasta, proporcionando um refinamento dos

poros conforme observado no ensaio de PIM. O carbonato de cálcio também se precipita na

pasta de cimento Portland e com diferentes proporções, dependendo da intensidade da

carbonatação.

Com o MEV foi verificado o comportamento da carbonatação na fissura. O carbonato

de cálcio precipita-se na superfície da fissura e na pasta localizada próximo à esta região. Se o

comportamento da carbonatação na fissura fosse igual ao que ocorre nos poros a tendência

seria o tamponamento das mesmas com pequenas aberturas. No entanto esta semelhança de

comportamento não foi observada, uma vez que na fissura não existe umidade suficiente para

transformar todo o CO

em ácido carbônico como ocorre no poro. Na fissura a tendência é do

dióxido de carbono difundir-se para o interior da pasta com menor intensidade devido à

diminuição da taxa de CO

. Caso a fissura estivesse saturada a difusão do dióxido de carbono

não ocorreria. Com isso conclui-se que o comportamento da carbonatação, nos poros e nas

fissuras, é diferente.

Foi observado com o MEV que as fissuras tendem a surgir na região composta por

hidróxido de cálcio. O CH é mais fraco que o C-S-H, portanto a fissura ocorrerá com maior

facilidade no elo menos resistente da pasta de cimento hidratada.

A maioria das morfologias do carbonato de cálcio encontradas nas pastas carbonatadas

foi a calcita, sendo encontrada em apenas uma das imagens a aragonita. Portanto, conforme

apresentado na revisão bibliográfica, o carbonato de cálcio é comumente encontrado na forma

de calcita, fase mais estável.

Foi observado que zonas de interface pasta/agregado com elevada porosidade e grande

quantidade de hidróxido de cálcio proporcionam um caminho preferencial para a difusão do

Capítulo 5 - Conclusões

228

dióxido de carbono. Esta verificação pode ser extrapolada para qualquer tipo de interface da

pasta de cimento. Se a zona de interface for grande, tem-se o caminho preferencial para a

difusão do CO

. Quando a aderência pasta agregado é boa devido à formação de C-S-H,

observa-se através da análise por MEV que a extremidade do agregado possui uma coloração

mais clara devido à aderência de produtos de hidratação do cimento no agregado.

A simples adoção de uma pasta de boa qualidade não garante uma boa zona de

interface pasta/agregado, existe a necessidade de diminuir o efeito parede e proporcionar a

formação de C-S-H na interface com o agregado.

Com as imagens do MEV pôde-se confirmar a presença da corrosão nas barras de aço

que foram despassivadas com a presença da carbonatação difundida pela fissura.

Verificou-se que a carbonatação é mais intensa na região tracionada do elemento

estrutural e quando na presença da fissura tem-se um caminho preferencial. Portanto esta

tendência de comportamento pode ser extrapolada para os demais tipos de elementos

estruturais. Independente do elemento, se existir fissuras tem-se o caminho preferencial para a

difusão, na região tracionada tem-se maior intensidade de carbonatação e na região

comprimida menor.

Com a aplicação do concreto de alto desempenho supõe-se que a obra terá

durabilidade garantida. No entanto, a simples adoção deste concreto para construção de

elementos estruturais não é suficiente nas peças que contenham fissuras e são submetidas à

atmosferas ambientais agressivas. Como o concreto é de elevado desempenho a tendência é

de apresentar menor coeficiente de carbonatação e com isso a difusão do dióxido de carbono

tende a ir para a região mais interna da fissura. Sendo assim, existe a possibilidade do agente

agressivo atingir a região da armadura.

Tendo em vista a presença da fissura e do dióxido de carbono em elementos

estruturais, a ocorrência da carbonatação é inevitável. Assim recomenda-se que as estruturas

de concreto armado fissuradas sejam impermeabilizadas ou revestidas, e ao longo da vida útil

sejam realizadas manutenções preventivas.

Sugestões para futuras pesquisas

Esta tese evidenciou algumas suposições que merecem estudos mais aprofundados

para confirmar tais comportamentos, sendo assim sugere-se para trabalhos futuros:

Verificar o pH da água dos poros das pastas de cimento confeccionadas com adição de

SFS e SCA para verificar a influência destas adições na alcalinidade da pasta. A

Capítulo 5 - Conclusões

229

alteração desta alcalinidade influencia de forma direta na profundidade de

carbonatação.

Realizar ensaios de carbonatação para diferentes concentrações de dióxido de carbono

para confirmar a tendência logarítmica entre o coeficiente de carbonatação x

concentração sugerida nesta tese.

Realizar um estudo mais detalhado da zona de interface pasta/agregado,

pasta/armadura, para confirmar o efeito benéfico da dopagem inicial dos agregados na

melhoria da zona de interface.

Avaliar a interferência nos valores da frente de carbonatação em diferentes escalas,

considerando a abertura de fissuras, a variação da seção transversal e o material, a fim

de estabelecer um novo coeficiente de correlação.

Estudar a influência da granulometria dos agregados na frente de carbonatação

observada em modelos físicos reduzidos.

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Anexo A

244

ANEXO A

CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS

Anexo A

245

A.1. Cimento Portland

O cimento utilizado foi o CP II E32, cujas características físicas, químicas e mecânicas

estão na Tabela A.1. A análise química foi realizada por Fluorescência de Raios X; esse

ensaio foi executado pelo Centro de Caracterização e Desenvolvimento de Materiais –

CCDM/UFSCar. Esse cimento foi escolhido por ser muito utilizado no canteiro de obras

devido à sua disponibilidade no mercado.

Tabela A.1 – Caracterização química, física e mecânica do cimento CP II E 32.

Características Determinação Valores obtidos

Perda ao fogo

Óxido de Silício (SiO

)

Óxido de Alumínio (Al

)

Óxido de Ferro (Fe

)

Óxido de Titânio (TiO

)

Óxido de Cálcio (CaO)

Óxido de Magnésio (MgO)

Óxido de Sódio (Na

Óxido de Potássio (K

Óxido de Fósforo (P

)

Óxido de Manganês (MnO)

Óxido de Cromo (Cr

)

4,98

21,86

4,96

1,83

0,16

63,57

1,46

0,23

0,69

0,25

----

Químicas

Composição potencial- Bogue

56,65

20,25

10,05

5,56

Físicas

Massa específica

Finura – área específica

Tempo de pega inicial

Tempo de pega final

3,04 g/cm

3316 cm

138

338

Mecânicas

Resistência à compressão

1 dia

3 dias

7 dias

13,6 ≥ 11 MPa

32,1 ≥ 22 MPa

41,2 ≥ 31 MPa

* Dados fornecidos pela empresa (HOLDERCIM, 2002).

Para este cimento Portland foi realizado o ensaio de difratometria de raios-X, Figura

A.1. São apresentados na tabela A.2 os principais produtos identificados e a nomenclatura

adotada na identificação do difratograma.

Tabela A.2 – Produtos identificados nos difratogramas e suas respectivas nomenclaturas.

Compostos Nomenclaturas Fórmula química

Alita C

S 3CaO.SiO

Belita C

S 2CaO.SiO

Aluminato A 3CaO.Al

Ferrita F 4CaO.Al

.Fe

Anexo A

246

F + A

S + C

S + F

S + C

S + F

100

150

200

250

300

5 1015202530354045505560657075

Cuk

Intensidade

S - Silicato tricálcico

S - Silicato dicálcico

F - Ferrita

A - Aluminato

Figura A.1 - Difratograma de raios-X do cimento CP II E 32.

A.2. Agregado miúdo

Foi utilizada uma areia quartzosa de cava advinda de uma jazida próxima à cidade de

São Carlos – SP. Na Tabela A.3 estão apresentados os resultados dos ensaios de

caracterização desse material.

Tabela A.3 – Caracterização do agregado miúdo – areia Itaporanga.

Determinação

Método de

ensaio

Valores obtidos

Composição granulométrica

Diâmetro máximo característico

Módulo de finura

Massa específica por meio do frasco Chapman

Massa unitária do agregado em estado solto

Teor de argila em torrões e materiais friáveis

Materiais pulverulentos

Impurezas orgânicas

Número de angulosidade médio

NBR 7217/87

NBR 9776/87

NBR 7251/82

NBR 7218/87

NBR 7219/87

NBR 7220/87

BS - 812

Areia fina –Zona 2

2,4 mm

2,03

2,63 kg/dm

1,58 kg/dm

0,10%

0,75%

< 300 ppm

1,68

A composição granulométrica da areia é apresentada na Tabela A.4 e representada na

Figura A.2. A partir da curva granulométrica, caracterizou-se o material como areia fina, zona

2, de acordo com a NBR - 7217/1987.

Tabela A.4 - Composição granulométrica do agregado miúdo.

Peneira

(mm)

Massa

retida

(g)

Massa

acumulada

(g)

% Retida

(%)

% Retida

acumulada

(%)

9,5 0,0 0,0 0 0

6,30 6,6 6,6 1 1

4,80 3,0 9,6 1 2

2,40 13,2 22,8 3 5

1,20 27,0 49,8 5 10

0,60 55,5 105,3 11 21

0,30 242,5 347,8 49 70

0,15 133,3 481,1 27 96

Fundo 18,9 500 4 100

Soma 500 100 305

Diâmetro máximo = 2,4 mm

Módulo de finura = 2,033

Anexo A

247

Limites Granulométricos para Areia Fina - Zona 2

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

9.56.34.82.41.20.60.30. 15

Abertura das Peneiras (mm)

% Retida Acumulada

Amostra Limites

Figura A.2 - Composição granulométrica da areia Itaporanga.

O que determinou a escolha dessa areia foi o número de angulosidade. Quanto menor

esse valor, mais arredondado é o agregado; esse valor está compreendido entre 0 e 11.

Quando o agregado possui um formato mais arredondado, melhor é o empacotamento desse

material com os demais e melhores serão as propriedades do concreto.

A.3. Agregado graúdo

Como agregados graúdos foram utilizados brita 1 e intermediária, de origem basáltica

da região de São Carlos. Na tabela A.5 são apresentados os resultados dos ensaios de

caracterização desses materiais.

Tabela A.5 – Caracterização dos agregados graúdos.

Valores obtidos

Determinação Método de ensaio

Intermediária Brita 1

Diâmetro máximo característico

Módulo de finura

Massa específica

Massa específica - γ

sss.

Massa unitária do agregado em estado solto

Massa unitária do agregado em estado compactado

Absorção do agregado graúdo

Índice de forma

Materiais pulverulentos

NBR 7217/87

NBR 9937/87

NBR 7251/82

NBR 7810/83

NBR 9937/87

AFNOR P-18-301

NBR 7219/87

12,5 mm

6,15

2,84 kg/m

2,87 kg/m

1,46 kg/m

1,58 kg/m

1,0 %

0,23

0,60 %

19,0 mm

6,93

2,89 kg/m

2,91 kg/m

1,48 kg/m

1,55 kg/m

0,6 %

0,22

0,23 %

As distribuições granulométricas das britas intermediárias e brita 1, conforme a NBR –

7217/87 são apresentadas nas tabelas A.5 e A.6 respectivamente, e as curvas de distribuição

granulométrica das mesmas são mostradas nas figuras A.3 e A.4.

Anexo A

248

Tabela A.6 - Composição granulométrica do agregado graúdo – brita intermediária.

Peneiras (mm) Massa retida (g) % retida (%) % acumulada (%)

25 0 0 0

19 0 0,1 0,1

12,5

212,5 4,3 4,4

9,5 1192,5 23,9 28,2

6,3

2294,0 45,9 74,1

4,8 842,0 16,8 90,9

2,4 381,0 7,6 98,6

1,2 43,7 0,9 99,4

0,6 9,0 0,2 99,6

0,3 5,1 0,1 99,7

0,15 3,2 0,1 99,8

Fundo 17,0 0,3 100

Total 5000 100 100

Peneiras intermediárias

0,0%

20,0%

40,0%

60,0%

80,0%

100,0%

152

2,5

4.8

2.4

Fun

Abertura das peneiras (mm)

% de massa retida acumulada

Figura A.3 – Curva de distribuição granulométrica da brita intermediária

Tabela A.7 – Composição granulométrica do agregado graúdo – brita 1.

Peneiras (mm) Massa retida (g) % retida (%) % acumulada (%)

25 0 0 0

19 0 0,1 0,1

12,5

3585,7 71,7 71,7

9,5 1157,3 23,1 94,9

6,3

230,2 4,6 99,5

4,8 9,3 0,2 99,7

2,4 1,6 0 99,7

1,2 0,3 0 99,7

0,6 0 0 99,7

0,3 0 0 99,7

0,15 0 0 99,7

Fundo 15,6 0,3 100

Total 5000 100 100

Peneiras intermediárias

Anexo A

249

0,0%

20,0%

40,0%

60,0%

80,0%

100,0%

152

6.3

4.8

2.4

1.2

0.6

0.15

undo

Abertura das peneiras (mm)

% de massa retida acumulada

Figura A.4 – Curva de distribuição granulométrica da brita 1

A.4. Composição entre os agregados graúdos

Com o objetivo de diminuir o consumo de cimento e determinar o menor índice de

vazios do concreto, realizou-se uma análise de composição “ideal” entre brita 1 e a

intermediária, através da massa unitária no estado compactado seco, NBR 7810/83 cujos

valores se encontram na tabela A.8.

O ensaio foi realizado compactando-se 3 camadas de material com 25 golpes em cada

camada, em um recipiente metálico com volume de 15 dm

O índice de vazio, definido através da massa unitária e massa específica dos

agregados, foi calculado de acordo com a Equação A.1.

−=

(A.1)

Em que: e = índice de vazios;

= massa específica real;

ρ = massa unitária.

O melhor resultado obtido com esse ensaio foi a composição com 70% de brita 1 e

30% de brita intermediária, a qual apresentou o menor índice de vazios. Na Tabela A.8 e

figura A.5 são apresentados os valores calculados do índice de vazios, utilizando a massa

unitária e a massa específica da composição dos agregados.

Tabela A.8 – Resultados do ensaio de composição ideal entre brita 1 e intermediária.

Composição brita

1/brita interm. (%)

Massa Total

(kg)

Massa Unitária

kg/dm

Massa Específica

kg/dm

Índice de

Vazios

100/0 22,475 1,55 2,89 0,86

90/10 22,698 1,56 2,88 0,85

80/20 22,705 1,57 2,88 0,83

70/30 22,842 1,58 2,87 0,82

60/40 22,599 1,56 2,87 0,84

50/50 22,454 1,55 2,86 0,85

40/60 22,415 1,54 2,86 0,86

Anexo A

250

0, 8

0,85

0, 9

0 10203040 506070

Brita intermediária (% )

Índice de vazios

Figura A.5 – Representação gráfica dos índices de vazios.

Esse estudo de composição ideal propicia o máximo empacotamento possível entre os

agregados, com vistas a estabelecer, com os outros materiais, uma melhor compacidade.

A.5. Sílica ativa

Na Tabela A.10 são apresentados os valores da massa específica e pozolanicidade

(ensaio de Chapelle modificado) da sílica extraída da casca de arroz (SCA) e da sílica de

ferro-silício ou silício metálico(SFS).

Tabela A.10 – Valores de pozolanicidade e massa específica.

Sílicas avaliadas Massa específica (kg/dm

) Pozolanicidade (%)

SCA 2,10 99,78

SFS 2,20 99,81

Quando da realização do ensaio de difração de raios-X (DRX) da SCA e da SFS,

figuras A.6 e A.7, foi verificada a ausência de picos cristalinos; isso comprovou a

amorficidade das sílicas. Essa propriedade confere alta pozolanicidade às sílicas com o

hidróxido de cálcio. Se eventualmente houver presença de sílica cristalina na amostra, elas

encontram-se abaixo do limite de detecção da técnica utilizada.

100

150

200

250

300

5 1015202530354045505560657075

Cuk

Intensidade

Figura A.6 – Difratograma de raios-X da sílica da casca de arroz (SCA).

Anexo A

251

100

150

200

250

300

5 1015202530354045505560657075

Cuk

Intensidade

Figura A.7 – Difratograma de raios-X da sílica de ferro silício (SFS).

A tabela A.11 apresenta a composição química da SCA e da SFS. Essa análise química

foi realizada por Fluorescência de Raios X, sendo esse ensaio realizado pelo Centro de

Caracterização e Desenvolvimento de Materiais – CCDM/UFSCar.

Tabela A.11 – Caracterização química da SCA e SFS.

Constituintes SCA SFS

SiO

TiO

CaO

MgO

MnO

Perda ao fogo

97,53

---

0,21

0,02

0,22

---

0,01

0,04

0,26

---

1,72

95,92

---

1,33

0,01

0,36

0,38

0,12

0,30

---

1,58

A.6. Aditivos

Foi utilizado o aditivo superplastificante Glenium 51 à base de éter carboxílico

modificado. A quantidade de água no aditivo é de aproximadamente 60% e a cor é castanho

claro.

A.7. Barras de aço

Foram ensaiadas barras de aço com diâmetro de 1,65, 2,5, 5,0, 6,3 e 12,5 mm; os

valores dos módulos de elasticidade e tensão de escoamento estão na tabela A.12.

Anexo A

252

Tabela A.12 – Valores do Módulo de Elasticidade e Tensão de Escoamento das barras de aço

utilizadas na confecção das vigas.

Diâmetro das

barras

Módulo de Elasticidade

E (GPa)

Tensão de Escoamento

(MPa)

12,5 202,0 566

6,3 209,5 551

5,0 212,9 744,1

2,5 170,9 698,8

1,65 193,6 392,8

Nas figuras A.8, A.9, A.10, A.11 e A.12 são apresentados os gráficos da

caracterização das barras de aço.

100

200

300

400

500

600

0,000000 0,020000 0,040000 0,060000 0,080000 0,100000

Deformação

Tensão (MPa)

Figura A.8 – Gráfico de tensão x deformação da barra de aço com diâmetro de 1,65 mm.

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0,000000 0,004000 0,008000 0,012000 0,016000 0,020000 0,024000

Deformação

Tensão (MPa)

Figura A.9 – Gráfico de tensão x deformação da barra de aço com diâmetro de 2,5 mm.

Anexo A

253

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0,000000 0,005000 0,010000 0,015000 0,020000 0,025000 0,030000

Deformação

Tensão (MPa)

Figura A.10 – Gráfico de tensão x deformação da barra de aço com diâmetro de 5,0 mm.

100

200

300

400

500

600

700

0,0000 0,0050 0,0100 0,0150 0,0200 0,0250 0,0300

Deformação

Tensão (MPa)

Figura A.11 – Gráfico de tensão x deformação da barra de aço com diâmetro de 6,3 mm.

100

200

300

400

500

600

700

0,0000 0,0050 0,0100 0,0150 0,0200 0,0250 0,0300 0,0350

Deformação

Tensão (MPa)

Figura A.12 – Gráfico de tensão x deformação da barra de aço com diâmetro de 12,5 mm.

Anexo B

254

ANEXO B

DIMENSIONAMENTO E RESULTADOS TEÓRICOS E

EXPERIMENTAIS DAS VIGAS E DOS MODELOS

Anexo B

255

B.1 – Dimensionamento das vigas e dos modelos

O dimensionamento das vigas e dos modelos foi realizado considerando o efeito da flexo-

compressão e flexão simples respectivamente. As resistências médias à compressão do

concreto, consideradas nos cálculos se encontram na tabela B.1. Utilizou-se o domínio de

deformação na seção transversal entre os limites 3 e 4, no qual o concreto e a armadura

atingem sua capacidade resistente máxima. Nessa situação, a ruptura do concreto ocorre

simultaneamente com o escoamento da armadura e a ruína acontece com aviso, após grandes

deformações.

Tabela B.1 – Valores de resistência à compressão simples dos corpos-de-prova referentes às

vigas em escala natural e reduzida.

Resistência à compressão simples aos sete dias de idade (MPa)

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

37,4 37,7 38,2 40,3 51,5 51,4

Os cálculos a seguir seguem as recomendações de Carvalho e Figueiredo Filho (2001) e

NBR 6118 (2003).

Altura útil da peça

Foram utilizadas nas vigas em escala natural duas camadas de armadura longitudinal

com φ

longitudinal

= 12,5 mm e φ

estribo

= 6,3 mm. Para os modelos utilizou-se apenas uma

camada de armadura longitudinal com φ

longitudinal

= 5,0 mm e φ

estribo

= 1,65 mm.

dd h +=

(1)

allongitudinestribo

+++=

φφ

(2)

Sendo:

h = altura total da seção transversal da peça (cm);

d = altura útil (cm) – distância entre o centro de gravidade da armadura longitudinal

tracionada até a fibra mais comprimida do concreto;

’

= distância entre o eixo da armadura de tração e a face mais próxima do elemento

(cm);

c = cobrimento da armadura em relação à face do elemento (cm);

estribo

= diâmetro da armadura transversal (cm);

longitudinal

= diâmetro da armadura longitudinal (cm);

= espaçamento vertical da armadura (cm).

Anexo B

256

Tabela B.2 – Valores utilizados para o cálculo da altura útil das vigas em escala natural e

reduzida.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

h (cm) 30,0 30,0 30,0 6,0 6,0 6,0

c (cm) 3,0 3,0 3,0 0,5 0,5 0,5

(cm) 2,0 2,0 2,0 --- --- ---

d’ (cm) 5,88 5,88 5,88 0,91 0,91 0,91

d (cm) 24,12 24,12 24,12 5,09 5,09 5,09

Posição da linha neutra

Limite entre os domínios 3 e 4, aço CA-50 para as vigas em escala natural e aço CA-

60 para as vigas em escala reduzida.

0035,0

d0,0035

⋅

(3)

Sendo:

x = altura da linha neutra (cm);

= deformação específica de escoamento do aço (CA-50 = 0,207% e CA-60 =

0,248%).

Momento último de cálculo

Pelo equilíbrio de esforços solicitantes, tem-se:

cdw

fb)x0,272-dx(0,68M ⋅⋅⋅⋅⋅=

(4)

Em que:

= largura da alma de uma viga (cm);

= resistência de cálculo à compressão do concreto (kN/cm

)

A força aplicada nos terços do vão para a obtenção do momento fletor solicitante de

cálculo é determinado pela equação 5.

)3/vão(

(5)

Determinação da armadura longitudinal devido à flexão

⋅

(6)

x4,0dz ⋅−= (seção retangular)

(7)

Sendo: f

= resistência de escoamento de cálculo do aço (kN/cm

);

z = braço de alavanca (cm);

= área da seção transversal da armadura longitudinal de tração (cm

Anexo B

257

Determinação da armadura longitudinal considerando a flexo-compressão

Devido ao sistema de carregamento adotado no ensaio em escala natural, a viga foi

submetida a uma flexo-compressão. Com isso foi necessário descontar uma parcela da

armadura devido à força normal atuante. Considerou-se, por questão de segurança, que a força

máxima aplicada no cabo de protensão fosse de 140 kN.

prot

º15cosF

⋅

==∆

(8)

ssnecessário s,

AAA

∆

−

(9)

Tabela B.3 – Valores utilizados para o cálculo da armadura longitudinal das vigas em escala

natural e reduzida.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

x (cm) 15,15 15,15 15,15 2,98 2,98 2,98

(cm) 15,0 15,0 15,0 3,0 3,0 3,0

Md (kN.cm) 7455,4 7515,2 7614,9 68,2 87,1 87,0

Vão (cm) 280 280 280 56 56 56

Fd (kN) 79,9 80,5 81,6 3,6 4,6 4,6

(kN/cm

) 43,5 43,5 43,5 52,2 52,2 52,2

z (cm) 18,06 18,06 18,06 3,90 3,90 3,90

(cm

) 9,5 9,6 9,7 0,34 0,43 0,43

prot.

(kN) 140,0 140,0 140,0 --- --- ---

∆A

(cm

)

3,1 3,1 3,1 --- --- ---

s, necessário

(cm

) 6,4 6,5 6,6 0,34 0,43 0,43

s, adotado

(cm

) 6,25 6,25 6,25 0,40 0,40 0,40

Determinação da armadura transversal

A armadura transversal para as vigas em escala natural foi composta de barras com φ

de 6,3 mm, com dois ramos verticais e o aço CA-50. Nas vigas em escala reduzida foram

utilizados fios de aço com φ de 1,65 mm com f

ywd

e f

ywk

iguais a 34,2kN/cm

e 39,3 kN/cm

respectivamente. O procedimento adotado para essa verificação foi o modelo de cálculo I.

Verificação da biela comprimida do concreto

2RdSd

(10)

dbf27,0V

wcdv2Rd

⋅

(11)

250

−=

em MPa)

(12)

Anexo B

258

Sendo:

= força cortante solicitante máxima, neste caso é igual à F

;

Rd2

= força cortante resistente de cálculo, relativa à ruína das diagonais comprimidas de

concreto.

Tabela B.4 – Valores utilizados na verificação da biela comprimida do concreto das vigas em

escala natural e reduzida.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

(kN) 79,9 80,5 81,6 3,6 4,6 4,6

0,85 0,85 0,85 0,84 0,79 0,79

Rd2

(kN) 221,8 223,6 226,6 10,0 12,0 12,0

2RdSd

Portanto, a segurança à ruptura por compressão diagonal do concreto está garantida.

Cálculo da armadura transversal

cwdsw

τττ

−

(13)

⋅

(14)

⋅

(15)

Na flexão simples V

= V

dbf6,0V

wctdc0

⋅

(16)

3/2

ckctd

4,1

3,07,0

f ⋅

⋅

= (f

em MPa)

(17)

)cos(sensen

11,1

ywd

ααα

+⋅

⋅

(18)

ywk

ctm

2,0

sensb

≥

⋅⋅

(19)

3/2

ckctm

f3,0f ⋅= (f

em MPa)

(20)

φπ

⋅⋅

(21)

Espaçamento máximo permitido:

Se V

≤ 0,67 V

Rd2

, então s

máx

= 0,6 d ≤ 30cm

(22)

Se V

> 0,67 V

Rd2

, então s

máx

= 0,3 d ≤ 20cm

(23)

Anexo B

259

Sendo:

= tensão de cisalhamento correspondente a parcela de força cortante absorvida pela

armadura transversal

= tensão de cisalhamento de cortante de cálculo

= tensão de cisalhamento correspondente a parcela de força cortante absorvida por

mecanismos complementares ao de treliça

= parcela de força cortante resistida por mecanismos complementares ao modelo

em treliça

= valor de referência para Vc quando θ = 45º

ctd

= valor de cálculo da resistência de tração do concreto

= resistência característica à compressão do concreto

= taxa geométrica de armadura transversal

ywd

= tensão na armadura transversal

α = inclinação dos estribos em relação ao eixo longitudinal do elemento estrutural;

= área da seção transversal dos estribos

s = espaçamento dos estribos, medido segundo o eixo longitudinal do elemento

estrutural;

ctm

= resistência média à tração direta (MPa);

ywk

= valor característico da resistência das armaduras transversais.

Tabela B.5 – Valores utilizados no cálculo da armadura transversal das vigas em escala

natural e reduzida.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

(kN/cm

)

0,22 0,22 0,23 0,24 0,30 0,30

ctd

(kN/cm

) 0,17 0,17 0,17 0,18 0,21 0,21

(kN) 36,9 36,9 36,9 1,65 1,92 1,92

(kN/cm

)

0,10 0,10 0,10 0,11 0,13 0,13

(kN/cm

)

0,12 0,12 0,13 0,13 0,17 0,17

(%)

0,31 0,31 0,33 0,42 0,55 0,55

ctm

(kN/cm

) 0,34 0,34 0,34 0,35 0,42 0,42

Taxa mínima de

armadura (%)

0,14 0,14 0,14 0,18 0,21 0,21

(cm

) 0,62 0,62 0,62 0,04 0,04 0,04

calculado

(cm) 13,3 13,3 12,5 3,2 2,4 2,4

/ V

Rd2

0,36 0,36 0,36 0,36 0,38 0,38

máx

(cm) 14,5 14,5 14,5 3,0 3,0 3,0

Anexo B

260

O espaçamento dos estribos das vigas em escala natural foi de 11 cm e para as vigas em

escala reduzida foi de 3,0 cm.

Momento de fissuração

Define-se momento de fissuração (M

) como o momento capaz de provocar a primeira

fissura na peça. Representa o limite entre os Estádios I e II. No caso da flexão simples tem-se:

0ctm

Ifα

⋅⋅

= (utilizar f

ctm

em kN/cm

)

(24)

3/2

ckctm

f3.0f ⋅=

(25)

⋅

(26)

Sendo:

ctm

resistência média à tração direta (MPa);

= momento de inércia da seção bruta de concreto (cm

);

= distância do centro de gravidade à fibra mais tracionada (cm);

α = 1,5 para seções retangulares;

resistência característica do concreto (MPa)

Fazendo analogia ao caso de flexo-compressão tem-se:

ctmt

fα

⋅=−⋅

(utilizar f

ctm

em kN/cm

)

(27)

ctm

prot

fα

º15cosF

)L/3(º15senF

⋅=

⋅

−⋅

⋅⋅

(28)

Em que:

prot

força de protensão (kN);

= área da seção bruta de concreto (cm

);

L = vão da viga (cm).

Tabela B.6 – Cálculo do momento de fissuração das vigas em escala natural e reduzida.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

(cm

) 33750 33750 33750 54 54 54

(cm) 15 15 15 3 3 3

(cm

) 450 450 450 18 18 18

r, prot.

(kN) 59,4 59,4 59,4 --- --- ---

(kN.cm) 1434,3 1434,3 1434,3 9,45 11,34 11,34

Anexo B

261

Cálculo do momento fletor de serviço (estádio II)

A investigação experimental pretende representar as condições de serviço das vigas,

por isso o carregamento a ser aplicado foi o de serviço. Nesta situação, a estimativa do

momento fletor na viga é feita considerando o estádio II, estado de fissuração. Nesse caso, a

resistência à tração do concreto é vencida, sendo as tensões de tração absorvidas pelas barras

de aço longitudinais. As tensões de compressão são absorvidas pelo concreto, o qual se

mantém ainda em regime elástico. O diagrama de tensões de compressão é linear, iniciando

nulo na linha neutra e atingindo um valor máximo no bordo comprimido, figura B.1.

M > M

a) Seção transversal b) Deformações c) Tensões e resultantes

Figura B.1 – Diagrama de tensão no estádio II

Para a determinação da linha neutra no estádio II utiliza-se uma equação do segundo

grau.

0axaxa

3II2

II1

=+⋅+⋅

(29)

Cuja solução é:

aa4aa

⋅

⋅⋅−±−

(30)

Com os coeficientes a

, a

e a

iguais a:

(31)

se2

⋅

(32)

se3

Ada

⋅

−

(33)

Em que:

= relação entre os módulos de elasticidade do aço e do concreto. Segundo a NBR

6118 (2003) pode-se considerar α

= 15 para o estádio II;

= altura da linha neutra no estádio II (cm).

Anexo B

262

Uma vez determinada a posição da linha neutra e sabendo-se que o diagrama de tensão

do concreto é linear, pode-se calcular a força de compressão resistida pelo concreto. Sabendo-

se a força de solicitação determina-se o momento de serviço da viga.

bxf85,0

wIIcd

⋅⋅⋅

(34)













−⋅=

dRM

(35)

Sendo:

= força de compressão resistida pelo concreto (kN);

= momento de serviço da viga (kN.cm).

Para as vigas em escala natural deve ser considerada a ação do peso próprio no sentido

do carregamento devido à disposição do ensaio. No caso do ensaio das vigas em escala

reduzida a ação do peso próprio está contrária ao sentido do carregamento.

- Cálculo do momento devido ao peso próprio

LAγ

conc

⋅⋅

(36)

Portanto a força de serviço aplicada nos terços do vão foi:

)3/vão(

−

(37)

Tabela B.7 – Cálculo do momento fletor de serviço das vigas em escala natural e reduzida.

Viga 1 Viga 2 Viga 3 Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3

(cm) 7,5 7,5 7,5 1,5 1,5 1,5

(cm

) 93,75 93,75 93,75 6,0 6,0 6,0

(cm

) -2261,25 -2261,25 -2261,25 -30,54 -30,54 -30,54

(cm) 12,2 12,2 12,2 2,94 2,94 2,94

(kN) 207,8 209,4 212,2 10,8 13,8 13,8

(kN.cm) 4166,5 4199,9 4255,6 44,4 56,7 56,7

(kN.cm) 126,6 126,6 126,6 1,62 1,62 1,62

(kN) 43,3 43,6 44,2 2,47 3,12 3,12

B.2 – Cálculo dos deslocamentos e das deformações teóricas das vigas em escala natural

Com base na Resistência dos Materiais sabe-se que o cálculo dos deslocamentos

instantâneos de uma viga depende da rigidez à flexão da peça (EI). Para vigas de concreto

armado a rigidez será constante enquanto a seção mais solicitada estiver no estádio I, isto é, o

momento atuante é inferior ao momento de fissuração e a seção não apresenta fissuras. Caso a

seção esteja fissurada a viga se encontra no estádio II, neste caso a rigidez à flexão será

Anexo B

263

variável ao longo do comprimento sendo necessário calcular um valor médio que seria uma

rigidez equivalente (EI

equivalente

ESTÁDIO I

A previsão da flecha imediata no meio do vão das vigas para o Estádio I foi feita a

partir da equação 38 da Resistência dos Materiais, válida para seções constantes ao longo da

peça e considerando a rigidez no Estádio I. Vale ressaltar que no Estádio I a força normal está

aplicada no Centro de Gravidade da peça, portanto o efeito da flexão composta é nulo no

cálculo da flecha.

)I(E

648

Flecha

Ics

⋅

⋅=

(38)

Sendo:

= Força vertical aplicada no terço do vão;

L = Vão da viga.

Da Resistência dos Materiais a deformação no concreto pode ser determinada pela

Equação 39.

cscIcs

⋅

(39)

A deformação no aço é determinada por meio da equação de compatibilidade das

deformações.

−

(40)

ESTÁDIO II

Após o Estádio I a força normal deixa de coincidir com a linha neutra da peça,

passando a existir um momento devido a força normal contrário ao carregamento já existente.

)x(xNM

eqIN

−

⋅

(41)

)x(xN

eqI

−⋅−

⋅

(42)

III

2,5

x ≤⋅

























−+⋅













(43)

Anexo B

264

Em que:

= altura da linha neutra no estádio I (cm);

= altura da linha neutra no estádio II (cm);

= altura da linha neutra equivalente (cm);

= momento devido a força normal (kN.cm);

N = Força normal (kN);

= Momento atuante na seção crítica (kN.cm).

Vale ressaltar que para o cálculo do momento atuante foi utilizada a altura da linha

neutra equivalente obtida na etapa anterior de cálculo. Para evitar um erro significativo, cada

etapa de cálculo correspondia a uma força de protensão de 0,5 kN.

A rigidez equivalente foi determinada de acordo com a NBR 6118 (2003), pela

seguinte equação:

ccsII

cseq

IEI

E(EI) ⋅≤





















⋅

























−+⋅













(44)

Em que:

= momento de fissuração;

= momento fletor da seção crítica;

= momento de inércia da seção bruta de concreto;

= momento de inércia da seção fissurada de concreto no estádio II.

O cálculo da inércia da seção fissurada de concreto no estádio II foi determinado por

meio da equação a seguir:

IIse

IIw

)d(xA1)(αd)(xAα

I −⋅⋅−+−⋅⋅+

⋅

(45)

O cálculo da flecha imediata no meio do vão da viga foi determinada pela equação 46,

da Resistência dos Materiais.

I)(E8

I)(E

648

Flecha

⋅⋅

⋅

−

⋅

⋅=

(46)

Da Resistência dos Materiais a deformação no concreto pode ser determinada pela

Equação 47.

()

csc

eqa

⋅

(47)

A deformação no aço é determinada por meio da equação de compatibilidade das

deformações.

Anexo B

265

−

(48)

B.3 – Transformação dos resultados das vigas em escala reduzida para a escala natural

utilizando a teoria dos modelos físicos reduzidos

De acordo com a teoria dos modelos físicos reduzidos o fator de escala de tensão (S

)

é a razão entre a resistência à compressão simples da viga em escala natural e a reduzida. O

fator de escala de deformação (S

) foi determinado indiretamente pela equação 49. Os

resultados estão apresentados na tabela B.8.













=→=













reduzido

natural

reduzido

natural

(49)

Tabela B.8 – Determinação dos fatores de escala de tensão e deformação.

(MPa)

Viga 1 37,4 34,6

Modelo 1 40,3

0,928

30,0

0,805

Viga 2 37,7 32,1

Modelo 2 51,5

0,732

31,6

0,721

Viga 3 38,2 37,3

Modelo 3 51,4

0,743

29,6

0,590

Como observado na tabela B.8 o fator de escala de deformação (S

) foi diferente de 1,

portanto o modelo é classificado como distorcido. Na tabela B.9 apresentam-se os fatores de

escala para modelos distorcidos considerados para os três casos abordados. Portanto para a

transformação dos resultados experimentais das vigas em escala reduzida para a escala natural

basta multiplicar os valores por seus respectivos fatores de escala.

Tabela B.9 – Resumo dos fatores de escala para modelos de concreto armado.

Modelo

Quantidade Dimensões

Modelo

Distorcido

1 2 3

Deformações no concreto ε

---

0,805 0,721 0,590

Deformações no aço ε

---

0,805 0,721 0,590

Dimensão linear l L S

5 5 5

Deslocamento δ

4,025 3,605 2,950

Carga concentrada Q F

23,200 18,300 18,575

- fator de escala de tensão; S

- fator de escala de deformação; S

– fator de escala de

comprimento.

Anexo B

266

B.4 – Resultados teóricos e experimentais das vigas em escala natural e reduzida

Tabela B.10– Resultados teóricos e experimentais da viga 1.

Viga 1

(kN)

(kN.cm)

(cm)

(kN.cm

)

Flecha teórica

(mm)

Flecha ensaio

(mm)

0,0 0,0 15,00 116775000 0,00 0,00

1,3 120,7 15,00 116775000 0,09 0,08

2,6 241,5 15,00 116775000 0,17 0,10

3,9 362,2 15,00 116775000 0,26 0,15

5,2 483,0 15,00 116775000 0,35 0,21

6,5 603,7 15,00 116775000 0,43 0,27

7,8 724,4 15,00 116775000 0,52 0,31

9,1 845,2 15,00 116775000 0,60 0,38

11,6 1086,7 15,00 116775000 0,78 0,48

14,2 1328,1 15,00 116775000 0,95 0,61

16,8 1542,6 14,53 109068429,2 1,20 0,75

19,4 1735,9 13,94 99655997,18 1,51 0,89

22,0 1933,1 13,53 93544845,17 1,82 1,11

25,9 2234,6 13,12 87888505,65 2,27 1,50

27,2 2336,3 13,03 86590449,86 2,42 1,64

28,5 2438,5 12,94 85495161,31 2,57 1,76

29,8 2541,2 12,87 84565393,48 2,72 1,89

31,1 2644,2 12,81 83771652,37 2,86 2,03

32,4 2747,6 12,75 83090412,21 3,00 2,17

33,6 2851,3 12,70 82502777,69 3,14 2,31

34,9 2955,3 12,66 81993472,75 3,28 2,47

36,2 3059,5 12,62 81550069,98 3,42 2,67

Anexo B

267

Tabela B.11– Resultados teóricos e experimentais da viga 1.

Viga 1

(kN)

teórica

ensaio

superior

teórica

superior

ensaio

inferior

teórica

inferior

ensaio

0,0 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000

1,3 -0,000019 -0,000015 0,000009 0,000005 0,000013 0,000010

2,6 -0,000037 -0,000021 0,000019 0,000005 0,000027 0,000011

3,9 -0,000056 -0,000033 0,000028 0,000005 0,000040 0,000015

5,2 -0,000074 -0,000044 0,000038 0,000006 0,000054 0,000019

6,5 -0,000093 -0,000052 0,000047 0,000013 0,000067 0,000029

7,8 -0,000112 -0,000063 0,000057 0,000014 0,000081 0,000034

9,1 -0,000130 -0,000075 0,000066 0,000015 0,000094 0,000037

11,6 -0,000167 -0,000100 0,000085 0,000019 0,000121 0,000046

14,2 -0,000205 -0,000118 0,000104 0,000032 0,000148 0,000066

16,8 -0,000246 -0,000152 0,000137 0,000039 0,000192 0,000076

19,4 -0,000289 -0,000182 0,000180 0,000050 0,000248 0,000089

22,0 -0,000332 -0,000223 0,000223 0,000069 0,000303 0,000109

25,9 -0,000396 -0,000301 0,000286 0,000191 0,000384 0,000232

27,2 -0,000417 -0,000321 0,000307 0,000216 0,000411 0,000264

28,5 -0,000437 -0,000348 0,000327 0,000237 0,000437 0,000295

29,8 -0,000458 -0,000370 0,000347 0,000255 0,000463 0,000325

31,1 -0,000479 -0,000391 0,000367 0,000275 0,000488 0,000351

32,4 -0,000499 -0,000414 0,000387 0,000295 0,000514 0,000374

33,6 -0,000520 -0,000434 0,000406 0,000313 0,000539 0,000402

34,9 -0,000540 -0,000460 0,000425 0,000333 0,000564 0,000428

36,2 -0,000560 -0,000485 0,000444 0,000352 0,000588 0,000458

Tabela B.12– Resultados teóricos e experimentais do modelo 1.

Modelo 1

(kN)

transformada

(kN)

Flecha

ensaio

(mm)

Flecha

transformada

(mm)

ensaio

transformada

ensaio

transformada

0,0 0,0 0,00 0,00 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000

0,2 2,3 0,03 0,12 -0,000028 -0,000022 0,000013 0,000010

0,4 4,6 0,07 0,28 -0,000051 -0,000041 0,000065 0,000052

0,6 7,0 0,16 0,64 -0,000053 -0,000042 0,000075 0,000060

0,8 9,3 0,20 0,81 -0,000089 -0,000071 0,000102 0,000082

1,0 11,6 0,24 0,97 -0,000114 -0,000091 0,000126 0,000101

1,2 13,9 0,29 1,17 -0,000130 -0,000105 0,000171 0,000138

1,4 16,2 0,33 1,33 -0,000150 -0,000121 0,000200 0,000161

1,6 18,6 0,40 1,61 -0,000169 -0,000136 0,000246 0,000198

1,8 20,9 0,44 1,77 -0,000201 -0,000161 0,000283 0,000227

2,0 23,2 0,49 1,97 -0,000210 -0,000169 0,000327 0,000263

2,2 25,5 0,53 2,13 -0,000233 -0,000187 0,000356 0,000286

2,4 27,8 0,59 2,37 -0,000265 -0,000213 0,000389 0,000313

2,6 30,2 0,63 2,54 -0,000310 -0,000250 0,000398 0,000320

2,8 32,5 0,67 2,70 -0,000296 -0,000238 0,000468 0,000376

3,0 34,8 0,73 2,94 -0,000336 -0,000270 0,000493 0,000396

Anexo B

268

Tabela B.13– Resultados teóricos e experimentais da viga 2.

Viga 2

(kN)

(kN.cm)

(cm)

(kN.cm

)

Flecha

teórica

(mm)

Flecha

ensaio

(mm)

0,0 0,0 15,00 108337500 0,00 0,00

2,6 241,5 15,00 108337500 0,19 0,10

5,2 483,0 15,00 108337500 0,37 0,22

7,8 724,4 15,00 108337500 0,56 0,34

10,4 965,9 15,00 108337500 0,74 0,45

12,9 1207,4 15,00 108337500 0,93 0,62

15,5 1448,2 14,93 107300977,4 1,13 0,78

16,8 1542,6 14,53 101187655,2 1,29 0,88

18,1 1638,7 14,21 96332393,05 1,46 0,97

19,4 1735,9 13,94 92455181,47 1,63 1,06

20,7 1834,1 13,71 89328903,5 1,80 1,18

22,0 1933,1 13,53 86785501,76 1,96 1,26

23,3 2032,9 13,37 84699056,02 2,13 1,39

24,6 2133,5 13,24 82974157,78 2,29 1,50

25,9 2234,6 13,12 81537778,7 2,45 1,60

27,2 2336,3 13,03 80333495,03 2,61 1,72

28,5 2438,5 12,94 79317330,6 2,77 1,83

29,8 2541,2 12,87 78454729,61 2,93 1,97

31,1 2644,2 12,81 77718328,71 3,08 2,10

32,4 2747,6 12,75 77086301,63 3,24 2,23

33,6 2851,3 12,70 76541118,1 3,39 2,37

34,9 2955,3 12,66 76068605,56 3,54 2,51

36,2 3059,5 12,62 75657234,4 3,69 2,67

37,5 3164,0 12,59 75297569,17 3,84 2,79

38,8 3268,6 12,56 74981844,39 3,99 2,93

Anexo B

269

Tabela B.14– Resultados teóricos e experimentais da viga 2.

Viga 2

(kN)

teórica

ensaio

superior

teórica

superior

ensaio

inferior

teórica

inferior

ensaio

0,0 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000

2,6 -0,000040 -0,000005 0,000020 0,000019 0,000029 0,000025

5,2 -0,000080 -0,000009 0,000040 0,000039 0,000057 0,000051

7,8 -0,000120 -0,000014 0,000060 0,000055 0,000086 0,000074

10,4 -0,000160 -0,000040 0,000080 0,000064 0,000115 0,000106

12,9 -0,000201 -0,000065 0,000100 0,000074 0,000144 0,000138

15,5 -0,000242 -0,000104 0,000122 0,000080 0,000175 0,000183

16,8 -0,000265 -0,000118 0,000145 0,000090 0,000204 0,000201

18,1 -0,000288 -0,000130 0,000168 0,000109 0,000234 0,000236

19,4 -0,000312 -0,000146 0,000192 0,000131 0,000264 0,000275

20,7 -0,000335 -0,000155 0,000215 0,000159 0,000294 0,000313

22,0 -0,000358 -0,000161 0,000238 0,000181 0,000323 0,000342

23,3 -0,000381 -0,000193 0,000260 0,000194 0,000353 0,000361

24,6 -0,000404 -0,000206 0,000283 0,000232 0,000382 0,000396

25,9 -0,000427 -0,000240 0,000305 0,000238 0,000410 0,000406

27,2 -0,000449 -0,000251 0,000327 0,000263 0,000438 0,000437

28,5 -0,000471 -0,000258 0,000348 0,000290 0,000466 0,000468

29,8 -0,000494 -0,000300 0,000369 0,000288 0,000494 0,000471

31,1 -0,000516 -0,000326 0,000391 0,000305 0,000521 0,000494

32,4 -0,000538 -0,000343 0,000411 0,000320 0,000548 0,000522

33,6 -0,000560 -0,000357 0,000432 0,000340 0,000575 0,000554

34,9 -0,000582 -0,000389 0,000452 0,000354 0,000602 0,000567

36,2 -0,000604 -0,000400 0,000473 0,000385 0,000628 0,000608

37,5 -0,000626 -0,000412 0,000493 0,000411 0,000654 0,000644

38,8 -0,000648 -0,000435 0,000513 0,000435 0,000680 0,000673

Tabela B.15– Resultados teóricos e experimentais do modelo 2.

Modelo 2

(kN)

transformada

(kN)

Flecha

ensaio

(mm)

Flecha

transformada

(mm)

ensaio

transformada

ensaio

transformada

0,0 0,0 0,00 0,00 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000

0,2 1,8 0,03 0,11 -0,000020 -0,000014 0,000022 0,000015

0,4 3,7 0,09 0,32 -0,000073 -0,000052 0,000058 0,000041

0,6 5,5 0,13 0,47 -0,000071 -0,000051 0,000111 0,000080

0,8 7,3 0,19 0,68 -0,000103 -0,000074 0,000155 0,000111

1,0 9,2 0,26 0,92 -0,000134 -0,000096 0,000197 0,000141

1,2 11,0 0,32 1,13 -0,000169 -0,000121 0,000247 0,000178

1,4 12,8 0,38 1,37 -0,000201 -0,000144 0,000311 0,000224

1,6 14,6 0,45 1,62 -0,000226 -0,000163 0,000354 0,000255

1,8 16,5 0,54 1,94 -0,000267 -0,000192 0,000429 0,000309

2,0 18,3 0,61 2,20 -0,000303 -0,000218 0,000470 0,000338

2,2 20,1 0,68 2,43 -0,000337 -0,000243 0,000522 0,000376

2,4 22,0 0,76 2,74 -0,000374 -0,000269 0,000571 0,000411

2,6 23,8 0,83 2,97 -0,000413 -0,000297 0,000614 0,000442

2,8 25,6 0,89 3,20 -0,000437 -0,000315 0,000670 0,000482

3,0 27,5 0,97 3,49 -0,000473 -0,000340 0,000722 0,000519

Anexo B

270

Tabela B.16– Resultados teóricos e experimentais da viga 3.

Viga 3

(kN)

(kN.cm)

(cm)

(kN.cm

)

Flecha

teórica

(mm)

Flecha

ensaio

(mm)

0,0 0,0 15,00 125718750 0,00 0,00

5,2 483,0 15,00 125718750 0,32 0,04

7,8 724,4 15,00 125718750 0,48 0,13

10,4 965,9 15,00 125718750 0,64 0,24

12,9 1207,4 15,00 125718750 0,80 0,34

15,5 1448,2 14,93 124515931,7 0,97 0,46

18,1 1638,7 14,21 111787590,1 1,26 0,64

19,4 1735,9 13,94 107288333,6 1,40 0,71

20,7 1834,1 13,71 103660487,7 1,55 0,80

22,0 1933,1 13,53 100709032,4 1,69 0,88

23,3 2032,9 13,37 98287845,39 1,83 0,97

24,6 2133,5 13,24 96286211,13 1,97 1,08

25,9 2234,6 13,12 94619384,93 2,11 1,17

27,2 2336,3 13,03 93221890,65 2,25 1,27

28,5 2438,5 12,94 92042696,73 2,39 1,39

29,8 2541,2 12,87 91041703,36 2,52 1,51

31,1 2644,2 12,81 90187157,14 2,66 1,64

32,4 2747,6 12,75 89453730,09 2,79 1,73

33,6 2851,3 12,70 88821079,41 2,92 1,90

34,9 2955,3 12,66 88272758,79 3,05 2,04

36,2 3059,5 12,62 87795388,83 3,18 2,21

37,5 3164,0 12,59 87378020,3 3,31 2,39

38,8 3268,6 12,56 87011641,86 3,44 2,52

Anexo B

271

Tabela B.17– Resultados teóricos e experimentais da viga 3.

Viga 3

(kN)

teórica

ensaio

superior

teórica

superior

ensaio

inferior

teórica

inferior

ensaio

0,0 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000

5,2 -0,000069 -0,000005 0,000035 0,000030 0,000050 0,000037

7,8 -0,000104 -0,000036 0,000052 0,000039 0,000074 0,000051

10,4 -0,000138 -0,000067 0,000069 0,000041 0,000099 0,000063

12,9 -0,000173 -0,000081 0,000086 0,000063 0,000124 0,000089

15,5 -0,000208 -0,000092 0,000106 0,000082 0,000151 0,000110

18,1 -0,000249 -0,000110 0,000145 0,000101 0,000202 0,000192

19,4 -0,000269 -0,000135 0,000165 0,000107 0,000228 0,000199

20,7 -0,000289 -0,000177 0,000185 0,000109 0,000253 0,000207

22,0 -0,000309 -0,000189 0,000205 0,000130 0,000279 0,000243

23,3 -0,000328 -0,000204 0,000224 0,000159 0,000304 0,000281

24,6 -0,000348 -0,000215 0,000244 0,000190 0,000329 0,000321

25,9 -0,000368 -0,000231 0,000263 0,000212 0,000353 0,000347

27,2 -0,000387 -0,000250 0,000281 0,000236 0,000378 0,000376

28,5 -0,000406 -0,000264 0,000300 0,000275 0,000402 0,000416

29,8 -0,000426 -0,000268 0,000318 0,000312 0,000426 0,000455

31,1 -0,000445 -0,000295 0,000337 0,000330 0,000449 0,000475

32,4 -0,000464 -0,000331 0,000355 0,000335 0,000473 0,000484

33,6 -0,000483 -0,000340 0,000372 0,000380 0,000496 0,000531

34,9 -0,000502 -0,000345 0,000390 0,000406 0,000519 0,000558

36,2 -0,000521 -0,000369 0,000407 0,000439 0,000541 0,000593

37,5 -0,000539 -0,000387 0,000425 0,000476 0,000564 0,000623

38,8 -0,000558 -0,000416 0,000442 0,000482 0,000586 0,000632

Tabela B.18– Resultados teóricos e experimentais do modelo 3.

Modelo 3

(kN)

transformada

(kN)

Flecha

ensaio

(mm)

Flecha

transformada

(mm)

ensaio

transformada

ensaio

transformada

0,0 0,0 0,00 0,00 0,000000 0,000000 0,000000 0,000000

0,2 1,9 0,03 0,09 -0,000028 -0,000016 0,000018 0,000010

0,4 3,7 0,06 0,18 -0,000051 -0,000030 0,000053 0,000031

0,6 5,6 0,10 0,30 -0,000077 -0,000045 0,000096 0,000056

0,8 7,4 0,15 0,44 -0,000170 -0,000100 0,000126 0,000074

1,0 9,3 0,19 0,56 -0,000218 -0,000128 0,000165 0,000097

1,2 11,1 0,23 0,68 -0,000244 -0,000144 0,000215 0,000127

1,4 13,0 0,27 0,80 -0,000284 -0,000168 0,000256 0,000151

1,6 14,9 0,33 0,97 -0,000317 -0,000187 0,000295 0,000174

1,8 16,7 0,44 1,30 -0,000371 -0,000219 0,000371 0,000219

2,0 18,6 0,48 1,42 -0,000403 -0,000237 0,000394 0,000232

2,2 20,4 0,55 1,62 -0,000446 -0,000263 0,000440 0,000260

2,4 22,3 0,61 1,80 -0,000464 -0,000273 0,000504 0,000297

2,6 24,2 0,67 1,98 -0,000493 -0,000291 0,000548 0,000323

2,8 26,0 0,73 2,15 -0,000561 -0,000331 0,000573 0,000338

3,0 27,9 0,82 2,42 -0,000593 -0,000350 0,000622 0,000367

Anexo C

272

ANEXO C

PROCEDIMENTOS ADOTADOS NO PROGRAMA EXPERIMENTAL

Anexo C

273

C.1. Fixação dos extensômetros elétricos de resistência

Para realizar a colagem dos extensômetros, preparou-se a superfície das barras de aço

e do concreto; preparação que consistiu em deixar a superfície plana e uniforme. No caso das

barras, as superfícies foram limadas, lixadas e esmerilhadas. No concreto fez-se a

regularização da superfície aplicando-se uma massa à base de epóxi a qual foi lixada após a

secagem. Para a marcação foram colocados sinais de orientação para o correto

posicionamento do extensômetro. A limpeza foi feita com gaze embebida em um solvente

(tricloroetileno) para retirar resíduos e gordura da superfície.

Teve-se o cuidado de verificar qual o melhor adesivo a ser empregado. No caso das

barras de aço foi realizado um ensaio preliminar, colando-se os extensômetros com dois tipos

de adesivos. Utilizou-se um adesivo tipo 1 de endurecimento rápido à base de cianoacrilato e

um adesivo bicomponente composto por adesivo e catalizador, no qual o endurecimento

ocorre em elevadas temperaturas. No gráfico da figura C.1 pode-se observar a semelhança de

comportamento dos diferentes adesivo; optou-se por empregar o cianoacrilato por ser o

adesivo mais viável economicamente e por praticidade.

0 1020304050

Dias

Deformação (

µε

)

Adesivo 1

Adesivo 2

Figura C.1 – Teste realizado para a escolha do melhor adesivo a ser empregado, sendo o

adesivo 1 cianoacrilato e o adesivo 2 um adesivo bicomponente.

Para a impermeabilização e proteção dos extensômetros fixados nas armaduras

utilizou-se fita elétrica de auto-fusão. Esse cuidado é necessário para proteger os

extensômetros da água e do impacto, durante a concretagem da peça. A proteção dos

extensômetros posicionados no concreto foi realizada por meio de fita isolante comum e cola

de base epóxi.

C.2. Determinação da abertura das fissuras

A determinação da abertura das fissuras foi realizada por meio de uma lupa graduada

com precisão de 0,01 mm, figura C.2. Para as vigas em escala natural, as leituras das aberturas

Anexo C

274

de fissuras foram realizadas após a perda de protensão devido ao encunhamento. Para as vigas

em escala reduzida as leituras foram realizadas após a aplicação do carregamento. Em ambos

os casos, após o período de carbonatação acelerada, as leituras foram novamente

determinadas.

Figura C.2 – Lupa graduada Mitutoyo para a determinação da abertura das fissuras.

C.3 - Calibração da câmara de carbonatação acelerada

A calibração da câmara de carbonatação seguiu os procedimentos abaixo:

No registro de saída da câmara de carbonatação foi conectado um aspirador de pó;

Objetivando trocar a atmosfera interna da câmara de carbonatação foi ligado o

aspirador de pó e, simultaneamente, abriu-se o manômetro do cilindro de dióxido de

carbono. Manualmente, abrindo e fechando o registro de saída de CO

da câmara,

manteve a pressão em aproximadamente 0,0 mmH

O, medida pelo pressostato;

Após a troca da atmosfera foi inserido dióxido de carbono na câmara até uma pressão

de 50 mmH

Foi utilizado um frasco coletor de gás para retirar amostras do CO

presente no

interior da câmara. Esse frasco foi totalmente preenchido com água de forma que não

ficassem bolhas de ar;

O frasco coletor de gás foi conectado ao registro de saída da câmara que se encontrava

fechado, figura C.3 (a). Em seguida abriu-se o registro da câmara e as duas torneiras

do frasco coletor de gás, figura C.3 (b). Uma vez que a câmara estava sob pressão, a

água do frasco foi expulsa e o volume preenchido pela água passou a ser preenchido

pela atmosfera interna da câmara, figura C.3 (c);

Após a saída de toda a água presente no coletor foram fechadas com presilha uma das

extremidades da mangueira; as duas torneiras do coletor; a outra extremidade da

mangueira; o registro da câmara e foi desconectado o frasco coletor de amostras,

figura C.4. Em seguida marcou-se a direção do fluxo de entrada, para retirar a amostra

a ser ensaiada desta região, figura C.4;

Anexo C

275

(a)

(b)

(c)

Figura C.3 – Coleta da amostra da atmosfera interna da câmara de carbonatação.

Figura C.4 – Amostra da atmosfera interna da câmara de carbonatação.

Com o auxílio de uma seringa foi retirada uma amostra de 1 ml do coletor e através do

cromatógrafo GOW MAC foi determinada a concentração de dióxido de carbono

presente na câmara de carbonatação, figura C.5;

Esse cromatógrafo foi aferido para analisar amostras de dióxido de carbono e a equação

C.1 é a sua curva de calibração com R

= 0,9993.

X857423Y

⋅

(C.1)

Sendo: Y = área líquida;

X = volume de CO

(ml).

(a)

(b)

(c)

Figura C.5 – Ensaio para determinar a concentração de dióxido de carbono

Com a utilização de um cromatógrafo realizou-se o ensaio de concentração, obtendo-

se um valor médio de 50% em volume;

Vale salientar que a concentração de dióxido de carbono obtido no interior da câmara de

carbonatação foi proporcionada pela troca da atmosfera: foi aspirado o ar existente e foi

inserido dióxido de carbono.

Ensaio realizado na Escola de Engenharia de São Carlos, no Departamento de Hidráulica e Saneamento.

Anexo C

276

C.4. Calibração da câmara de carbonatação com menores dimensões

As vigas em escala reduzida foram submetidas à atmosfera agressiva em uma câmara

de carbonatação de menores dimensões desenvolvida por Silva (2002), a qual possui um

volume de 1,24 m

e as seguintes dimensões: 1,15 m x 1,20 m x 0,9 m, figura C.6. Essa

câmara foi utilizada objetivando reduzir o consumo de dióxido de carbono.

Figura C.6 – Câmara de carbonatação acelerada com menores dimensões.

O pressostato eletrônico programável, a solenóide e o transdutor diferencial foram

instalados nessa câmara para manter automática a entrada do dióxido de carbono. O mesmo

procedimento de calibração realizado na câmara com volume de 2,63 m

foi realizado nessa

câmara. A concentração de dióxido de carbono foi de 50%, umidade relativa de 65 ± 5% e

temperatura ambiente.

A mesma câmara de carbonatação foi utilizada para ensaiar apenas corpos-de-prova

submetidos à concentrações de 1%. Vale ressaltar que a única diferença para obter estas

concentrações foi o tempo de troca da atmosfera.

C.5. Equipamento e procedimentos utilizados para realizar a difratometria de raios-X

(DRX)

O equipamento de difração trabalha acoplado a um computador que processa os

resultados e produz um difratograma. As condições estabelecidas para a realização desse

ensaio são: radiação CuKα com filtro de Ni sem fenda de recepção; corrente de 40 mA e

Tensão de 40 kV.

Os procedimentos de preparação da amostra para o caso de pastas de cimento

carbonatadas foram:

quebrar a amostra em pedaços de aproximadamente 5 mm;

limpar as amostra com ultra som durante 15 minutos, figura C.7 (a);

Anexo C

277

parar a hidratação da amostra mergulhando-a em um recipiente com álcool

isopropílico com agitador magnético durante 30 minutos e fazendo vácuo durante 15

minutos, Figura C.7 (b) e (c) respectivamente. Realizar esse procedimento 3 vezes;

(a)

(b)

(c)

Figura C.7 – Preparação de amostras para análise microestrutural.

colocar as amostras em estufa a 60°C durante 12 horas;

moer as amostras em um almofariz cerâmico até proporcionar grãos que passem na

peneira # 200 (0,075 mm);

colocar o pó em um porta amostra apropriado para o equipamento de difração de

raios-x.

C.6. Procedimentos utilizados para realizar a porosimetria por intrusão de mercúrio

(PIM)

O tamanho dos poros preenchidos é inversamente proporcional à pressão aplicada.

Considerando que os poros sejam cilíndricos pode-se utilizar a Equação (C.2) desenvolvida

por Washburn (1921) para determinar o diâmetro do poro.

)(cosy4-

⋅

(C.2)

Em que:

d – diâmetro equivalente do poro;

y – tensão superficial do mercúrio;

θ - ângulo de contato entre o mercúrio e a parede do poro;

p – pressão aplicada.

A tensão superficial do mercúrio pode ser considerada como 0,485 N/m e o ângulo de

contato entre o mercúrio e a parede do poro pode ser assumido como 130°.

A preparação da amostra foi realizada de acordo com o seguinte procedimento:

corte da amostra em tamanhos compatíveis com o porta-amostra utilizado, nesse caso

foi 1 cm

, figura C.8.

Anexo C

278

Figura C.8 – Corte de amostra para análise microestrutural.

Limpar as amostras com ultra som durante 15 minutos e parar a hidratação da amostra,

Figura C.7;

secar as amostras em estufa a 60°C durante 12 horas.

C.7. Equipamento e procedimentos utilizados para realizar a microscopia eletrônica de

varredura (MEV)

O microscópio eletrônico de varredura consiste basicamente de uma coluna ótico-

eletrônica, da câmara para a amostra, do sistema de vácuo e do controle eletrônico e sistema

de imagem. A imagem no MEV é constituída ponto a ponto por meio de um feixe de elétrons

de alta energia que é focalizado num ponto da amostra, causando a emissão de elétrons que

são coletados e amplificados para fornecer um sinal elétrico.

Os sinais utilizados nesta pesquisa foram os elétrons secundários (SE) e os elétrons

retroespalhados (BSE). Os elétrons secundários proporcionam uma imagem de alta resolução,

sendo mais utilizados em amostras fraturadas. Os elétrons retroespalhados são mais sensíveis

à diferença em número atômico, é mais utilizado em amostras polidas.

O microscópio eletrônico de varredura é utilizado juntamente com o espectrômetro de

dispersão de energia (EDS), o qual possibilita a obtenção do espectro inteiro de raios-X o que

permite a análise quantitativa dos constituintes da amostra. Maiores esclarecimentos consultar

Jorge Jr. e Botta Filho (2003).

A preparação da amostra fraturada seguiu os seguintes procedimentos:

cortar a amostra, em tamanhos compatíveis com o porta-amostra, utilizando uma disco

diamantado de baixa rotação e lubrificado com álcool isopropílico;

quebrar a mostra ao meio para obter a região fraturada;

limpar a amostra com ultra som durante 15 minutos;

parar a hidratação da amostra mergulhando-a em um recipiente com álcool

isopropílico com agitador magnético durante 30 minutos e fazendo vácuo durante 15

minutos. Realizar esse procedimento 3 vezes;

secar as amostras em estufa a 60°C durante 12 horas.

Anexo C

279

colar a amostra no porta amostra com tinta condutora (tinta prata);

passar um pouco de tinta prata entre a amostra e o porta amostra para assegurar o

aterramento;

recobrir a amostra com uma fina camada condutora de ouro;

deixar a mostra em um dessecador com vácuo e sílica gel para absorver a umidade, até

o dia do ensaio.

A preparação da amostra polida seguiu o seguinte procedimento:

cortar a amostra, em tamanhos compatíveis com o porta-amostra, utilizando uma serra

diamantada de baixa rotação e lubrificada com álcool isopropílico;

limpar as amostra com ultra som durante 15 minutos;

parar a hidratação da amostra mergulhando-a em um recipiente com álcool

isopropílico com agitador magnético durante 30 minutos e fazendo vácuo durante 15

minutos. Realizar esse procedimento 3 vezes;

colocar as amostras em estufa a 60°C durante 12 horas.

impregnar sob vácuo e embutir a frio com resina para preencher a estrutura dos poros;

Lixar e polir a amostra de acordo com a seguinte seqüência:

- Remover o excesso da resina e expor a superfície da amostra utilizando a lixa nº

320;

- lixar utilizando lixas de carbeto de silício nº 400, 600, 800, 1000, 1200, 1500 e

2000;

- limpar com ultra som durante 15 minutos;

- fazer o polimento utilizando suspensão de diamante em óleo mineral;

- limpar com ultra som durante 15 minutos;

colar a amostra no porta amostra com tinta condutora (tinta prata);

passar um pouco de tinta prata entre a amostra e o porta amostra para assegurar o

aterramento;

recobrir a amostra com uma fina camada condutora de ouro;

deixar a mostra em um dessecador com vácuo e sílica gel para absorver a umidade, até

o dia do ensaio.

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