ads:
P
P
U
U
C
C
R
R
S
S
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO GRANDE DO SUL
PRÓ-REITORIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
P
P
R
R
O
O
G
G
R
R
A
A
M
M
A
A
D
D
E
E
P
P
Ó
Ó
S
S
-
-
G
G
R
R
A
A
D
D
U
U
A
A
Ç
Ç
Ã
Ã
O
O
E
E
M
M
E
E
N
N
G
G
E
E
N
N
H
H
A
A
R
R
I
I
A
A
E
E
T
T
E
E
C
C
N
N
O
O
L
L
O
O
G
G
I
I
A
A
D
D
E
E
M
M
A
A
T
T
E
E
R
R
I
I
A
A
I
I
S
S
Faculdade de Engenharia
Faculdade de Física
Faculdade de Química
PGETEMA
ESTUDO DO PROCESSO DE CORROSÃO POR ÍONS CLORETO NO
CONCRETO ARMADO UTILIZANDO ARMADURAS COMUNS E
GALVANIZADAS
Lisiane Morfeo Tavares
PORTO ALEGRE
2006
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO GRANDE DO SUL
ESTUDO DO PROCESSO DE CORROSÃO POR ÍONS CLORETO NO
CONCRETO ARMADO UTILIZANDO ARMADURAS COMUNS E
GALVANIZADAS
Lisiane Morfeo Tavares
Arquiteta
Orientadora: Profª Dra. Eleani Maria da Costa
Co-orientador: Profº Dr. Jairo José de Oliveira Andrade
Porto Alegre, agosto de 2006
Dissertação submetida ao Programa
de Pós-Graduação em Engenharia e
Tecnologia de Materiais da Pontifícia
Universidade Católica do Rio Grande
do Sul como parte dos requisitos para
a obtenção do título de Mestre em
Engenharia.
ads:
BANCA EXAMINADORA
________________________________________
Profª. Drª. Denise Schermann Azambuja
Departamento de Físico-Química
Universidade Federal do Rio Grande do Sul
__________________________________________
Prof. Dr. Isaac Newton Lima da Silva
Departamento de Engenharias Mecânica e Mecatrônica
Pontifícia Universidade Católica do Rio Grande do Sul
__________________________________
Profª. Drª. Eleani Maria da Costa
Programa de Pós-Graduação em Engenharia e Tecnologia de Materiais
Pontifícia Universidade Católica do Rio Grande do Sul
_____________________________________
Prof. Dr. Jairo José de Oliveira Andrade
Departamento de Engenharia Civil
Pontifícia Universidade Católica do Rio Grande do Sul
“A verdadeira medida de um homem não é como ele se comporta em momentos
de conforto e conveniência, mas como ele se mantém em tempos de
controvérsia e desafio”.
Martin Luther King Jr
AGRADECIMENTOS
Meus agradecimentos vão para todos aqueles que acompanharam e contribuíram
para o acontecimento deste trabalho:
A Deus
A CAPES pela ajuda financeira para o desenvolvimento deste trabalho.
Às empresas GERDAU e BERETTA pelo auxílio técnico e científico.
Aos Funcionários, professores e colegas do PGETEMA.
Ao Laboratório de Eletroquímica da UFRGS.
Ao laboratório CIM da PUCRS, principalmente ao Liangrid L. da Silva e Tiago
Broilo.
Ao laboratório LAPA da PUCRS, principalmente a Fernanda A. dos Santos e a
Professora Marlize Cantelli.
E ao laboratório de Materiais de construção civil da PUCRS e principalmente ao
José Eduardo R. da Cruz pelo apoio.
Em especial agradeço,
Aos meus pais.
À professora e orientadora Eleani M. da Costa, que desde o início do mestrado me
incentiva a crescer.
Ao professor e co-orientador Jairo J. O. Andrade que sempre acreditou no meu
potencial.
À professora Denise Schermann Azambuja do Departamento de Físico-Química da
UFRGS pelo auxilio na realização dos ensaios e pelo conhecimento adquirido.
Ao professor Isaac N. L. da Silva da Eng. Mecânica pelo apoio e incentivo.
E aos professores Ismael Bicca e Flávio Gama pelo incentivo para o acontecimento
deste mestrado.
v
RESUMO
O presente trabalho avaliou a durabilidade de armaduras com tratamento anti-corrosivo
(galvanização a fogo) e armaduras de aço comum sem tratamento na evolução da corrosão
através da indução de íons cloreto em corpos-de-prova de concreto com diferentes relações
água/cimento e tipos de cimentos. Os processos de corrosão se deram através de ensaios
acelerados usando ciclos de secagem e imersão parcial em solução de 5% de NaCl. De forma
complementar, foi avaliado, através de ensaio de arrancamento realizado por modelamento
numérico a tensão de aderência da armadura com concreto em diferentes níveis de corrosão.
Para os ensaios experimentais foram confeccionados doze corpos-de-prova de forma
prismática com dimensões reduzidas. Os concretos foram moldados com três diferentes
relações água/cimento (0,4; 0,5 e 0,6) e com dois tipos de cimento o CPIV (cimento Portland
pozolânico) e CPII F (cimento Portland composto com fíler calcário). As armaduras inseridas
nos concretos serviram de sensores para a realização das medições eletroquímicas. As
medições eletroquímicas de Densidade de corrente de corrosão (I
corr
), Potencial de corrosão
(E
corr
) e Resistência de polarização (R
p
) mostraram a evolução da corrosão das armaduras
após a finalização de cada ciclo, somando-se no total de oito ciclos realizados.
Para o ensaio de tensão de aderência da armadura/concreto através de elementos finitos foi
projetado um modelo de corpo-de-prova idêntico ao do ensaio experimental de corrosão,
utilizando as propriedades somente dos concretos com cimento CPIV e CPII F com relação
água/cimento 0,5. Foram testadas armaduras de 8mm de diâmetro com diferentes níveis de
penetração da corrosão.
Os melhores resultados obtidos nos ensaios experimentais, em termos de desempenho
frente à corrosão, foram para as seguintes condições experimentais: armadura galvanizada,
relação água/cimento de 0,4 e cimento CPIV.
O modelo analítico utilizado para obter informações sobre a tensão de aderência da
armadura no concreto produziu resultados similares aos relatados na literatura para espessuras
de penetração de corrosão superiores a 0,2mm.
Palavras-chaves: corrosão por íons cloreto, patologias no concreto armado, produtos de
corrosão.
vi
ABSTRACT
The present work evaluated the durability of anti-corrosive reinforcements with (hot
dip) treatment and steel reinforcements of common steel without treatment on the
evolution of corrosion through the reduction of ion chloride in concrete specimen with
different water/cement relations and kind of cement.
The corrosion process was carried out through quick tests using drying cycles and
partial immersion in a 5% NaCl solution. It was evaluated in a complementary way with
pull-out tests performed by numerical modeling the bond of the reinforcement with
concrete different corrosion penetrations.
For the experimental tests, specimens were made in a prismatic way with reduced
dimensions. The concrete was molded with three different water/cement relations (0.4; 0.5
and 0.6) and with two kinds of cement, the CPIV (Portland-pozzolan cement) and CPII F
(Portland cement with calcareous filler). The reinforcements inserted in the concrete
served as sensors for the electromechanically measurements. The current density,
corrosion potential and polarization resistances of the electromechanical measurements
showed the corrosion evolution of the reinforcements after concluding each cycle, in a
total of 8 performed cycles.
For the bond test of the reinforcement/concrete through finite elements, it was
designed a specimen model identical to the experimental corrosion test one, using only the
properties of concrete with CPIV and CPII F cement in relation to 0,5 water/cement .
The analytical model used to obtain more information about the bond of the reinforcement
in the concrete produced similar results to the ones reported in literature for thickness of
corrosion penetration above 0,2mm.
Keywords: chloride ion, patologies of reinforced concrete, corrosion products.
vii
SUMARIO
AGRADECIMENTOS........................................................................................
v
RESUMO.............................................................................................................
vi
ABSTRACT.........................................................................................................
vii
LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS.................................................
xi
LISTA DE TABELAS........................................................................................
xiv
LISTA DE FIGURAS.........................................................................................
xv
1 INTRODUÇÃO................................................................................................
1
2 O CONCRETO................................................................................................ 4
2.1 Composição do concreto............................................................................ 4
2.2 Deterioração do concreto........................................................................... 5
2.2.1 Relação das agressividades ambientais segundo a norma brasileira
NBR 6118:2003...........................................................................................
9
2.3 Aspectos de durabilidade do concreto...................................................... 10
3 AS ARMADURAS...........................................................................................
12
3.1 Corrosão das armaduras........................................................................... 12
3.1.1 Iniciação da corrosão por carbonatação..............................................
16
3.1.2 Corrosão por íons cloreto....................................................................
18
3.1.2.2 Penetração de íons cloreto
19
3.1.3 Produtos de corrosão do aço...............................................................
25
3.2 Armaduras com tratamento anti-corrosivo: processo de galvanização
a fogo....................................................................................................................
29
4 MEDIDAS ELETROQUÍMICAS..................................................................
32
4.1 Polarização.................................................................................................. 32
4.2 Registro da diferença de potencial de corrosão....................................... 33
4.3 Densidade de corrente............................................................................... 36
4.4 Resistência de polarização......................................................................... 37
4.5 Resistividade do concreto.......................................................................... 38
4.6 A influência da temperatura na corrosão................................................ 39
5 ADERÊNCIA ENTRE O CONCRETO E A ARMADURA........................
41
5.1 Aderência entre o concreto e a armadura corroída................................ 45
5.1.1 Elementos finitos no estudo da aderência da armadura em estado de
corrosão.................................................................................................................
48
6. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL.......................................................
50
6.1 Caracterização dos materiais utilizados.................................................. 50
6.1.1 Cimento...............................................................................................
50
viii
6.1.2 Aditivos para o concreto.....................................................................
52
6.1.3 Agregado Miúdo.................................................................................
52
6.1.4 Agregado Graúdo................................................................................
54
6.1.5 Armaduras...........................................................................................
54
6.1.6 Galvanização a fogo das armaduras....................................................
55
6.1.6.1 Caracterização da camada de zinco nas armaduras
galvanizadas..........................................................................................
58
6.2 Confecção dos corpos-de-prova................................................................ 60
6.2.1 Dosagem dos concretos.......................................................................
62
6.2.2 Ensaios com corpos-de-prova cilíndricos...........................................
64
6.2.3 Preparação das armaduras dos corpos-de-prova para os ensaios de
corrosão........................................................................................................
64
6.2.4 Moldagem e cura dos corpos-de-prova prismáticos...........................
67
6.3 Procedimento de indução à penetração de íons cloreto nos corpos-de-
prova.....................................................................................................................
70
6.3.1 Semiciclos de secagem e imersão.......................................................
70
6.4 Medições eletroquímicas dos corpos-de-prova........................................ 72
6.4.1 Método utilizado para determinar as grandezas eletroquímicas.........
74
6.4.2 Conversão da densidade corrente para perda de massa e nível de
corrosão........................................................................................................
75
6.5 Modelamento numérico para avaliação da tensão de aderência da
armadura com o concreto................................................................................
75
6.5.1 Informações da malha geométrica......................................................
76
6.5.2 Dados de entrada para o modelo numérico.........................................
77
6.5.2.1 Propriedades do Concreto/Armadura......................................
77
6.5.2.2 Propriedades dos produtos de corrosão...................................
78
6.5.2.3 Modelo da formação dos produtos de corrosão......................
78
6.5.2.4 Aplicação de carga e relações de aderência............................
79
6.5.2.5 Restrições de movimento e pontos de obtenção dos
resultados do modelo..........................................................................
82
7 RESULTADOS E DISCUSSÕES...................................................................
84
7.1 Resultados dos ensaios complementares de resistência à compressão,
absorção de água e índice de vazios do concreto..............................................
84
7.2 Ensaio de corrosão acelerada induzida por cloretos............................... 85
7.2.1 Dados eletroquímicos de corrosão......................................................
85
7.2.1.1 Densidade de corrente.............................................................
86
7.2.1.2 Potencial de Corrosão.............................................................
92
7.2.1.3 Resistência de Polarização......................................................
96
7.2.2 Verificação dos produtos de corrosão após o processo final dos
ensaios.........................................................................................................
100
7.2.2.1 Aspectos macroscópicos dos produtos de corrosão...............
101
7.2.2.2 Aspectos microscópicos dos produtos de corrosão................
109
7.3 Resultados do modelamento numérico para ensaio de aderência......... 114
7.3.1 Dados numéricos de aderência............................................................
114
8 CONCLUSÕES................................................................................................
118
9 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS..........................................
121
ix
10 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS......................................................... 122
x
LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS
FHWA U.S. Federal Highway Administration
GDP Gross Domestic Product (EUA)
PNB Produto Nacional Bruto
C
2
S Silicato dicálcico
C
3
S Silicato tricálcico
C-S-H Representação dos silicatos de cálcio hidratados
C
3
A Aluminato tricálcico
C
4
AF Ferro aluminato tetracálcico
S Taxa de penetração da água por capilaridade
Cl
TH
Concentração de cloreto que induz o estado ativo de corrosão do aço
ESC Eletrodo de cobre-sulfato de cobre
ECS Eletrodo de calomelano saturado
CPIV Cimento Portland pozolânico
CPII F Cimento Portland composto com fíler calcário
a/c Relação água/cimento
φ ou d
Diâmetro
τ
Tensão de aderência (Tensão de cisalhamento)
P Carga
l Comprimento
CA Concreto armado
CP Concreto protendido
t Tempo
MPa N/mm
2
x Profundidade, distância
U.R. Umidade relativa do ar
e Espessura
K Coeficiente
AF Cimento Portland com escórias de alto forno
POZ Cimento Portland com pozolana
F Fluxo
D Coeficiente de difusão
C Concentração
η
Viscosidade
k
p
Característica do material em função da permeabilidade
p Pressão
q Fluxo de velocidade
xi
ψ
Potencial capilar
erf Função de erro
β
sol
Razão entre o volume de solução no poro por peso de concreto
V
sol
Volume da solução nos poros do concreto
w
sol
Peso da solução nos poros do concreto
w
conc
Peso do concreto
ρ
sol
Densidade da solução nos poros no concreto
T Temperatura
β
C-S-H
Razão de peso entre C-S-H gel e o concreto
w
C-S-H
Peso do C-S-H gel
w
total
Peso total dos produtos de hidratação
e
-
Elétrons
V Volts
ddp Diferença de potencial
E
pp
Potencial de passivação primária
E
tp
Potencial transpassivo
E
corr
Potencial de corrosão
E’ Potencial de eletrodo fora do equilíbrio termodinâmico
E
eq
Potencial de equilíbrio termodinâmico
I
corr
Densidade de corrente de corrosão
R
p
Resistência de polarização
ρ Resistividade
i Corrente elétrica
R Constante universal dos gases
F Constante de Faraday
R Resistência do circuito
η
Sobre-potencial
η’
Polarização
E
a
Energia de ativação
η
1
, η
2
e η
3
Coeficientes de conformação superficial
f
bd
Resistência de aderência de cálculo da armadura
f
ct,m
Resistência média à tração do concreto
γ
c
Coeficiente de ponderação da resistência do concreto
Δu
Deslizamento relativo
G Módulo de deslizamento
f
c,x
Resistência à compressão aos x dias
fck Resistência característica à compressão do concreto
E Módulo de elasticidade
σ
Tensão
xii
DN Diâmetro Nominal
α
Teor de argamassa
B Constante de Tafel
b
a
Constante de Tafel anódica
b
c
Constante de Tafel catódica
A Ampére
ν
Coeficiente de Poisson
n Número de elétrons
a
red
Atividade de íons reduzidos
a
oxi
Atividade de íons oxidados
xiii
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 - Valores médios (em % peso) dos componentes no cimento Portland
(PETRUCCI, 1998; NEVILLE, 1997; CÁNOVAS, 1988)……………………………………
5
Tabela 2.2 – Resumo das reações patológicas no concreto (ANDRADE, COSTA e SILVA,
2005; GENTIL, 2003; VERÇOZA,1991)....................................................................................
7
Tabela 2.3 - Classes de agressividade ambiental (NBR 6118:2003).........................................
9
Tabela 2.4 - Correspondência entre classe de agressividade ambiental e cobrimento
nominal (NBR 6118:2003)............................................................................................................
10
Tabela 2.5 - Correspondência entre classe de agressividade e qualidade do concreto (NBR
6118:2003)......................................................................................................................................
10
Tabela 3.1 – Resumo das composições químicas e características das camadas dos
produtos de corrosão formados nas armaduras (GEMELLI, 2001).......................................
27
Tabela 3.2 – Relação entre as concentrações de cloreto e íon hidroxila, a 25ºC de
temperatura, e os produtos de corrosão do aço (GÉNIN, 1986, apud MONTEIRO, 2002)..
28
Tabela 4.1 – Probabilidade de corrosão das armaduras através do potencial de corrosão,
utilizando o eletrodo de calomelano saturado (ASTM C 876:1991)........................................
34
Tabela 4.2 – Relação da corrente de corrosão por nível de corrosão (LIU, 1996).................
36
Tabela 6.1 - Composição química do cimento CP IV (Dados do fabricante)..........................
51
Tabela 6.2 - Composição química do cimento CP II F (Dados do fabricante)........................
51
Tabela 6.3 – Propriedades físicas do cimento CPIV (Dados do fabricante)...........................
51
Tabela 6.4 – Propriedades físicas do cimento CPII F (Dados do fabricante).........................
52
Tabela 6.5 – Propriedades físicas do agregado miúdo..............................................................
53
Tabela 6.6 – Propriedades físicas do agregado graúdo.............................................................
54
Tabela 6.7 – Propriedades físicas das armaduras (Dados do fabricante)...............................
55
Tabela 6.8 – Composição química da camada de zinco da armadura galvanizada
(%peso)..........................................................................................................................................
60
Tabela 6.9 - Composição química da camada de zinco da armadura galvanizada (%peso)
(CHENG A. et al. 2005)................................................................................................................
60
Tabela 6.10 – Dosagem de material para cada tipo de concreto..............................................
63
Tabela 6.11 – Propriedades mecânicas dos concretos CPIV e CPII F com relação a/c 0,5...
77
Tabela 6.12 – Relação da idealização dos produtos de corrosão no programa
Pro/Engineer.................................................................................................................................
79
Tabela 7.1 – Resultados dos ensaios de resistência à compressão, absorção capilar dos
concretos e índice de vazios..........................................................................................................
85
xiv
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 – Lixiviação do concreto em zona marinha, onde se pode observar o produto
branco de carbonato de cálcio (CaCO
3
) no detalhe ampliado (GENTIL, 2003)....................
8
Figura 3.1 – Esquema ilustrativo do processo de deterioração do concreto armado
(GENTIL, 2003)............................................................................................................................
14
Figura 3.2 - Corrosão generalizada da armadura de uma laje devido ao ataque por cloro,
com desagregação do concreto de cobertura (HELENE, 1988)...............................................
15
Figura 3.3 - Grau de carbonatação em relação à umidade do ar (CÁNOVAS, 1988)...........
17
Figura 3.4 - Ábaco para representação da durabilidade em relação aos cobrimentos dos
concretos (de C10 a C50) expostos a carbonatação (HELENE, 2004).....................................
18
Figura 3.5 - Interações dos íons cloreto no concreto (CASCUDO, 1997)................................
21
Figura 3.6 – Ábaco para representação da durabilidade em relação ao cobrimentos dos
concretos (de C10 a C50) expostos ao cloro (HELENE, 2004).................................................
25
Figura 3.7 – Representação esquemática da corrosão eletroquímica no concreto armado
na presença de agentes agressivos como o enxofre e os íons cloreto (PORRERO, 1975
apud HELENE, 1986)...................................................................................................................
26
Figura 3.8 - Representação esquemática da pilha de corrosão no concreto armado com
armaduras distintas (LABRE; GOMES, 1989).........................................................................
26
Figura 3.9 – Representação do processo de corrosão atmosférica no aço por dióxido de
enxofre (GEMELLI, 2001)..........................................................................................................
29
Figura 3.10 – Representação da expectativa de vida da camada de zinco exposto em
ambiente industrial (BENTUR, DIAMOND e BERKE, 1997).................................................
31
Figura 4.1 - Diagrama de Pourbaix para o ferro: equilíbrio de potencial E(V) – pH para
Fe-H
2
O a 25ºC e 1 atm (CÁNOVAS, 1988)................................................................................
35
Figura 4.2 – Gráficos das curvas de polarização anódica, catódica e a sobreposição das
duas curvas, respectivamente (BENTUR, DIAMOND e BERKE, 1997)................................
35
Figura 4.3 – Relação entre a concentração de cloreto e a resistividade do concreto
(MORRIS, VICO e VÁZQUEZ, 2004).......................................................................................
39
Figura 5.1 - Esforço de arrancamento, deformação do concreto entorno da armadura
nervurada (depois da formação de fissuras internas) (GOTO, 1971).....................................
44
Figura 5.2 – Representação esquemática do estado de forças triaxiais na armadura
nervurada (SOUZA, 1983)...........................................................................................................
44
Figura 5.3 – Tipos de danos à interface entre a armadura e o concreto, devido a fissuras
no concreto de cobertura pela formação dos produtos de corrosão, como função da
posição da armadura corroída e da taxa entre a profundidade de cobertura e o diâmetro
da armadura (C/D) (BENTUR et al., 1997)................................................................................
46
Figura 5.4 – Representação da influência do tipo de corrosão na aderência concreto-
armadura (ISA; HELENE, 1998)...............................................................................................
48
Figura 6.1 – Curva granulométrica do agregado miúdo..........................................................
53
Figura 6.2 – Decapagem ácida das armaduras de aço..............................................................
55
Figura 6.3 – Remoção das armaduras do banho de fluxagem.................................................
56
Figura 6.4 – Remoção das armaduras da cuba de zincagem....................................................
57
Figura 6.5 – Imersão das armaduras na cuba de resfriamento e passivação.........................
58
xv
Figura 6.6 – Vista transversal da camada de zinco da armadura galvanizada......................
59
Figura 6.7 – Camada de zinco da armadura galvanizada com indicação da espessura.
Ampliação: 200x...........................................................................................................................
59
Figura 6.8 – Microestrutura da camada de zinco na armadura galvanizada. Ampliação:
200x................................................................................................................................................
60
Figura 6.9 – Esquema dos corpos-de-prova utilizados nos ensaios de corrosão.....................
61
Figura 6.10 – Esquema apresentando as combinações de cada corpo-de-prova avaliado....
62
Figura 6.11 – Corpos-de-prova cilíndricos para ensaios de compressão e absorção de
água................................................................................................................................................
62
Figura 6.12 – Máquina utilizada para a realização ensaios de resistência a compressão
dos concretos.................................................................................................................................
64
Figura 6.13 – Fotografia das armaduras comuns imersas na solução preparada para a
remoção dos óxidos superficiais..................................................................................................
65
Figura 6.14 – Fotografia da escovação das armaduras comuns para a remoção dos
óxidos.............................................................................................................................................
66
Figura 6.15 – Fotografia das armaduras comuns e galvanizadas e após os processos de
limpeza de remoção de óxidos.....................................................................................................
66
Figura 6.16 – Fotografia dos fios flexíveis de cobre conectados nas armaduras para as
medições eletroquímicas..............................................................................................................
67
Figura 6.17 – Fotografia ilustrando a área da barra limitada à corrosão, o qual foi
realizada com polímero de emborrachamento a frio................................................................
67
Figura 6.18 – Fotografia da fôrma de madeira utilizada para as moldagens dos corpos-
de-prova.........................................................................................................................................
68
Figura 6.19 – Fotografia dos concretos lançados na fôrma com adensamento em mesa
vibratória.......................................................................................................................................
68
Figura 6.20 – Fotografia da cura dos concretos em tanque de água fria................................
69
Figura 6.21 – Fotografia ilustrando a aplicação da tinta anticorrosiva nas faces superior e
inferior dos corpos-de-prova.......................................................................................................
70
Figura 6.22 – Representação esquemática de um ciclo de indução de íons cloreto................
70
Figura 6.23 – Fotografia dos corpos-de-prova na etapa de secagem.......................................
71
Figura 6.24 – Fotografia dos corpos-de-prova na etapa de imersão em solução de cloreto
de sódio 5% vol. em água.............................................................................................................
72
Figura 6.25 – Esquema ilustrativo da montagem da célula eletroquímica (BENTUR,
DIAMOND e BERKE, 1997).......................................................................................................
73
Figura 6.26 – Fotografia do potenciostato utilizado para as medições das grandezas
eletroquímicas...............................................................................................................................
73
Figura 6.27 – Fotografia da montagem da célula eletroquímica para as leituras
eletroquímicas...............................................................................................................................
74
Figura 6.28 – Imagem da distribuição da malha no modelo analítico projetado no
Pro/Engineer.................................................................................................................................
76
Figura 6.29 – Esquema da idealização da formação e crescimento dos produtos de
corrosão da armadura de aço usada no modelamento numérico............................................
79
Figura 6.30 – Distribuição de cargas máximas para cada nível de penetração de corrosão
(ALMUSALLAM et al. 1996)......................................................................................................
80
Figura 6.31 – Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão (CLARK e
SAIFULLAH, 1993).....................................................................................................................
81
xvi
Figura 6.32 – Tensão de aderência por nível de corrosão (SOYLEV e FRANÇOIS, 2003)..
81
Figura 6.33 – Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão (STANISH, 1997)........
82
Figura 6.34 – Imagem do modelamento do corpo-de-prova para ensaio de aderência no
Pro/Engineer.................................................................................................................................
83
Figura 7.1 – Diagrama de dosagem dos concretos moldados...................................................
84
Figura 7.2 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento
0,4...................................................................................................................................................
87
Figura 7.3 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento
0,5...................................................................................................................................................
87
Figura 7.4 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento
0,6...................................................................................................................................................
88
Figura 7.5 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
0,4...................................................................................................................................................
88
Figura 7.6 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
0,5...................................................................................................................................................
89
Figura 7.7 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
0,6...................................................................................................................................................
89
Figura 7.8 – Evolução comparativa da perda de massa das armaduras para os concretos
moldados com cimento CPIV com armaduras comuns (C) e galvanizadas (G).....................
90
Figura 7.9 – Evolução comparativa do nível de penetração de corrosão das armaduras
para os concretos moldados com cimento CPIV com armaduras comuns (C) e
galvanizadas (G)...........................................................................................................................
91
Figura 7.10 – Evolução comparativa da perda de massa das armaduras para os concretos
moldados com cimento CPII F com armaduras comuns (C) e galvanizadas (G)...................
91
Figura 7.11 – Evolução comparativa do nível de penetração de corrosão das armaduras
para os concretos moldados com cimento CPII F com armaduras comuns (C) e
galvanizadas (G)...........................................................................................................................
92
Figura 7.12 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento
0,4...................................................................................................................................................
93
Figura 7.13 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento
0,5...................................................................................................................................................
93
Figura 7.14 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento
0,6...................................................................................................................................................
94
Figura 7.15 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
0,4...................................................................................................................................................
94
Figura 7.16 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
0,5...................................................................................................................................................
95
Figura 7.17 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e
armadura
g
alvanizada
(
G
)
p
ara o concreto com cimento CPII F e relação á
g
ua/cimento
95
xvii
0,6...................................................................................................................................................
Figura 7.18 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum
(C) e da armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação
água/cimento 0,4...........................................................................................................................
97
Figura 7.19 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum
(C) e da armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação
água/cimento 0,5...........................................................................................................................
97
Figura 7.20 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum
(C) e da armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação
água/cimento 0,6...........................................................................................................................
98
Figura 7.21 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum
(C) e da armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação
água/cimento 0,4...........................................................................................................................
98
Figura 7.22 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum
(C) e da armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação
água/cimento 0,5...........................................................................................................................
99
Figura 7.23 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum
(C) e da armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação
água/cimento 0,6...........................................................................................................................
99
Figura 7.24 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação
água/cimento 0,4 com armadura comum após os ciclos de corrosão.......................................
101
Figura 7.25 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação
água/cimento 0,4 com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão...............................
102
Figura 7.26 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação
água/cimento 0,5 com armadura comum após os ciclos de corrosão.......................................
102
Figura 7.27 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação
água/cimento 0,5 com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão...............................
103
Figura 7.28 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação
água/cimento 0,6 com armadura comum após os ciclos de corrosão.......................................
104
Figura 7.29 – Fotografia do corpo-de-prova com cimento CPIV e relação água/cimento
0,6 com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.......................................................
104
Figura 7.30 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,4 com armadura comum após os ciclos de corrosão.......................................
105
Figura 7.31 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,4 com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão...............................
105
Figura 7.32 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,5 com armadura comum após os ciclos de corrosão.......................................
106
Figura 7.33 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,5 com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão...............................
107
Figura 7.34 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,6 com armadura comum após os ciclos de corrosão.......................................
107
Figura 7.35 – Detalhe do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,6 com armadura comum após os ciclos de corrosão.......................................
108
Figura 7.36 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,6 com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão...............................
108
Figura 7.37 – Detalhe do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação
água/cimento 0,6 com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão...............................
109
Figura 7.38 – Imagem obtida no MEV mostrando a formação dos produtos de corrosão
na armadura comum retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
110
xviii
0,5 após ser submetida aos ciclos de corrosão............................................................................
Figura 7.39 – Espectro de EDS dos produtos de corrosão na armadura comum retirada
do concreto com cimento com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5 após os ciclos
de corrosão....................................................................................................................................
111
Figura 7.40 – Imagem obtida no MEV mostrando a formação dos produtos de corrosão
na armadura galvanizada retirada do concreto com cimento CPII F e relação
água/cimento 0,5 após os ciclos de corrosão...............................................................................
112
Figura 7.41 – Espectro de EDS dos produtos de corrosão na armadura galvanizada
retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5 após os ciclos de
corrosão.........................................................................................................................................
113
Figura 7.42 – Imagem obtida no MEV mostrando a formação dos produtos de corrosão
na armadura comum retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
0,6 após os ciclos de corrosão.......................................................................................................
113
Figura 7.43 – Imagem obtida no MEV da formação dos produtos de corrosão na
armadura galvanizada retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento
0,6 após os ciclos de corrosão.......................................................................................................
114
Figura 7.44 – Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão dos concretos com
cimento CPIV e CPII F e relação água/cimento 0,5..................................................................
116
Figura 7.45 – Imagem do Pro/E da distribuição de tensões na armadura no ensaio de
arrancamento................................................................................................................................
116
Figura 7.46 – Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão obtidos no
Pro/Engineer e comparados com diferentes modelos da literatura (a - SOYLEV e
FRANÇOIS, 2003; b - CLARK e SAIFULLAH, 1993; c - STANISH, 1997)..........................
117
xix
1
1 INTRODUÇÃO
A Indústria da Construção Civil no Brasil é uma das grandes responsáveis pelo
crescimento do país, sendo o concreto armado largamente utilizado nas construções
brasileiras. Desta forma, faz-se necessário a consideração da sua durabilidade, ou seja, o seu
adequado desempenho durante a sua vida útil na avaliação de um projeto.
A principal preocupação no projeto e na execução das estruturas de concreto é oferecer
segurança e estabilidade para o uso previsto no local sem que haja necessidade de constantes
reparos e manutenções em estruturas com condições normais de conservação (CEB, 1990).
Contudo, observa-se que nos últimos anos tem crescido o número de edificações cujas
estruturas de concreto armado têm apresentado manifestações patológicas, principalmente
relacionadas com a corrosão das armaduras, como resultado do envelhecimento precoce das
estruturas devido principalmente à má execução, uso inadequado de materiais e/ou
planejamento indevido (HELENE, 2004).
O custo associado à corrosão é um fator importante a ser considerado, pois gastos
elevados são despendidos para reparos e substituição de elementos estruturais. Este valor em
geral é estimado em aproximadamente 3,5% do Produto Nacional Bruto (PNB) de países em
desenvolvimento (FORTES, 1995).
DAL MOLIN (1988) realizou um levantamento em 275 prédios em geral, no período
de 1977 a 1986, desconsiderando obras de grande porte (pontes e barragens), no Estado do
Rio Grande do Sul e verificou que aproximadamente 11,89% destas edificações apresentavam
patologias devido à corrosão das armaduras e que 26,89% da incidência de fissuras nos
edifícios eram encontradas no concreto.
HELENE (1988) também citou que uma das principais ocorrências patológicas no
concreto armado é a corrosão das armaduras, depois de manchas superficiais e fissuras
apresentadas no concreto.
Em relação à origem dos problemas patológicos relacionados à corrosão das
armaduras, o fator mais relevante, representando 40% foi a questão de projeto das estruturas
(GRUNAU, 1981 apud HELENE, 1988).
CARMONA e MAREGA (1988) em uma extensa pesquisa sobre edificações com
manifestações patológicas em diversas regiões do país, verificaram que 27% dos casos
estavam associadas com a corrosão das armaduras e que a principal fonte destes danos era a
2
má execução da obra, representando 52% em relação às demais origens no processo
construtivo.
ARANHA (1994) igualmente verificou que a incidência de corrosão nas armaduras é
um fator preponderante dentre as manifestações patológicas das edificações, representando
aproximadamente 43% dentre os danos encontrados em 348 obras levantadas na Região
Amazônica.
NINCE (1996) fez um levantamento em 401 obras na região Centro-Oeste do país e
identificou a ocorrência de 30,1% de corrosão das armaduras.
ANDRADE (1997) pesquisou as manifestações patológicas no Estado de Pernambuco,
concluindo que corrosão das armaduras é a principal manifestação, chegando ao índice de
62% dos casos.
A corrosão das armaduras nas estruturas através do ingresso de íons cloreto é uma das
formas mais comuns de ataque que leva à deterioração de estruturas de concreto armado. Os
danos relacionados às estruturas em ambientes marinhos resultam em um custo de bilhões de
dólares por ano destinado ao reparo das mesmas. A questão de durabilidade das construções
recebeu, portanto, maior atenção nos últimos anos devido a freqüente ocorrência de casos
patológicos e ao grande custo associado a reparos (JOSHI e CHAN, 2002). Por exemplo, o
custo anual da corrosão em pontes nas auto-estradas nos Estados Unidos é em torno de 8,3
bilhões de dólares, incluindo manutenção, reparo, recolocação e custo de capital, de acordo
com a CC Technologies e NACE International em um estudo financiado pela U.S. Federal
Highway Administration (FHWA) (ROSS e GOLDSTEIN, 2003). O custo total estimado por
ano na área de infra-estrutura chega a 22,6 bilhões de dólares, correspondendo a 3,2% do
Gross Domestic Product (GDP) americano. Em um outro levantamento nas pontes nos
Estados Unidos feito pela FHWA, em 2004, revela que aproximadamente 29% delas são
classificadas como estruturalmente ou funcionalmente deficientes (BETTER BRIDGES,
2004).
Na Austrália, o custo de reparo de estruturas foi estimado em 1978 na ordem de 50
milhões de dólares por ano, representando 10% de gastos de edificações novas. Segundo HO
e CHIRGWIN (1995) este valor poderia ter sido transformado em torno de bilhões de dólares
se considerado estruturas de grande porte.
FORTES (1995) citou que no Brasil o custo da corrosão no ano de 1994 foi em torno de 3
milhões de dólares, creditado a construção civil.
Desta forma, a presente pesquisa tem por objetivo o estudo da corrosão de armaduras
galvanizadas e não galvanizadas com a indução de íons cloreto através de ciclos de secagem e
3
imersão parcial de corpos-de-prova de concretos com diferentes tipos de cimentos (CPIV e
CPII F) e relação água/cimento (0,4; 0,5 e 0,6). As medições das armaduras foram feitas por
meio de técnica eletroquímica para avaliação do estado de corrosão no final de cada ciclo.
Além disso, como estudo complementar, foi realizado a análise por modelamento
computacional da relação de aderência da armadura com o concreto em diferentes níveis de
corrosão.
A existência de poucos estudos comparativos entre armaduras galvanizadas e não
galvanizadas em concreto com diferentes cimentos frente a indução de íons cloretos motivou
a realização desta pesquisa para a área da construção civil.
4
2 O CONCRETO
O concreto é um material compósito comum, constituído por partículas grandes, onde
as fases matriz e dispersa são compostas por materiais cerâmicos. Em sentido mais amplo, o
termo concreto subentende um material compósito que consiste em um agregado de partículas
ligadas umas às outras em um corpo sólido através de algum tipo de meio de ligação, isto é,
um cimento (CALLISTER, 2000).
Segundo PETRUCCI (1998) o concreto hidráulico é um material de construção
constituído por mistura de aglomerante com um ou mais materiais inertes e água. Quando
recém-misturado, deve oferecer condições tais de plasticidade que facilitem as operações de
manuseio indispensáveis ao lançamento nas fôrmas, adquirindo, com o tempo, pelas reações
que então se processarem entre aglomerante e água, coesão e resistência.
A principal característica do concreto é a alta resistência à compressão, porém sua
resistência à tração é baixa. O concreto, com resistência à compressão variando entre 20 e
40MPa é o mais comumente utilizado nas estruturas, embora atualmente existam produções
de concreto comercial de alta resistência, chegando até 130MPa de resistência a compressão
(MEHTA e MONTEIRO, 1994).
2.1 Composição do concreto
O concreto é constituído de cimento, agregado miúdo (areia), agregado graúdo (brita)
e água. Em alguns casos são usados aditivos e adições minerais.
O cimento Portland é geralmente o mais empregado na construção civil, que é um
material obtido pela mistura de material calcário, como rocha calcária ou gesso, e alumina e
sílica, encontrados em argilas ou xisto. Pode também ser usada a marga, mistura de materiais
calcários e argilosos. Em quase todos os países do mundo se encontram materiais para a
fabricação de cimento Portland (NEVILLE, 1997).
As matérias-primas e as porcentagens utilizadas na fabricação do cimento Portland no
Brasil são: calcário (CaO – 61 a 67%), sílica (SiO
2
– 20 a 23%), alumina (Al
2
O
3
– 4,5 a 7%) e
óxido de ferro (Fe
2
O
3
– 2 a 3,5%). Estas substâncias quando aquecidas reagem entre si
formando outros compostos, que são os principais componentes do cimento Portland
(PETRUCCI, 1998), como mostra a Tabela 2.1.
5
Os compostos anidros, ou seja, os silicatos de cálcio e os aluminatos tricálcicos são os
principais produtos de hidratação presentes no cimento Portland. O aluminato tricálcico, C
3
A,
reage rapidamente com a água e se cristaliza, produzindo um aluminato hidratado, cuja
hidratação despende muito calor. No caso do ferro aluminato tetracálcico, C
4
AF, ocorre uma
reação mais lenta, não libera cal e forma também um aluminato hidratado. No processo de
hidratação do cimento o silicato tricálcico, C
3
S, libera calor e passa para a solução liberando
cal na forma de cristais de hidróxido de cálcio, Ca(OH)
2
, enquanto uma massa gelatinosa de
silicato hidratado se forma em torno dos grãos originais. No caso do silicato dicálcico, C
2
S, é
atacado lentamente pela água, depois de algumas semanas os cristais se recobrem de silicato
hidratado, formando também o hidróxido de cálcio
,
em menor quantidade. Os silicatos de
cálcio hidratados são representados como C-S-H e contém geralmente algumas quantidades
de Al, Fe, Mg e outros íons (PETRUCCI, 1998; NEVILLE, 1997).
Tabela 2.1 - Valores médios (em % peso) dos componentes no cimento Portland
(PETRUCCI, 1998; NEVILLE, 1997; CÁNOVAS, 1988).
Composto Composição em óxidos / porcentagem em peso no
cimento Portland
Silicato tricálcico 3CaO
2
SiO
2
(C
3
S – 42 a 60%)
Silicato dicálcico 2CaO SiO
2
(C
2
S – 14 a 35%)
Aluminato tricálcico 3CaO Al
2
O
3
(C
3
A – 6 a 13%)
Ferro aluminato tetracálcico 4CaO Al
2
O
3
Fe
2
O
3
(C
4
AF – 5 a 10%)
Em porcentagens reduzidas existe a magnésia (MgO – 0,8 a 6%), o óxido de titânio
(TiO
2
), o óxido de magnésio (Mn
2
O
3
), a álcalis (K
2
O e Na
2
O – 0,3 a 1,5 %), os sulfatos (SO
3
– 1 a 2,3%) e o anidrido fosfórico (P
2
O
5
) (PETRUCCI, 1998).
2.2 Deterioração do concreto
O concreto pode sofrer diversos tipos de deterioração, diferentes dos que ocorrem nas
armaduras. O estudo dos mecanismos de transporte de líquidos e gases através dos poros do
concreto tem evoluído, contribuindo para o conhecimento da durabilidade deste material. Em
nível microestrutural no concreto encontram-se vazios capilares, formados quando os silicatos
de cálcio hidratados (C-S-H) se desenvolvem e crescem no concreto em hidratação. Uma rede
de poros se forma entre as partículas de cimento, inclusive com o próprio C-S-H. Os poros e
6
os canais grandes (comumente os poros tem dimensões de 100nm a alguns milímetros)
conectados em rede permitem facilmente a entrada e a saída da água pelo concreto. Desta
forma as substâncias agressivas dissolvidas na água podem penetrar profundamente na
estrutura. (MORANVILLE-REGOURD, 1992).
Os poros são ocupados pela fase aquosa do concreto, contendo componentes iônicos
como OH
-
, Na
+
, Ca
2+
, K
+
e SO
−2
4
liberados pelas reações de hidratação ou de cura. Os íons
Na
+
, K
+
e OH
-
são os principais responsáveis pela elevação da alcalinidade. O pH de 12,5 a
13,5 da fase aquosa do concreto causa uma proteção química nas armaduras devido à
formação de uma camada de óxido de ferro III (Fe
2
O
3
) passivante, composta de lepidocrocita
compacta, que adere à superfície da armadura, protegendo-a (HELENE, 2004;
FIGUEIREDO, 1994).
O concreto pode sofrer deterioração por processos físicos, químicos, biológicos ou
mecânicos (GENTIL, 2003). Efeitos expansivos podem ser vistos como um comportamento
físico produzido por reações internas de degelo, pela cristalização de sais solúveis contidos no
concreto ou expansão da armadura corroída (CÁNOVAS, 1988). Também podem ser
consideradas causas físicas, as variações térmicas, a retração hidráulica, a abrasão, entre
outros (VERÇOZA, 1991).
A deterioração por ação química no concreto pode ocorrer na pasta de cimento e no
agregado e as causas são provindas principalmente de gases contidos na atmosfera (CO
2
, SO
2
etc.); de águas puras, turvas, ácidas, selenitosas e marinhas; de compostos fluídos ou sólidos
de natureza orgânica tais como óleos, gorduras, combustíveis, líquidos alimentares, entre
outros. A corrosão química causada pelo ataque de ácido clorídrico (HCl) forma cloretos de
cálcio e sílica gel como produto da reação de ataque ao silicato tricálcico do concreto
(CÁNOVAS, 1988; VERÇOZA, 1991).
Os agentes biológicos de deterioração no concreto são basicamente fungos e bactérias,
como por exemplo, podem-se citar os bacilos Thiobacillus thioparus e Thiobacillus
concretivorus que são encontrados em esgotos cloacais. Os vegetais de grande porte também
podem desagregar o concreto, quando as raízes impregnam e crescem no mesmo
(VERÇOZA, 1991; GENTIL, 2003; LUDWIG e ALMEIDA, 1979 apud HELENE, 1986).
A ação mecânica de deterioração do concreto tem origem nas vibrações da estrutura
que podem causar fissuras, possibilitando a entrada de agentes agressivos, podendo ocasionar
facilmente a despassivação das armaduras (GENTIL, 2003).
Segundo a NBR 6118 (2003) as deteriorações no concreto podem ser originados por:
7
a) Lixiviação causada por ação das águas puras, carbônicas agressivas ou ácidas que
dissolvem e carreiam os compostos hidratados da pasta de cimento;
b) Expansão ocasionada por ação de águas e solos que contenham ou estejam contaminados
com sulfatos, dando origem a reações expansivas e deletérias com a pasta de cimento
hidratado;
c) Expansão devido à ação das reações entre álcalis do cimento e certos agregados reativos;
d) Reações deletérias superficiais de certos agregados decorrentes de transformações de
produtos ferruginosos presentes na sua constituição mineralógica.
A Tabela 2.2 apresenta um resumo das patologias no concreto devido à diferentes
causas.
Tabela 2.2 – Resumo das reações patológicas no concreto (ANDRADE, COSTA e SILVA,
2005; GENTIL, 2003; VERÇOZA,1991).
Causa Reações
Lixiviação
Presença de CO
2
(ambiente) e Hidróxido de cálcio (no concreto):
(
)
OHCaCOCOOHCa
232
2
+
→
+
- Eflorescência na superfície do co n creto
Carbonatação
Presença de CO
2
(ambiente) e Hidróxido de cálcio (no concreto):
(
)
OHCaCOCOOHCa
232
2
+
→
+
Excesso de CO
2
(ex.: águas com agentes agressivos):
(
)
2
3223
HCOCaCOOHCaCO →
+
+
Ácidos
Ataque à pasta de cimento:
(
)
OHCaHOHCa
2
2
2
22 +→+
++
*obs.: H
+
= HCl, H
2
SO
4
e etc.
OHSiOCaHOHSiOCaO
22
2
22
6236323 ++→+⋅⋅
++
Bases – Reação
Álcalis-
Agregado
Concreto com sílica (reativa e amorfa) e muito alcalino = Reação entre álcalis e sílica. Ex.
Dolomita com soda cáustica:
(
)
323
2
33
2 CONaCaCOOHMgNaOHMgCOCaCO +
+
→
+
⋅
Reação do aluminato tricálcico (na pasta de cimento) e hidróxido de sódio (base forte):
(
)()
26
3232
32663 OHCaOHAlNaOHNaOHOAlCaO +→
+
+
⋅
Silicatos ou agregados contendo sílica com soluções concentradas de bases fortes:
OHSiONaNaOHSiO
2322
2
+
→
+
Solução de soda cáustica que penetra no concreto e se concentra de vido à evaporação:
OHCONaOHCONaOH
23222
762 →
+
+
OHCONaOHCONaOH
23222
1092 →
+
+
Resultado: Expansão, fissuras e exsudação do gel de sílica, através de poros e fissuras.
Sais
Sal de amônia reage com o meio alcalino do concreto, minimizando a alcalinidade do mesmo:
(
)
223
2
4
2)(22 CaClOHgNHOHCaClNH +
+
→
+
Sais de magnésio podem ocasionar reação dos íons magnésio com o hidróxido de cálcio, tendo
como resultado lixiviação do íon cálcio:
(
)
(
)
++
+→+
2
22
2
CaOHMgOHCaMg
Cloreto de ferro (III) e cloreto de alumínio formam ácido clorídrico com a água:
(
)
HClOHFeOHFeCl 33
3
23
+
→
+
(
)
HClOHAlOHAlCl 33
3
23
+
→
+
Reação entre o sulfato, ou ácido sulfúrico, e o hidróxido de cálcio (da hidratação do cimento):
(
)
−−
+→++ OHOHCaSOOHSOOHCa 222
242
2
4
2
continua
8
(
)
−
⋅→+ OHCaSOSOHOHCa 2
442
2
Sulfato de cálcio hidratado reage com o aluminato tricálcico hidratado, ocasionando aumento de
volume, podendo ocorrer fissuras e descascamento do concreto:
O
HCaSOOAlCaOOHOHOAlCaOOHCaSO
2432223224
3133196323 ⋅⋅→
+
⋅
⋅
+
⋅
Reação de íons bicarbonato, e o magnésio, existente na água do mar, com o hidróxido de cálcio
do concreto:
(
)
−−
++→+ OHOHCaCOHCOOHCa
233
2
(
)
(
)
++
+→+
2
2
2
2
CaOHMgMgOHCa
Água do Mar
Estrutura submersa: resiste a corrosão;
Variação da maré na estrutura: processo de molhagem e secagem sujeito a corrosão;
Respingos de maré: corrosão mais intensa;
Névoa salina: corrosão menos intensa;
Estrutura enterrada: geralmente não se observa corrosão.
Gás Sulfídrico e
Sulfetos
O gás sulfídrico pode se originar da hidrólise de sulfetos, como no exemplo abaixo:
SHNaOHHOHSNa
22
22
+
→
+
A partir daí o ácido sulfídrico ataca o ferro do aço resultando na seguinte reação:
HFeSSHFe 2
2
+
→
+
2
2 HH →
O hidrogênio atômico, em presença de sulfeto, não se transforma em uma molécula,
proporcionando a frag ilidade do metal.
Bactérias
Thiobacillus thiooxidan s: bactérias que se desenvolvem no esgoto e diminuem o pH e
deterioram o concreto, com posterior ataque das armaduras.
Desulfovibrio desulfuricans: bactérias que se desenvolvem no esgoto e deterioram o concreto.
Vegetal Raízes finas que quando cresce fissuram o concreto
Corrente de
Fuga
Corrosão da armadura por meio do concreto
Resistividade
Elétrica
Possibilita o fluxo de elétrons, ocasionando a corrosão das armaduras
Porosidade e
Permeabilidade
Resistividade do concreto baixa e aceleração do processo corrosivo
Fissuras ou
Trincas
Possibilidade de ataque corrosivo na armadura
A Figura 2.1 ilustra o fenômeno de lixiviação no concreto em uma zona marinha, com
o carbonato de cálcio aparente na superfície do concreto, fruto da reação do hidróxido de
cálcio presente na massa e dióxido de carbono do ambiente externo.
Figura 2.1 – Lixiviação do concreto em zona marinha, onde se pode observar o produto branco de
carbonato de cálcio (CaCO
3
) no detalhe ampliado (GENTIL, 2003).
9
2.2.1 Relação das agressividades ambientais segundo a norma brasileira NBR 6118:2003
A norma NBR 6118:2003 sobre projeto de estruturas de concreto armado tráz em seu
conteúdo critérios para atender a durabilidade visando diferentes zonas de risco para as
estruturas, como mostram as Tabelas 2.3 a 2.5.
As zonas marítimas e industriais são as que apresentam elevadas probabilidades de
danos, sendo requerido maior cuidado em especificações de projeto das estruturas.
O cobrimento é um dos requisitos referentes à durabilidade da estrutura, pois representa
uma barreira física para a corrosão das armaduras. Pode-se observar na Tabela 2.4 que para o
concreto com armaduras protendidas os cobrimentos são maiores, pois a estrutura trabalha sob
tensão das armaduras, mecanismo que acelera a corrosão.
Como será visto a seguir, a relação água/cimento determina a qualidade do concreto e
como conseqüência a sua porosidade, fator determinante ao ingresso de agentes agressivos
oriundos do meio ambientais.
Tabela 2.3 - Classes de agressividade ambiental (NBR 6118:2003).
Classe de
agressividade
ambiental
Agressividade Ambiente
Risco de deterioração
da estrutura
I
Fraca Rural / Submersa Insignificante
II
Moderada Urbana
1), 2)
Pequeno
III
Forte Marinha
1)
/ Industrial
1), 2)
Grande
IV
Muito forte
Industrial
1), 3)
/ Respingos de
maré
Elevado
1)
Pode-se admitir um microclima com uma classe de agressividade mais branda (um nível acima) para ambientes internos
secos (salas, dormitórios, banheiros, cozinhas e áreas de serviço de apartamentos residenciais e conjuntos comerciais ou
ambientes com concreto revestido com argamassa e pintura).
2)
Pode-se admitir uma classe de agressividade mais branda (um nível acima) em: obras em regiões de clima seco, com
umidade relativa do ar menor ou igual a 65%, partes da estrutura protegidas de chuva em ambientes predominantemente
secos, ou regiões onde chove raramente.
3)
Ambientes quimicamente agressivos, tanques industriais, galvanoplastia, branqueamento em indústrias de celulose e papel,
armazéns de fertilizantes, indústrias químicas.
10
Tabela 2.4 - Correspondência entre classe de agressividade ambiental e cobrimento
nominal (NBR 6118:2003).
Classe de agressividade
I II III IV
3)
Tipo de estrutura
Componente ou
elemento estrutural
Cobrimento nominal (mm)
Laje
2)
20 25 35 45
Concreto armado
Viga/Pilar 25 30 40 50
Concreto protendido
1)
Todos 30 35 45 55
1)
Cobrimento nominal da armadura passiva que envolve a bainha ou fios, cabos e cordoalhas, sempre superior ao
especificado para o elemento de concreto armado, devido aos riscos de corrosão fragilizante sob tensão.
2)
Para a face superior de lajes e vigas que serão revestidas com argamassa de contra-piso, com revestimentos finais secos tipo
carpete e madeira, com argamassa de revestimento e acabamento tais como pisos de elevado desempenho, pisos cerâmicos,
pisos asfáltico e outros tantos, as exigências desta Tabela podem ser substituídas por 7.4.7.5*, respeitando um cobrimento
nominal > 15 mm.
3)
Nas faces inferiores de la je s e viga s de re servatórios, estaçã o de tratamento de água e esgoto, condutos de esgoto, canaletas
de efluentes e outras obras em ambientes químicos e intensamente agressivos , a armadura deve ter cobrimento nominal > 45
mm .
* 7.4.7.5 Os cobrimentos nominais e mínimos estão sempre referidos à superfície da armadura externa, em geral à face
externa do estribo. O cobrimento nominal (C
nom.
) de uma determinada armadura deve sempre ser:
C
nom
> φ armadura;
C
nom
> φ feixe = φ √n;
C
nom
> 0,5 φ bainha.
Tabela 2.5 - Correspondência entre classe de agressividade e qualidade do concreto
(NBR 6118:2003)
Classe de agressividade
Concreto
Tipo I II III IV
CA
≤ 0,65 ≤ 0,60 ≤ 0,55 ≤ 0,45
Relação
água/cimento em massa
CP
≤ 0,60 ≤ 0,55 ≤ 0,50 ≤ 0,45
CA
≥ C20 ≥ C25 ≥ C30 ≥ C40
Classe de concreto
(NBR 8953)
CP
≥ C25 ≥ C30 ≥ C35 ≥ C40
Notas:
1)
O concreto empregado na execução das estruturas deve cumprir os requisitos estabelecidos na NBR 12655.
2)
CA corresponde a componentes e elementos estruturais de concreto armado.
3)
CP corresponde a componentes e elementos estruturais de concreto protendido.
2.3 Aspectos de durabilidade do concreto
Para obter-se um concreto durável é preciso definir aspectos de qualidade na sua
concepção. Desta forma, se torna necessário uma revisão dos fatores que influenciam este
processo.
Deve ser destacado que na hora da concretagem na obra é necessário cuidado do seu
11
lançamento nas fôrmas e um correto adensamento, onde para isto o concreto deve ter uma boa
trabalhabilidade. Entretanto, as precauções devem continuar após a cura do concreto,
estabelecendo parâmetros ideais em relação ao ambiente que ele permanecerá, como o
cobrimento adequado da armadura, mecanismos de transporte no corpo da estrutura, pontos
críticos e o trabalho sob carga da estrutura (PETRUCCI, 1998).
CHIRGWIN e HO (1995) estabeleceram que as propriedades de interesse para um
concreto durável dependem do tipo de estrutura e das suas condições de exposição. A
penetração de substâncias como o dióxido de carbono, cloreto, oxigênio e água são as mais
importantes e devem ser consideradas. Esta penetração ocorre através dos poros do concreto
próximos à superfície, sendo a porosidade um dos principais fatores para a determinação da
qualidade do concreto. A propriedade que representa a maior ou menor propensão do concreto
no transporte de agentes agressivos é a taxa de penetração da água devido à ação capilar (S).
Esta propriedade afeta o ingresso de materiais agressivos solúveis (ex.: cloretos vindos de
névoa salina ou dióxido de enxofre da atmosfera poluída) e a fase de propagação, fornecendo
umidade e baixa resistividade ao concreto. Desta forma, um concreto de boa qualidade deve
apresentar baixa taxa de penetração de água.
A equação 2.1 apresenta a relação entre a profundidade de penetração de água e o
tempo, para se obter o valor da taxa de penetração de água por capilaridade.
t
12
3 AS ARMADURAS
As armaduras de aço apresentam composição química constituída de ferro-carbono e
outros elementos de impurezas, tais como Fósforo (P), Enxofre (S), Manganês (Mn), Silício
(Si) e Alumínio (Al). Estas impurezas formam geralmente inclusões não-metálicas e não são
desejáveis. O enxofre e o fósforo são elementos fragilizantes do aço, pois no processo de
laminação as inclusões desses elementos tendem a se alinhar, tornando assim o aço mais frágil
(MARTINS, 2002).
O aço se destaca por diversas propriedades, como a ductilidade, a maleabilidade,
tenacidade, dureza e por ter um baixo custo. Contudo, o aço ao carbono sofre facilmente
corrosão na presença do ar úmido, gases contaminantes, partículas sólidas e temperatura.
Na fabricação, o aço quente sai dos trens de laminação a uma temperatura de
aproximadamente de 900ºC e entra em contato com o meio ambiente numa temperatura de
25ºC, ocorrendo à formação de uma camada de óxido dura, aderente, compacta, uniforme e
pouco permeável formada na superfície do aço, conhecida como carepa de laminação. Esta
carepa é catódica em relação ao ferro e tende a se corroer nos pontos onde apresentam fraturas
(HELENE e CASCUDO, 2000).
3.1 Corrosão das armaduras
A corrosão das armaduras pode ser definida como a deterioração ocasionada por
fenômenos químicos ou eletroquímicos com a influência do meio ambiente.
Na corrosão química, a deterioração é uniforme por toda extensão da superfície da
armadura através de reações químicas diretas entre o material metálico, ou não-metálico, com
o meio corrosivo, ou seja, não ocorre a formação de pilha eletroquímica, não havendo a
geração de corrente elétrica (CÁNOVAS, 1988). Em processo inicial a corrosão química pode
auxiliar a armadura a ter maior durabilidade, pois com o cálcio do cimento, o óxido de ferro
auxilia na formação de ferrito de cálcio que é uma substância estável sobre o metal.
(HELENE, 1986; VERÇOZA, 1991).
Na corrosão eletroquímica das armaduras ocorrem reações que retiram massa de uma
área (região anódica) para se depositar em outra (região catódica), ocorrendo a propagação da
corrosão na superfície do metal. A corrente elétrica formada flui até a igualdade de potenciais
13
entre as áreas catódicas e anódicas (BENTUR, DIAMOND e BERKE, 1997). Esta tendência
de equilíbrio leva os átomos de ferro a passarem através da solução que está submetido,
transformando-se em cátions de ferro, deixando para trás a armadura com carga negativa,
formando a pilha de corrosão com a presença de reagentes redutores (GEMELLI, 2001;
HELENE,1986).
A diferença de potencial para a formação da pilha eletroquímica existe tanto pelos
agentes agressivos externos, como também pelas diferenças que podem existir no próprio
concreto armado. Essa diferença pode surgir da heterogeneidade na massa do concreto, da
umidade em áreas distintas entre o aço e o concreto ou pela aeração diferencial de algumas
áreas. Esse último caso ocorre quando há principalmente fissuras ou elevada permeabilidade
no concreto, que propiciam a diferença de aeração, formando uma área anódica nas regiões
menos aeradas, e a área catódica nas regiões mais aeradas (CÁNOVAS, 1988; GENTIL,
2003).
Existe outra possibilidade de formação da pilha eletroquímica, chamada de corrosão
sob tensão. A corrosão se desenvolve devido à tensões de deformação na armadura. A região
deformada da armadura se transforma em zona anódica por apresentar concentração de
tensão, enquanto todo o resto se torna catódico. Além disso, nas regiões onde existem tensões
como a de tração formam-se pequenas trincas que se propagam perpendicularmente à tensão
fragilizando a armadura (CÁNOVAS, 1988; VERÇOZA, 1991).
As formas de corrosão eletroquímica citadas ocorrem de forma natural no concreto
armado, mas existem outras formas de corrosão eletroquímica originadas de corrente elétrica
como, por exemplo, máquinas de solda elétrica. Qualquer fonte elétrica pode propiciar o
surgimento de correntes de fuga ocasionando um circuito diferencial com um potencial
distinto ao da armadura. Assim origina-se uma corrosão eletrolítica fazendo com que a
armadura funcione como ânodo ativo (saída da corrente), enquanto a entrada da corrente
funciona como cátodo. (HELENE 1986; GENTIL, 2003).
A corrosão das armaduras por fenômenos eletroquímicos pode produzir duas
manifestações patológicas no concreto armado: a desagregação do concreto de cobrimento e a
diminuição da seção resistente da armadura, como mostra a Figura 3.1. Esses fenômenos
ocorrem porque os produtos de corrosão da armadura se expandem ao mesmo tempo em que o
metal é consumido. Essa expansão é capaz de exercer pressões aproximadas de 32MPa contra
o concreto de cobertura, levando a desagregação do mesmo (WEST e HIME, 1985).
LIU (1996) fez um comparativo entre as pressões provocadas pelos produtos de
corrosão através de modelo experimental e analítico, obtendo para um período de 2 a 4 anos
14
de corrosão um valor de 31,5MPa para a pressão radial média na armadura.
Figura 3.1 – Esquema ilustrativo do processo de deterioração do concreto armado (GENTIL, 2003).
Outro efeito patológico nas armaduras causado pela expansão dos produtos de
corrosão é a perda de aderência com o concreto, pois essa expansão dos produtos de corrosão
pode alcançar por volta de oito a dez vezes o volume inicial da armadura (SHREIR, 1979;
GEMELLI, 2001; VERÇOZA, 1991).
A formação dos produtos de corrosão na corrosão eletroquímica ocorre nas seguintes
condições (RÜSCH, 1975 apud HELENE, 1986):
- com a existência de um eletrólito;
- com a existência de uma diferença de potencial;
- com a existência de oxigênio; e
- com a existência de agentes agressivos.
O eletrólito é um líquido ionizado por alguma substância, presente nos poros e
capilares do concreto (com U.R.>60%). O oxigênio e agentes agressivos, como o cloro e o
sulfato, atuam como catalisadores, acelerando o processo de corrosão. Um exemplo é a reação
do íon cloreto com a armadura, que é mostrada nas reações químicas a seguir (HELENE,
1986; CASCUDO, 1997):
3
3
3 FeClClFe →+
−+
Por hidrólise:
(
)
3
3
33 OHFeClOHFeCl +→+
−−
Outro exemplo são os íons de sulfeto que quando entram em contato com o ferro da
armadura reagem como mostram as seguintes reações (VERÇOZA, 1991; HELENE, 1986):
OHFeSOSOHOFe
24422
2222
+
→
+
+
15
(
)
OHSOFeSOHOFeSO
2
3
424224
2
1
2 +→++
()
32422
3
42
33 OFeSOHOHSOFe
+
→
+
Quando bem executado, o concreto confere uma proteção física e química à armadura.
A perda desta proteção pode ocorrer por diversas formas, sendo preponderante a
despassivação por ataque de íons agressivos ou de substâncias ácidas existentes na atmosfera.
Os principais agentes responsáveis pela corrosão são o dióxido de carbono (CO
2
) e os íons
cloreto (Cl
-
) (HELENE, 2004).
A Figura 3.2 mostra a desagregação do concreto por ataque de cloro em ambiente
agressivo.
Figura 3.2 - Corrosão generalizada da armadura de uma laje devido ao ataque por cloro, com
desagregação do concreto de cobertura (HELENE, 1988).
Resumidamente, as armaduras podem sofrer os seguintes tipos de corrosão (HELENE,
2004; FORTES, 1995; GENTIL, 2003):
- corrosão uniforme: corrosão em toda a extensão superficial da armadura quando esta fica
exposta ao meio agressivo;
- corrosão puntiforme: os desgastes são localizados sob a forma de pites ou alvéolos;
- corrosão intergranular: ocorre entre os grãos da rede cristalina do metal. Quando os
vergalhões sofrem solicitações de tensão, podem sofrer fratura do tipo frágil, perdendo sua
funcionalidade;
- corrosão transgranular: ocorre intragrãos da rede cristalina, podendo levar à fratura, quando
houver esforços mecânicos;
- fragilização pelo hidrogênio: corrosão originada pela ação do hidrogênio atômico que se
difundiu para o interior do aço, propiciando a sua fragilização e, em conseqüência, a perda de
16
ductilidade e possível fratura da armadura.
São extremamente graves as três últimas formas de corrosão quando existe ação
conjunta de solicitação mecânica e meio corrosivo, pois ocasionam a corrosão sob tensão
fraturante com conseqüente fratura da armadura. A corrosão uniforme pode apresentar graves
conseqüências às armaduras quando expostas em ambiente poluído com CO
2
. A corrosão por
pite por se tratar de cavidades localizadas em pontos pode agir como um concentrador de
tensões, possibilitando a corrosão sob tensão fraturante.
Para a maioria dos metais o estado quimicamente combinado é preferido,
principalmente por óxidos, sulfetos, carbonatos e outros compostos complexos
(TRETHEWEY e CHAMBERLAIN, 1996).
3.1.1 Iniciação da corrosão por carbonatação
Na corrosão das armaduras por ação de gás carbônico (anidrido carbônico) da
atmosfera ocorre o transporte do gás por difusão no concreto, que reage com os hidróxidos
alcalinos (hidróxido de cálcio), presentes na solução contida nos poros do concreto, reduzindo
assim o pH dessa solução que era de aproximadamente 12,5 para valores inferiores a 9.
Ambientes de umidade relativa entre 60 a 98% ou em ambientes sujeitos a ciclos de
molhagem e secagem, possibilitando a corrosão, é onde as condições de despassivação
deletéria ocorrem de maneira significativa. O fenômeno de carbonatação não é aparente e não
reduz a resistência do concreto e até aumenta a sua dureza superficial. Para identificar a
profundidade de carbonatação é necessária a realização de ensaios específicos. No entanto, ao
atingir a armadura, dependendo das condições de umidade ambiente, a carbonatação pode
promover grave corrosão com manchas, fissuras, destacamentos de pedaços de concreto e até
perda da seção resistente da armadura e a perda da aderência, promovendo o colapso da
estrutura ou parte dela, o qual também pode ocorrer na presença de íons cloreto (HELENE,
2004; SOUZA e RIPPER, 1998).
A reação química de carbonatação é dada pela seguinte reação, com o produto de
hidratação do cimento e o dióxido de carbono:
()
OHCaCOCOOHCa
232
2
+
→
+
17
A Figura 3.3 mostra o grau de carbonatação em relação à umidade relativa do ar, onde
se observa que quando a umidade é muito baixa decresce o nível de carbonatação. No entanto,
quando a umidade está na faixa de 60 % a carbonatação se eleva ao máximo e só reduz perto
da saturação de água nos poros e capilares do concreto, pois neste ponto os poros ficam
fechados (CÁNOVAS, 1988).
Figura 3.3 - Grau de carbonatação em relação à umidade do ar (CÁNOVAS, 198 8).
O tempo que a carbonatação leva para atingir a armadura depende principalmente da
espessura de cobrimento e da permeabilidade do concreto, essa última pode ser associada à
resistência mecânica e ao grau de com p actação do mesmo (HELENE, 1989).
Na expressão apresentada por CASCUDO (1997), pode-se ter uma previsão de vida
útil quanto à carbonataçã o no concreto armado:
2
2
2
2
co
co
k
e
t =
(3.1)
onde t é o tempo de exposição, geralmente em anos; e
CO2
é a espessura ou profundidade de
carbonatação, geralmente em mm; K
CO2
é o coeficiente de carbonatação, depende da
difusividade do dióxido de carbono no interior do concreto, geralmente em mm/ano
1/2
.
O gráfico da Figura 3.4 mostra teoricamente que uma mesma vida útil pode ser
alcançada por diferentes relações de cobrimento/resistência do concreto frente à carbonatação
(HELENE, 2004).
18
Figura 3.4 - Ábaco para representação da durabilidade em relação aos cobrimentos dos concretos (de C10
a C50) expostos a carbonatação (HELE NE, 2004).
* Classe de concreto: C10 a C20 = efêmera; C25 a C30 = normal; C35 a C45 = resistente; C50 = durável.
* Se for AF (cimento Portland com escórias de alto forno), acrescentar 20% nas espessuras mínimas características de
cobrimento do concreto.
* Se for POZ (cimento Portland com pozolana), acrescentar 10% nas espessuras mínimas características de cobrimento do
concreto.
3.1.2 Corrosão por íons cloreto
A água do mar contém aproximadamente 3,4% de NaCl e é ligeiramente alcalina, pH
8, sendo um bom eletrólito, podendo causar a corrosão galvânica. A corrosão é afetada pelo
índice de oxigênio, velocidade, temperatura e pela presença ou não de organismos biológicos.
O maior ataque das estruturas ocorre em zonas de respingo de maré devido à variação
de molhagem e secagem e tam b ém por causa da aeração diferenciada (FONTANA, 1986).
O American Concrete Institute (ACI-Building Code 318-2002) estabelece um índice
máximo de 0,15% de íons cloreto em relação à massa de cimento em estruturas de concreto
armado.
A corrosão das armaduras induzida por íons cloreto no concreto é caracterizada por
um ataque localizado com o desenvolvimento de regiões ativas e passivas. A coexistência
dessas áreas na mesma armadura pode formar o curto-circuito galvânico com uma alta
corrente de corrosão (I
corr
) na área ativa. A perda de secção transversal de até 1mm/ano tem
sido encontrado em plataformas de pontes ou subestruturas sem manifestação aparente na
superfície do concreto quer seja por desagregação ou por rachaduras (ELSENER, 2001).
19
A ação do cloreto pode ser minimizada pela formação de cloroaluminato de cálcio,
( OHCaClOAlCaO
2232
103 ⋅⋅⋅ ), resultado da reação entre o cloreto e aluminatos do concreto.
Esta reação diminui a quantidade de cloreto em estado livre na solução dos poros do concreto,
que são os mais prejudiciais para o processo de corrosão. Então, se o concreto contém níveis
elevados de aluminato tricálcico (C
3
A) favorece a proteção contra os cloretos (SAKR, 2004;
GENTIL, 2003).
A despassivação das armaduras por penetração de íons cloreto pode ocorrer quando
(SOUZA; RIPPER, 199 8):
- há um elevado teor de cloreto, que pode estar dentro dos materiais que compõem o concreto;
- o concreto entra em contato com a água do mar;
- utiliza-se o sal (NaC l) para degelo da neve em estruturas de concreto;
- estruturas enterradas têm contato com solos contaminados;
- evaporação do cloro através de processos de limpeza da água em reservatórios atingindo a
superfície interna do concreto;
- há tratamentos de limpeza realizados com ácido muriático nas estruturas.
Certo limite de íons cloreto em relação à concentração de hidroxilas despassivam a
superfície do aço promovendo a corrosão. A concentração de cloreto é crítica para a corrosão
das armaduras quando a relação de Cl
-
/OH
-
variar no intervalo de 0,6 até 1,0 que corresponde
aproximadamente a 0,2-0,4% por peso de cimento (SOYLEV; FRANÇOIS, 2003).
3.1.2.2 Penetração de íons cloreto
A penetração de íons cloreto não é visível, não reduz a resistência do concreto e não
altera a sua aparência superficial. Para identificar a profundidade de um teor crítico de cloreto
são necessários ensaios específicos (CASCUDO, 1997; KROPP et al. 1995).
A penetração de íons cloreto tem forte influência no desencadeamento da corrosão no
concreto armado, mas a sua grande ação é sobre as armaduras que podem sofrer corrosão
puntiforme de elevada periculosidade para o metal. Os íons cloret o que ingr essam para o
interior do concreto são responsáveis pelo aumento da condutividade elétrica do eletrólito
facilitando a corrosão das armaduras. A taxa de penetração de cloreto através do concreto
depende de diversos fatores que incluem o local onde esta estrutura de concreto se encontra,
20
englobando o microclima e a situação de contato com o cloreto, a água e o oxigênio, que são
os fatores que contribuem para todo o processo de corrosão (MEDEIROS; HELENE, 2003).
KROPP et al. (1995) citam que os principais mecanismos de transporte de gases, água
ou íons são:
a) Difusão: é a transferência de massa por um movimento aleatório dos íons na solução
presente nos poros. O fluxo de massa é expresso pela primeira lei de Fick, dado pela equação
3.2.
x
C
DF
∂
∂
−=
(3.2)
Onde F é o fluxo de massa; D é o coeficiente de difusão; C é a concentração de íons na
solução e x é a profundidade considerada.
b) Permeabilidade: o coeficiente de permeabilidade é característica do material que descreve
a permeação de gases ou líquidos através dos poros, devido a uma pressão, representada pela
lei de Darcy, dado pela equação 3.3.
x
p
k
F
p
∂
∂
−=
η
(3.3)
Onde F é o fluxo de massa; k
p
é a permeabilidade característica do material; p é a pressão do
fluído; e
η
é a viscosidade (característica do m aterial) e x é a profundidade considerada.
c) Absorção capilar: é o transporte de líquidos em sólidos porosos devido à tensão superficial
nos vasos capilares, descrito pela lei de Darcy am pliada, que é dada pela equação 3.4.
dx
d
Kq
Ψ
−= )(
θ
(3.4)
Onde q é o fluxo de velocidade; K é a condutividade hidráulica;
ψ
é o potencial capilar, os
dois últimos dependem do teor de água (θ) e x é a posição no material onde se mede o fluxo.
21
d) Adsorção e dessorção:
- Adsorção: fixação de moléculas em superfícies sólidas devido à força d e natureza química
ou física;
- Dessorção: liberação de moléculas adsorvidas de superfíc ies sólidas.
A absorção capilar em geral é o primeiro passo de penetração de íons cloreto na
superfície do concreto, onde um exemplo é a névoa salina em contato com a estrutura. Neste
caso quanto menor forem os poros do concreto maior será a ação capilar devido a ação da
tensão superficial das substâncias líquidas contaminadas, este processo é intensificado pela
afinidade dos poros do concreto com a água (hidrofílico), ou seja, a molhabilidade do poro.
No caso da difusão ocorre a busca de equilíbrio através da diferença de concentração de
cloretos (entre o exterior e interior do concreto), promovendo a movimentação dos íons. O
interior do concreto é onde se tem maior umidade e é para onde os íons tendem a migrar. A
permeabilidade é um parâmetro dependente da qualidade e dimensão dos poros, ou seja,
depende intimamente da relação água/cimento na mistura do concreto. Quanto maiores os
poros maior é a permeabilidade. A migração de íons é um outro parâmetro existente, que
ocorre por afinidade dos íons (carga negativa) a campos elétricos, como o processo de
corrosão eletroquímico da armadura (CASCUDO, 1997).
A Figura 3.5 mostra as interações que os íons cloreto podem ter nos poros do concreto.
Figura 3.5 - Interações dos íons cloreto no concreto (CASCUDO, 1997).
A primeira equação de modelagem da penetração de cloreto no concreto saturado é
dada pela equação difusão unidimensional dependente do tempo, chamada de segunda lei de
Fick, dada pela equação 3.5.
Dt
x
erf
CC
CC
os
xs
4
=
−
−
(3.5)
22
onde erf é a função de erro; C
s
é a concentração de cloreto na superfície do concreto, em
porcentagem; C
o
é a concentração inicial de cloreto no concreto logo antes do início do teste,
em porcentagem; C
x
é a concentração total de cloreto medida no concreto; x é a profundidade,
em metros; t é o tempo a partir do início do teste, em segundos; D é o coeficiente de difusão
do cloreto.
O uso da equação 3.5 é restrita, pois a penetração de cloreto no concreto não é
governada por uma equação de difusão unidimensional. Além disso a equação é formulada
em termos de concentração total de cloretos no cimento, onde sabe-se que somente os íons
livres de cloreto nos poros do concreto são diretamente responsáveis pelo início da corrosão.
KONG et al. (2002) realizaram um estudo sobre a penetração de íons cloretos no
concreto desconsiderando o uso da equação de difusão unidimensional no processo, como
pode ser verificado através das equações 3.7 a 3.14.
Através da substituição da primeira e segunda lei de Fick, e desacoplamento da
concentração de cloreto livre da concentração total de cloreto, a equação de difusão dos
cloretos no concreto saturado pode ser escrita como pela equação 3.7.
()
[]
fCl
f
f
tt
CgradDdiv
t
C
C
C
t
C
=
∂
∂
∂
∂
=
∂
∂
(3.7)
A equação 3.7 inclui dois parâmetros, a capacidade de ligação de cloreto (
tf
CC
∂
∂ /) e
a difusividade do cloreto (D
Cl
). Esses dois parâmetros dependem das propriedades do
concreto e das condições do ambiente.
Um outro modelo matemático está relacionado com a capacidade de ligação do
cloreto, dada pela razão da mudança na concentração de cloreto livre com a mudança da
concentração total de cloreto, expressa pela equação 3.8.
()
f
b
f
bf
f
t
t
f
C
C
C
CC
C
C
C
C
∂
∂
+
=
∂
+∂
=
∂
∂
=
∂
∂
1
111
(3.8)
Onde
fb
CC ∂∂ / pode ser obtido experimentalmente.
Um modelo de previsão para a capacidade de ligação foi desenvolvido a partir da
isoterma de Freundlich, dado pela equação 3.9.
23
1
45,3535450
10
1
1
−
−−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=
∂
∂
A
sol
f
sol
HSC
B
t
f
C
A
C
C
ββ
β
(C
f
> 0) (3.9)
onde A e B são duas constantes dos materiais relacionadas à adsorção de cloreto e tem valores
iguais a 0,3788 e 1,14, respectivamente. Da equação 3.9 se pode perceber que a capacidade de
ligação depende de dois parâmetros,
β
sol
e
β
C-S-H
.
O parâmetro β
sol
é a razão entre o volume de solução no poro por peso de concreto, em
L/g.
(
)
solconcsol
sol
conc
sol
sol
THn
w
w
w
V
ρρ
β
,
===
(3.10)
Onde V
sol
e w
sol
é o volume e o peso de solução nos poros, respectivamente; w
conc
é o peso do
concreto;
ρ
sol
é a densidade da solução nos poros, em g/L que depende da concentração de
cloreto. A razão de peso entre a solução dos poros e o concreto fornece a isoterma de
adsorção de cloreto, que depende da umidade relativa (H), temperatura (T) e a estrutura
porosa do concreto.
O parâmetro β
C-S-H
é a razão de peso entre C-S-H gel e o concreto, em g/g. Este
parâmetro determina o efeito da composição do cimento e idade na fração de volume do C-S-
H gel e pode ser escrito como:
total
HSC
HSC
w
w
−−
−−
=
β
(3.11)
onde w
C-S-H
e w
total
são o peso do C-S-H gel e o peso total dos produtos de hidratação do
concreto, respectivam ente.
Para condições iniciais onde C
f
=0, utiliza-se a isoterma de Langmuir:
2
1
1
1
1
1
1
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
+
=
∂
∂
+
=
∂
∂
α
βα
f
f
b
t
f
C
C
C
C
C
(3.12)
onde,
sol
HSC
β
β
α
35450
17,410
−−
=
(3.13)
24
41,5
1000
HSC −−
=
β
β
(3.14)
Quando a concentração de cloreto livre se aproxima do zero, a capacidade de ligação se
aproxima de
()
α
+1
1
.
BARBERON et al. (2005) apresentaram resultados do estudo da fixação do cloreto
nos produtos de hidratação do cimento e da caracterização de novas fases devido ao ingresso
de cloreto através da ressonância magnética nuclear, pois, são pouco conhecidos os
mecanismos de fixação, a localização do cloro na matriz do cimento e a interação estrutural
entre o cloro e o silicato e aluminato presentes nas fases de hidratação da pasta de cimento.
A ressonância magnética nuclear mostrou ser uma técnica poderosa para avaliar as
interações entre cloretos e cimento hidratado. Observou-se que o sódio não foi afetado pelo
processo de hidratação e que o cloreto desaparece rapidamente devido às reações químicas
com componentes do cimento. Os dados da espectroscopia do
27
Al e
29
Si do cimento
mostraram que apenas o alumínio interage com o cloreto. A espectroscopia do
35
Cl mostrou a
ausência de cloreto iônico quando o material é secado, sendo apenas observado o cloreto
sólido ou adsorvido e a exposição do concreto à solução de NaCl conduz sobretudo a uma
reidratação do cimento residual.
O ábaco mostrado na Figura 3.6 apresenta a difusão de cloretos em faces externas de
componentes estruturais de concreto exposto a zonas de respingos de maré.
Pode-se notar pelo ábaco da Figura 3.6 que as zonas de respingos de maré são
ambientes muito mais agressivos que ambientes que contém somente dióxido de carbono,
como mostra a Figura 3.4. Portanto é muito importante o adequado planejamento de uma
estrutura para cada zona de risco.
25
Figura 3.6 – Ábaco para representação da durabilidade em relação ao cobrimentos dos concretos (de C10
a C50) expostos ao cloro (HELENE, 2004).
* Classe de concreto: C10 a C20 = efêmera; C25 a C30 = normal; C35 a C45 = resistente; C50 = durável.
* Se for utilizado microssílica (adições de 8% de sílica ativa) ou cimentos Portland com C
3
A = 12%, as espessuras mínimas
características podem ser reduzidas em 20%.
3.1.3 Produtos de corrosão do aço
As reações químicas das regiões anódicas e catódicas das armaduras no concreto são
apresentadas nas reações a seguir (GENTIL, 2003; SHREIR, 1979; HELENE, 1986):
- Região anódica:
−+
+→ eFeFe 2
2
- Região catódica em meio de solução alcalina e neutra, com a presença de oxigênio:
−−
→++ OHeOOH 442
22
- Região catódica em meio de solução ácida e sem oxigênio:
2
22 HeH →+
−+
- Região catódica em meio de solução alcalina e sem oxigênio:
−−
+→+ OHHeOH 222
22
A Figura 3.7 mostra uma representação da pilha eletroquímica formada na armadura
pela penetração de agentes agressivos, representando esquematicamente o mecanismo de
corrosão eletroquímica.
26
Figura 3.7 – Representação esquemática da corrosão eletroquímica no concreto armado na presença de
agentes agressivos como o enxofre e os íons cloreto (PORRERO, 1975 apud HELENE, 1986).
A diferença de potencial elétrico pode se formar através da existência de armaduras
distintas no interior do concreto, com a formação da pilhas galvânicas, como pode ser visto na
Figura 3.8 onde é apresentado o circuito elétrico formado pelas armaduras (LABRE e
GOMES, 1989).
Figura 3.8 - Representação esquemática da pilha de corrosão no concreto armado com armaduras
distintas (LABRE e GOMES, 1989).
Segundo SHREIR (1979) uma forma comum de reação catódica é quando os íons
hidroxilas (OH
-
) reagem com os íons de ferro (Fe
2+
) para formar o hidróxido de ferro II:
27
(
)
2
2
OHFeOHFe →+
−+
Este componente é oxidado e se transforma em hidróxido de ferro III com coloração
castanho-alaranjada, que é uma das formas mais simples de produtos de corrosão, sendo o
produto final um produto de corrosão marrom avermelhada, Fe
2
O
3
.
H
2
O. A partir desta surgem
outras formas comuns, como a goetita (α-FeOOH) e a lepidocrocita (γ-FeOOH), e quando o
fornecimento de oxigênio é restrito pode-se formar a magnetita (Fe
3
O
4
) de coloração preta ou
esverdeada
(GEMELLI, 2001).
Os produtos de corrosão variam de propriedades e composição dependendo da sua
posição na superfície dos materiais (camada interna ou externa). Quando os produtos de
corrosão se encontram próximos da superfície do aço, ou seja, na camada mais interna, eles
são mais densos sendo compostos por magnetita e de fase amorfa, o FeOOH. A parte externa
dos produtos de corrosão é mais escamosa contendo mais poros e é formada principalmente
por goetita e lepidocrocita (GEMELLI, 2001; SHREIR, 1979; CASCUDO, 1997).
A Tabela 3.1 apresenta resumidamente a composição química da camada interna e da
camada externa dos produtos de corrosão formados nas armaduras.
Tabela 3.1 – Resumo das composições químicas e características das camadas dos
produtos de corrosão formados nas armaduras (GEMELLI, 2001).
Posição Principais componentes Características
Parte Interna
(camada adjacente ao
aço)
*magnetita (Fe3O4)
*FeOOH (am orf o)
- magnetita: camada densa, apassivadora da corrosão
(sem agentes agressores externos), magnética, conduz
eletricidade.
- a fase amorfa não conduz eletricidade.
Parte Externa
(camada mais
porosa)
*goetita (α-FeOOH)
*lepidocrocita (γ-FeOOH)
- goetita apresenta maior estabilidade termodinâmica,
mas forma-se lentamente.
- em ensaios de corrosão acelerado produz-se som e nte
lepidocrocita.
A camada mais interna, a magnetita, tem propriedades magnéticas e elétricas e a sua
estrutura atômica é cúbica, contém números iguais de Fe
2+
e Fe
3+
. A magnetita forma-se por
diversas reações, podendo ser por oxidação do hidróxido de ferro II, pela redução
eletroquímica da lepidocrocita ou pela reação do ferro com o vapor de água
(
2432
443 HOFeOHFe +→+
) com temperatura por volta de 150ºC. Esta camada que se
forma na superfície do aço serve como passivadora das reações de corrosão por ser mais
compacta. No caso de corrosão por agentes agressivos externos, a magnetita não confere a
28
mesma função, ao contrário, ela pode até acelerar o processo corrosivo não formando uma
camada compacta (GEMELLI, 2001).
Portanto, os produtos de corrosão podem por um lado agravar a corrosão com a
formação da camada porosa, expondo o aço, como pode proteger o aço na presença de uma
camada densa, diminuindo a superfície reativa e a velocidade de transporte do oxigênio
(GENTIL, 2003).
A relação entre as concentrações de cloreto e íon hidroxila, a 25ºC de temperatura,
com a formação dos produtos de corrosão no aço é apresentada na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 – Relação entre as concentrações de cloreto e íon hidroxila, a 25ºC de
temperatura, e os produtos de corrosão do aço (GÉNIN, 1986, apud MONTEIRO, 2002).
Relação Produtos da corrosão
Cl
-
/OH
-
<1 (Acima de 0,6 tem-se a
despassivação da armadura)
goetita e magnetita
Cl
-
/OH
-
>1 lepidocrocita, goetita, magnetita e akaganeita
Segundo GEMELLI (2001), a corrosão por dióxido de enxofre é a mais importante nos
metais. O dióxido se encontra na atmosfera urbana em teores de 10 a 100 μg/m
3
proveniente
da combustão do petróleo e do carvão, disperso pelo ar. Esta substância quando em presença
de oxigênio e umidade reage com a água e forma o ácido sulfúrico, produzindo um eletrólito
em contato com o aço.
A Figura 3.9 apresenta como ocorre a corrosão do aço na presença de uma atmosfera
que contém partículas de dióxido de enxofre.
Segundo RAMANATHAN (1988) a utilização da microscopia eletrônica de varredura
(MEV) tem sido muito usada para estudar a morfologia dos produtos de corrosão, tais como
óxidos fraturados, poros ou outras descontinuidades em óxidos.
29
a) agentes agressivos adsorvidos na superfície do metal; b) formação de eletrólito na superfície metálica; c) aço
recoberto de um a camada de produtos de co rr osão porosa em estado úmido; d) aço recoberto de uma camada de
produtos de corrosão porosa em estado seco.
Figura 3.9 – Representação do processo de corrosão atmosférica no aço por dióxido de enxofre
(GEMELLI, 2001).
3.2 Armaduras com tratamento anti-corrosivo: processo de galvanização a fogo
O zinco é um metal mais eletronegativo que o aço em relação à série galvânica relativo
à água do mar, enquanto o aço possui um valor de –0,60 a –0,72V o zinco possui um valor de
–0,98 a –1,03V em relação ao eletrodo de calomelano saturado. O zinco é eletroquimicamente
mais anódico que o ferro, o que faz oxidar-se primeiro protegendo o ferro contra a corrosão
através de um a proteção catódica (DEXTER, 2004).
A galvanização pode ser obtida por três métodos distintos usuais, metalização,
eletrodeposição e imersão. A escolha do processo deve levar em consideração a dimensão da
peça, da espessura de revestimento e o custo.
O processo de galvanização a fogo consiste nas seguintes etapas descritas a seguir
(CORRÊA e SILVA, 1979; Revista Construção Metálica, 2001):
- No processo de pré-tratamento ocorre a remoção de algumas impurezas presentes na
superfície do metal a ser galvanizado, de acordo com as seguintes etapas: utilização de
30
solvente orgânico, NaOH (10%), para o processo de desengraxe alcalino em solução aquosa, a
quente ou a frio, e a decapagem com ácido clorídrico a temperatura ambiente ou ácido
sulfúrico a quente, para remoção de óxidos de ferro.
- Após o processo de limpeza ocorre o pré-fluxo, que consiste em mergulhar a peça numa
solução de ZnCl
2
.
3NH
4
Cl, com uma concentração de 20 a 30ºBé (grau Baumé), na
temperatura de 60 a 80ºC. Além de dissolver resíduos salinos proveniente do pré-tratamento,
este banho forma uma camada de recristalização do sal, a qual impede a reoxidação no banho
de zinco fundido. Logo após as peças passam por um processo de secagem, antes de serem
colocados na cuba para a zincagem, em uma temperatura de 110º a 140ºC.
- Depois de realizada esta primeira etapa, inicia-se a fase de zincagem, que consiste na
imersão da peça em uma cuba com zinco fundido à temperatura entre 445 e 460°C, onde o
ferro vai reagir como zinco iniciando-se a formação de quatro camadas que vão formar o
revestimento. As camadas se distribuem na seguinte seqüência (de fora para dentro): camada
Eta de zinco quase puro, camada Zeta de liga ferro-zinco com 5,8% a 6,2% de Ferro, camada
Delta de liga ferro-zinco com 7% a 12% de Ferro, camada Gama de liga ferro-zinco com 21%
a 28% de Ferro e o por último é a própria superfície do aço (metal base).
- No processo de zincagem existem alguns fatores que vão influenciar na formação do
revestimento, tais como o estado da superfície, a velocidade de imersão e remoção, a
temperatura do banho, o tempo de imersão, assim como o material base que compõe a peça.
- O resfriamento é um processo utilizado para que o revestimento de zinco adquira logo em
sua superfície uma capa protetora, através da passivação em soluções cromatizantes a base de
ácido crômico e bicromato. Esta passivação dá ao produto zincado um aspecto amarelado.
A fase do acabamento pode ser feita através de metalização (deposição de zinco por aspersão
térmica) ou tinta com alto teor de zinco (maior que 90%).
A relação entre a espessura de camada de zinco no aço e a sua respectiva vida útil é
apresentada no gráfico da Figura 3.10.
Quanto maior a densidade de zinco maior será a sua vida útil prolongando assim a
proteção para o aço em ambiente agressivo, como pode ser visto na Figura 3.10.
31
Figura 3.10 – Representação da expectativa de vida da camada de zinco exposto em ambiente industrial
(BENTUR, DIAMON D e BERK E, 1997).
32
4 MEDIDAS ELETROQUÍMICAS
4.1 Polarização
Todo metal imerso em uma solução contendo seus próprios íons, na ausência de
reações paralelas, possui um potencial em equilíbrio E
eq
dado pela equação de Nernst
(FONTANA, 1986):
.
.Re
0
ln
Oxid
d
eq
a
a
nF
RT
EE −=
(4.1)
onde E
eq
é o potencial de equilíbrio termodinâmico; E
0
é o potencial de eletrodo padrão; R é a
constante universal dos gases; T é a temperatura absoluta; n é o número de elétrons; F é a
constante de Faraday; a
Red.
é a atividade de íons reduzidos; a
Oxi.
é a atividade de íons oxidados.
Se ocorre a aplicação de corrente elétrica no eletrodo ele variará de valor ocorrendo o
chamado sobre-potencial através da diferença do potencial no metal quando está em equilíbrio
termodinâmico em solução que contém seus próprios íons (E
eq
) com um novo potencial (E’)
gerado pela circulação da corrente elétrica, o valor deste potencial dependerá da corrente
aplicada (GALVELE, 1979). Através da equação 4.2 é possível observar esta definição.
eq
EE −= '
η
(4.2)
Onde
η
é o sobre-potencial; E’ é o potencial do eletrodo fora do equilíbrio termodinâmico e
E
eq
é o potencial de equilíbrio termodinâmico.
Pode ocorrer que o potencial inicial não seja igual ao potencial de equilíbrio
termodinâmico, devido a reações e fenômenos que interferem no processo. Este é o caso mais
comum da corrosão, sendo este valor chamando de potencial de corrosão ou potencial misto
(E
corr
) e esta variação é chamada de polarização (η’) dada pela equação 4.3 (GALVELE,
1979).
corr
EE −= '
'
η
(4.3)
33
Segundo RAMANATHAN (1988)
A relação entre a polarização de um metal e a
densidade de corrente elétrica correspondente foi estabelecida pela equação de Tafel:
IbaE log' +=Δ=
η
(4.4)
34
o potencial de eletrodo na verdade é um potencial misto, no qual cada região afeta a outra.
Tabela 4.1 – Probabilidade de corrosão das armaduras através do potencial de corrosão,
utilizando o eletrodo de calomelano saturado (ASTM C 876:1991).
E
corr
(mV / ECS) Probabilidade de corrosão
E
corr
< -276mV >90%
E
corr
> -126 mV <10%
-126 mV < E
corr
< -276 mV Incerta
Com base no gráfico de POURBAIX (1987), mostrado na Figura 4.1, são apresentadas
as diferenças de potenciais em relação ao pH. Observa-se que na zona 1 onde o pH do
concreto é mais baixa ocorre a corrosão, onde nesta zona o concreto não oferece a devida
proteção para as armaduras. Na zona 2 o concreto oferece proteção passivadora para a
armadura, elevando o potencial. Quando o concreto está submetido à ação da água do mar, o
potencial fica mais negativo localizado na zona 3, produzindo assim a corrosão das
armaduras.
O valor do potencial de corrosão depende da atividade do ânodo e do cátodo. A
eletroquímica destes processos pode ser descrita em termos da curva de potencial pelo
logaritmo da densidade de corrente elétrica. A corrente é a taxa de reação anódica ou catódica
em um ambiente alcalino. Estas curvas são referentes a curvas de polarização (BENTUR et
al., 1997)
A Figura 4.2 apresenta as curvas de polarização anódica, catódica e o conjunto das
duas, respectivamente. O primeiro gráfico demonstra a curva de polarização anódica, em que
a taxa de corrosão aumenta rapidamente com o aumento do potencial positivo (pontos 1 ao 2),
os pontos 2 ao 3 referem-se ao potencial de passivação primária (E
pp
), os pontos 3 ao 4
representam a região passiva, no ponto 4 ocorre o potencial transpassivo (E
tp
), no ponto 5
ocorre uma corrosão severa.
O segundo gráfico mostra que a taxa da reação catódica decai por causa da OH
-
com o
aumento do potencial (pontos 1 ao 2).
O potencial de corrosão (E
corr
) é o potencial onde as taxas de reações anódicas e
catódicas são balanceadas e os valores absolutos das correntes anódicas e catódicas são iguais.
O terceiro gráfico mostra que a corrente no potencial de corrosão (E
corr
) é definida como a
corrente de corrosão (I
corr
).
35
Figura 4.1 - Diagrama de Pourbaix para o ferro: equilíbrio de potencial E(V) – pH para Fe-H
2
O a 25ºC e
1 atm (CÁNOVAS, 1988).
Figura 4.2 – Gráficos das curvas de polarização anódica, catódica e a sobreposição das duas curvas,
respectivamente (BENTUR, DIAMOND e BERKE, 199 7).
MONTEIRO (2002) realizou um estudo sobre técnicas de extração eletroquímica de
íons cloreto, as medidas eletroquímicas foram obtidas através do emprego das técnicas de
potencial de corrosão e impedância eletroquímica, através de um potenciostato. As técnicas
foram utilizadas com o objetivo de monitorar o comportamento eletroquímico da armadura
durante a extração quando foi verificada a influência do método na porosidade do concreto. A
36
técnica de impedância foi escolhida pela dificuldade encontrada de se realizar ensaios
utilizando a compensação da queda-ôhmica nos ensaios de polarização linear.
Segundo BROWNE et al (1983) pode ocorrer diferença na leitura do potencial de
corrosão medido e o real, isto por causa de alguns fatores presentes no concreto como a alta
resistividade, elevada compacidade, grande espessura de cobrimento, carbonatação presente,
cloreto presente e o alto teor de umidade.
4.3 Densidade de corrente
LIU (1996) fez um comparativo das densidades de corrente por nível de corrosão,
como mostra na Tabela 4.2. A densidade de corrente pode ser denominada como taxa de
corrosão e é um dos principais parâmetros para se avaliar o estado de corrosão instantâneo do
metal.
Tabela 4.2 – Relação da corrente de corrosão por nível de corrosão (LIU, 1996).
I
corr
(µA/cm
2
) Nível de corrosão
<0.1 para 0.2 Estado passivo
0.2 para 0.5 Baixo para moderado estado de corrosão
0.5 para 1.0 Moderado para alto estado de corrosão
>1.0 Alta taxa de corrosão
A densidade de corrente pode ser determinada através da equação proposta por
STERN e GEARY (1957):
p
corr
AR
B
I =
(4.5)
onde B é uma constante dependente das constantes anódicas e catódicas de Tafel e A é a área
de exposição do metal.
O valor de B pode ser calculado a partir da equação:
37
()
ca
ca
bb
bb
B
+
+
=
303,2
(4.6)
onde b
a
e b
c
são as constantes anódica e catódica de Tafel, respectivam ente obtidas a partir da
curva de polarização.
4.4 Resistência de polarização
A resistência de polarização (R
p
) é um parâmetro importante, pois se pode avaliar a
barreira que um sistema tem para desenvolver um processo de transferência de carga.
A resistência de polarização é a relação da aplicação de um potencial no metal com a
resposta da corrente resultante, que é representada pela equação 4.7 de STERN e GEARY
(1957).
iER
p
ΔΔ= / (4.7)
Onde R
p
é a resistência de polarização, em ohm.cm
2
; i é a corrente, em A e E é o potencial,
em V.
Se a resistividade do concreto for elevada pode levar a resultados errôneos, a
resistência de polarização corrigida ocorre quando (BENTUR et al., 1997):
R
p
=R
pmedido
-ρ
concreto
(4.8)
onde R
pmedido
é a resistência de polarização medida e ρ
concreto
é a resistividade do concreto.
CABRAL (2000) pesquisou a eficiência de sistemas de reparo no concreto armado
devido à incidência de cloreto, utilizando a técnica eletroquímica de resistência de polarização
para obter a densidade de corrente (I
corr
), fazendo uso de uma polarização anódica de 10mV
em relação ao potencial de corrosão, com uma velocidade de varredura de 10mV/minuto. A
resistência ôhmica foi determinada através da compensação da queda ôhmica no momento da
medida da resistência de polarização (R
p). O desempenho da técnica foi satisfatório,
ratificando o método como uma das melhores ferramentas para avaliação do processo de
corrosão.
38
4.5 Resistividade do concreto
A resistividade elétrica do concreto é um aspecto importante na condutividade iônica
do eletrólito através dos poros do concreto, afetando em demasia o aspecto de corrosão das
armaduras.
O concreto tem relativamente uma resistividade alta (>3kΩ.cm) e às vezes alcança
centenas de kΩ.cm (BENTUR et al., 1997).
A norma americana ASTM G 57:1995a mostra a forma de determinar a resistividade
elétrica de solos usando quatro eletrodos pelo método de Wenner. Este sistema pode ser
adaptado para o uso estruturas de concreto. A norma brasileira NBR 9204:1985 descreve o
método da medição da resistividade elétrica volumétrica de corpos-de-prova ou testemunhos
extraídos de concreto, baseando-se no método de Wenner que mede o potencial e a corrente.
A resistividade é medida através da aplicação de uma corrente elétrica entre dois eletrodos e a
diferença de potencial gerada propicia a medição da resistividade do concreto, através da
equação 4.9 (CASCUDO, 1997).
i
E
x
πρ
2=
(4.9)
Onde ρ é a resistividade elétrica do concreto, em ohm.cm; x é o espaçamento entre eletrodos,
em cm; E é o potencial, em Volts e i é a corrente, em Ampére.
A resistividade elétrica do concreto é um parâmetro que pode ser usado para estimar o
risco de corrosão das armaduras, particularmente quando a corrosão é induzida por íons
cloreto. MORRIS, VICO e VÁZQUEZ (2004) estudaram a correlação de parâmetros
eletroquímicos, tal como potencial de corrosão (E
corr
) e densidade de corrente (I
corr
) junto com
a resistividade do concreto (ρ) e dados da concentração de cloreto. O risco para a corrosão
induzidas por cloreto e os valores da concentração de cloreto que iniciam o processo de
corrosão podem ser estimados usando a técnica de resistividade do concreto. Quando avaliado
em um contexto e comparando com os valores de E
corr
e I
corr
, pode-se estabelecer com maior
exatidão a predição de vida útil da estrutura de concreto exposto a ambientes contaminados
por cloreto. A Figura 4.3 mostra a relação entre a concentração de cloreto e a resistividade do
concreto. Existem duas zonas, a de corrosão ativa onde E
corr
< -0,276V vs. ECS (eletrodo de
39
calomelano saturado) e/ou I
corr
> 0,2 μA cm
–2
, e o estado de corrosão passiva para o aço, onde
os valores de E
corr
> –0,126V vs. ECS e/ou I
corr
< 0,1 μA cm
–2
(~1μm ano
-1
) (ASTM C
876:1991; MORRIS, VICO e VÁZQUEZ, 2004).
Figura 4.3 – Relação entre a concentração de cloreto e a resistividade do concreto (MORRIS, VICO e
VÁZQUEZ, 2004).
O gráfico da Figura 4.4 pode ser expresso pela eq uação 4.10.
%Cl
-
= 0,019
ρ
+0,401 (4.10)
4.6 A influência da temperatura na corrosão
O aumento da temperatura influencia diretamente todo o processo de corrosão, sendo
um facilitador da iniciação e da propagação da sistemática de corrosão no concreto armado,
pois modifica a condutividade, a resistividade, a quantidade de oxigênio presente nos poros, o
pH da solução nos poros, a relação Cl
-
/OH
-
, o potencial de corrosão (E
corr
) e a densidade de
corrente (I
corr
) (ANDRADE et al., 1999).
Segundo CASCUDO (1997) a temperatura apresenta um papel duplo em relação à
corrosão. De um lado ela promove uma maior mobilidade iônica e velocidade de corrosão,
por outro lado sua diminuição pode promover condensações, nas quais pode produzir
incrementos locais no teor de umidade.
O aumento da taxa de corrosão como o aumento da temperatura é freqüentemente
mostrado pela equação de Arrhenius, que pode ser expressa como (BRASUNAS, 1967):
40
Taxa de corrosão =
RT
E
Ae
a
− (4.11)
onde todos os símbolos exceto T são constantes; T é a temperatura absoluta; E
a
é a energia de
ativação; R é a constante de gases; e é a base do logaritmo natural.
41
5 ADERÊNCIA ENTRE O CONCRETO E A ARMADURA
A aderência entre a armadura e o concreto tem um papel importante na formação do
concreto armado, não só pela distribuição de esforços físicos, quando ocorre uma solicitação
de tensão como também em aspectos de segurança e durabilidade. Prever o acontecimento de
um acidente é fundamental na construção civil, pois podem acarretar perdas irreversíveis.
Uma peça de concreto armado submetida à flexão deve informar através de deformações uma
ruptura, mas se a peça não foi corretamente projetada e sofrer corrosão pode ocorrer uma
ruptura prematura de aderência, que é súbita.
O conceito de aderência está intimamente ligado aos mecanismos de funcionamento de
materiais compósitos. Portanto, a aderência depende fundamentalmente das seguintes
interações e similaridades entre o concreto e as armaduras, tais como:
1) o coeficiente de expansão térmica dos materiais são pratic amente iguais;
2) há uma forte tensão de aderência entre a armadura e o concreto curado. A presença das
nervuras da armadura melhoram a aderência com concreto;
3) a corrosão do aço é dificultada pela presença de componentes químicos alcalinos no
cimento do concreto.
A norma brasileira NBR 7480:1996 descreve algumas condições de homogeneidade
geométrica das armaduras nervuradas para concreto armado, citando que a configuração das
nervuras deve ser tal que não permita movimentação da armadura dentro do concreto. A
norma ressalta também que a aderência para armaduras CA-50 e CA-25 com diâmetros
maiores ou iguais a 10 mm deverá ser de η=1,5 e η=1,0 (η - Coeficiente de conformação
superficial), respectivamente.
Sobre as configurações geométricas das nervuras a norma estabelece que:
- Os eixos das nervuras transversais ou obliquas devem formar, com a direção do eixo da
armadura, um ângulo igual ou superior a 45º;
- As armaduras devem ter pelo menos duas nervuras longitudinais contínuas e diametralmente
opostas, exceto no caso em que as nervuras transversais estejam dispostas de forma a se
oporem ao giro da armadura dentro do concreto;
- Para diâmetros nominais maiores ou iguais a 10mm, a altura média das nervuras transversais
ou oblíquas deve ser igual ou superior a 0,04 do diâmetro nominal, e para diâmetros nominais
inferiores a 10mm, deve ser igual ou superior a 0,02 do diâmetro nominal;
42
- O espaçamento médio das nervuras transversais ou oblíquas, medido ao longo de uma
mesma geratriz, deve estar entre 0,5 e 0,8 do diâmetro nominal;
- As nervuras devem abranger pelo menos 85% do perímetro nominal da seção transversal da
armadura.
Segundo a norma NBR 6118:2003, a resistência de aderência de cálculo pode ser
obtida pela equação 5.1.
ctdbd
ff
321
η
η
η
=
(5.1)
Onde,
c
ctk
ctd
f
f
γ
inf,
= (5.2)
mctctk
ff
,inf,
7,0= (5.3)
onde f
bd
é a resistência de aderência de cálculo da armadura passiva; f
ct,m
é a resistência média
à tração do concreto, em MPa;
γ
c
é o coeficiente de ponderação da resistência do concreto.
Para o caso de uma armadura CA-50, nervurada e passiva os valores de η
1
, η
2
e η
3
valem:
- η1=2,25 para armaduras nervuradas;
- η2=1,0 para situações de boa aderência;
- η2=0,7 para situações de má aderência;
- η3=1,0 para φ<32mm;
- η3=(132-φ)/100, para φ>32mm.
As terminologias relacionadas ao estudo da aderência das armaduras no concreto são
as seguintes (SOUZA, 1983):
- aderência perfeita: é a solidariedade entre o co ncreto e o aço;
- deslizamento de aderência: é o deslizamento relativo (Δu) que ocorre na interface do
concreto com o aço e que é responsável pela perda de adesão local;
- tensão de aderência: é a tensão de cisalhamento (τ) que atua paralelamente ao eixo da
armadura na interface do concreto com o aço;
- relação tensão/deslizam ento: é a função representativa das propriedades da aderência;
43
- módulo de deslizamento: é a inclinação da curva tensão/deslizamento (G) e exprime a
resistência ao deslizamento, com o mostra a equação 5.4;
ud
d
G
Δ
=
τ
].[
3−
LF (5.4)
- ruína ou ruptura de aderência: é a destruição da aderência em trechos da interface nos quais
a tensão de aderência tenha atingido seu valor máximo;
- comprimento de aderência (l
a
): é o comprimento necessário para transferir totalmente uma
tensão da armadura para o concreto.
A equação 5.5 (HELENE e ISA, 1998), permite calcular a tensão de aderência (τ) em
ensaios de arrancamento.
xc
f
d
P
,
2
300
0637,0=
τ
(5.5)
Onde
τ
é a tensão de aderência, em kgf/cm
2
; P é a força aplicada, em kgf; d é o diâmetro de
armadura, em cm; f
c,x
é a resistência à compressão aos x dias, em kgf/cm
2
.
A aderência pode ser dividida em dois enfoques distintos, o físico e o químico. Na
visão física, a tensão de aderência envolve fatores de interações mecânicas, ocorrendo atrito
no cisalhamento exercendo uma pressão radial, e o efeito de cunha das nervuras.
No ponto de vista químico, a resistência de aderência provém da força de atração dos
átomos dos materiais envolvidos. Quando ocorre o efeito cisalhante (na interface de
aderência) de movimentação da armadura em relação ao concreto estas ligações atômicas se
quebram não se formando outras, daí se tem a perda da adesão química.
Como o concreto não é um material homogêneo, podem existir partes em que se têm
falhas de aderência. Estas falhas são responsáveis pelo desenvolvimento de tensões onde se
inicia a ruína, que geralmente acontece nas extremidades da peça ou nas fissuras (SOUZA,
1983).
A Figura 5.1 mostra a seção longitudinal e a seção transversal da deformação do
concreto no processo de esforço axial da armadura. Após as fissuras primárias se formam as
fissuras internas na região adjacente à arm adura.
44
A Figura 5.2 demonstra as tensões de aderência presentes em uma armadura nervurada
sob ação de uma força de cisalhamento, onde σ
r
é a tensão radial, σ
c
é a tensão circunferêncial
da armadura e τ é a tensão tangencial.
Figura 5.1 - Esforço de arrancamento, deformação do concreto entorno da armadura nervurada (depois
da formação de fissuras internas) (GOTO, 1971).
Figura 5.2 – Representação esquemática do estado de forças triaxiais na armadura nervurada (SOUZA,
1983).
45
5.1 Aderência entre o concreto e a armadura corroída
A norma brasileira NBR 7480:1996 comenta que as armaduras e fios destinados para
concreto armado devem ser isentas de defeitos prejudiciais, mas uma oxidação superficial
pode ser admitida, quando esta for uniforme. O grau de oxidação permitido é caracterizado
quando, após sua remoção com um tecido grosseiro ou escova qualquer, não fiquem
evidências de pontos localizados de corrosão.
Uma armadura com carepa de laminação (camada de óxido superficial) submetida à
força de arrancamento apresenta melhores resultados de aderência com o concreto do que em
ensaios com corpos-de-prova em corrosão acelerada em presença de cloreto. A carepa, apesar
de ser uma camada de óxido dura e presa ao metal, apresenta porosidade que auxilia na reação
dos produtos de hidratação do cimento com os elementos do aço, formando assim compostos
que propiciam a aderência química (ISA e HELENE, 1998; SOUZA, 1983).
Na corrosão da armadura há fortes interações entre o comportamento mecânico e o
ambiente, tendo por resultado reduções na seção transversal da armadura, mudanças de
volume das armaduras, fissuras no concreto de cobrimento e modificações da relação
armadura-concreto (CORONELLI e
GAMBAROVA, 2000; GHANDEHARI et al., 2000;
PETRE-LAZAR e GÉRARD, 2000)
Segundo BENTUR et al. (1997) dados sobre a redução do diâmetro da armadura
devido à corrosão em estruturas reais são bastante escassos. Entretanto, sua ordem de
grandeza pode ser estimada com base em relatórios indicativos que o máximo nível de
corrosão da armadura no concreto é da ordem de 50 μm/ano. Com relação ao volume dos
produtos de corrosão produzido na reação de corrosão ele é pelo menos duas vezes o volume
do aço que é dissolvido; assim, a formação dos produtos de corrosão envolve um substancial
aumento de volume. Em conseqüência da expansão produzida, as fissuras longitudinais são
formadas freqüentemente no concreto, causando posterior lasca e delaminação. Os tipos de
danos produzidos dependem da posição da armadura que está corroendo. As áreas abertas
pelas fissuras se tornam um fácil acesso de CO
2
ou íons Cl
-
, levando a despassivação e ao
início de novas áreas de corrosão. A resistência do cobrimento, a espessura de cobrimento, o
diâmetro e localização das armaduras são muito importantes, como é mostrado na Figura 5.3.
Na corrosão atmosférica em regiões ricas em dióxido de carbono o produto de
corrosão da armadura tem a tensão de aderência semelhante da carepa de laminação, só
ocorrendo certa diferença na tensão próxima a ruptura de aderência que acontece maior
deslizamento para a armadura corroída por dióxido de carbono, pois o carbono diminui o
46
coeficiente de atrito. No caso da corrosão por cloreto ocorre grande perda de aderência, pois o
concreto de cobrimento tende a fissurar devido aos produtos de corrosão ser mais volumosos
(AL - SULAIMANI et al., 1990 apud HELENE; ISA, 1998).
Figura 5.3 – Tipos de danos à interface entre a armadura e o concreto, devido a fissuras no concreto de
cobertura pela formação dos produtos de corrosão, como função da posição da armadura corroída e da
taxa entre a profundidade de cobertura e o diâmetro da armadura (C/D) (BENTUR et al., 1997).
Em ensaio de corrosão por cloretos acelerada por aplicação de corrente elétrica externa
ocorre uma diminuição da aderência, pois os produtos da corrosão são gerados mais
rapidamente, o que impedem de emergirem para a rede de poros do concreto, criando assim
uma camada mais porosa, tendo um maior volume conseqüentemente exercendo pressão
contra o concreto de cobrimento até sua fissuração (ANDRADE, 1984; TUUTI, 1982; AL -
SULAIMANI et al.., 1990 apud HELENE; ISA, 1998).
Quanto maiores forem as aberturas das fissuras no concreto de cobrimento, menor será
o confinamento da armadura, o que acarreta em uma menor aderência da mesma em relação
47
ao concreto (AL-SULAIMANI et al., 1990; CABRERA, 1992; SANTIAGO et al., 1993 apud
HELENE; ISA, 1998).
CORONELLI e
GAMBAROVA (2000) observaram que as fissuras presentes no
concreto de cobrimento devido à expansão dos produtos de corrosão podem afetar em
diferentes intensidades as relações de aderência entre o concreto e as armaduras. A
degradação da ligação no concreto armado mostra que a perda de confinamento dos
espécimes com estribos leves, com pequeno cobrimento de concreto, e pela degradação
simultânea da relação do concreto-armadura, pode afetar o comportamento estrutural da peça.
Mas, para cobrimentos médios e grandes,
48
Figura 5.4 – Representação da influência do tipo de corrosão na aderência concreto-armadura (ISA;
HELENE, 1998).
5.1.1 Elementos finitos no estudo da aderência da armadura em estado de corrosão
Nos últimos anos tem-se utilizado cada vez as técnicas de simulações numéricas por
modelamento em três dimensões para cálculos estruturais, por inúmeras vantagens, como a
aquisição de dados matemáticos complexos que se corretamente manipulados podem trazer
detalhes que muitas vezes são ocultos em ensaios convencionais.
O modelamento numérico é um sistema articulado de elementos geométricos com
propriedades características do material. Estes elementos são formados de nós responsáveis
pelos vínculos de ligação e de movimentações da rede geométrica. Os elementos geométricos
padrões podem ser de primeira ou segunda ordem dependendo da complexidade e atribuição
do modelo, no caso as geometrias de primeira ordem são os elementos simplificados da
categoria dos sólidos ou planos com no máximo oito nós de ligação para os sólidos e os de
segunda ordem são elementos mais articulados com no máximo 20 nós de ligação para os
sólidos.
49
Numa experiência usando modelamento numérico por elementos finitos com
mecanismos de fratura não linear LUNDGREN (2002) estudou os efeitos da corrosão das
armaduras com o concreto, através da relação entre tensão de aderência e deslocamento. O
estudo conduziu a suposição que os produtos de corrosão se comportam como um material
granular, ou seja, a sua rigidez aumenta com o nível de tensão. Esse comportamento mecânico
junto com o aumento de volume dos produtos de corrosão foi combinado com um modelo de
mecanismo de ligação. O modelo de ligação inclui as tensões das fissuras provocadas no
concreto, a ação da ligação e da força da estrutura circunvizinha. Combinando estes fatores, o
efeito da corrosão na força de ligação entre a armadura e o concreto pode ser analisado para
diversas estruturas, assim como o efeito da variação do concreto de cobrimento, da pressão
externa entre outros podem ser investigados. Os resultados mostraram que através de
modelamento é possível predizer a diminuição da ligação entre as partes quando ocorre a
rachadura no concreto, devido à ação comb inada da corrosão e do mecanismo de ligação.
MOLINA, ALONSO e ANDRADE (1993) realizaram um estudo que compara o
modelo experimental e o modelo analítico do efeito da expansão dos produtos de corrosão
com a desagregação do concreto, através da análise das aberturas de fissuras no material, com
uma conseqüente perda de confinamento das armaduras. Os pesquisadores obtiveram bons
resultados com o modelo analítico validando a técnica de elementos finitos para tal estudo.
DEKOSTER et al (2003) verificaram o comportamento de flexão das armaduras em
análise experimental e por elementos finitos, com a expansão e tensão causada pelos produtos
de corrosão, obtendo um bom comparativo nas duas análises.
50
6. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Neste item descreve-se a metodologia usada nos ensaios experimentais. Para tal,
utilizaram-se concretos com diferentes tipos de cimentos e relação água/cimento. Os
concretos confeccionados foram utilizados para moldar os corpos-de-prova de forma
prismática com armaduras galvanizadas e não galvanizadas para os ensaios de corrosão e os
corpos-de-prova de forma cilíndrica foram moldados para a realização dos ensaios de
resistência a compressão, absorção de água e índice de vazios.
Foi avaliado o desempenho frente à incidência de íons cloreto das armaduras
nervuradas galvanizadas e não galvanizadas para cada traço de concreto moldado através de
técnicas eletroquímicas.
A análise da formação dos produtos de corrosão nas armaduras foi realizada com a
utilização da microscopia eletrônica de varredura e EDS (Energy Dispersive X-ray
Spectroscopy). O comportamento mecânico dos corpos-de-prova em processo de corrosão foi
avaliado através de modelamento numérico por elementos finitos.
6.1 Caracterização dos materiais utilizados
6.1.1 Cimento
Com o objetivo de avaliar a influência da composição química do cimento no processo
de corrosão por íons cloreto foram utilizados dois tipos de cimento, o CPIV (cimento Portland
pozolânico), NBR5736:1991, e o CPII F (cimento Portland composto com fíler calcário),
NBR11578:1991, cujas composições químicas são mostradas nas Tabelas 6.1 e 6.2 e as
propriedades físicas nas Tabelas 6.3 e 6.4.
51
Tabela 6.1 - Composição química do cimento CP IV (Dados do fabricante).
Compostos químicos Média (% em peso)
Dióxido de silício - SiO
2
35,52
Óxido de alumínio - Al
2
O
3
11,06
Óxido de ferro - Fe
2
O
3
3,79
Óxido de cálcio livre - CaO 38,18
Óxido de magnésio - MgO 4,69
Óxido de potássio - K
2
O 1,14
Óxido de sódio - Na
2
O 0,13
Trióxido de enxofre - SO
3
2,31
Tabela 6.2 - Composição química do cimento CP II F (Dados do fabricante).
Compostos químicos Média (% em peso)
Silicato tricálcicos - C
3
S 69,3
Aluminato tricálcico - C
3
A 6,23
Silicato dicálcicos - C
2
S 3,15
Óxido de potássio - K
2
O 0,67
Óxido de sódio - Na
2
O 0,11
Óxido de magnésio - MgO 2,38
Trióxido de enxofre - SO
3
2,66
Óxido de cálcio livre - CaO 3,04
Tabela 6.3 – Propriedades físicas do cimento CPIV (Dados do fabricante).
NBR NM76:1998
Blaine (cm
2
/g)
4773
Finura
NBR 7215:1996
P#325 (%)
--
Inicial (min.)
358
Tempo de pega
NBR 11581:1991
Final (min.)
--
3 dias 19,8 MPa
7 dias 29,3 MPa
Resistência à
compressão
NBR 7215:1996
28 dias 33,6 MPa
Massa específica
NBR NM23:2001
2,8 g/cm 3
52
Tabela 6.4 – Propriedades físicas do cimento CPII F (Dados do fabricante).
NBR NM76:1998
Blaine (cm
2
/g)
3244
Finura
NBR 7215:1996
P#325 (%)
10,21
Inicial (min.)
173
Tempo de pega
NBR 11581:1991
Final (min.)
292
3 dias 26,7 MPa
7 dias 31,8 MPa
Resistência à
compressão
NBR 7215:1996
28 dias 37,5 MPa
Massa específica
NBR NM23:2001
3,1 g/cm 3
6.1.2 Aditivos para o concreto
Em alguns concretos foi utilizado aditivo superplastificante de base melamínica, que
atende às especificações da EB-1763 (Tipo SP) e aditivo com base de policarboxilatos, que
atende a norma ASTM C 494 (tipos A e F) com a finalidade de melhorar a trabalhabilidade
dos concretos que apresentaram maior compacidade.
6.1.3 Agregado Miúdo
O agregado miúdo (areia) utilizado é proveniente do Rio Jacuí, situado praticamente
no Centro do Estado do Rio Grande do Sul, entre as latitudes de 28°10' e 30°45'S e as
longitudes de 49°55' e 54°35'W. A Tabela 6.5 apresenta as propriedades físicas da areia
utilizada obtidas através do ensaio granulométrico.
Os resultados do ensaio granulométrico da areia mostraram que as propriedades físicas
da mesma encontram-se dentro dos limites estabelecidos pela NBR 7211:1983 para a areia
fina (zona 2).
A Figura 6.1 apresenta a curva granulométrica do agregado miúdo.
53
Tabela 6.5 – Propriedades físicas do agregado miúdo.
Propriedades Método de
ensaio
Resultados obtidos
Percentagem retida
(e m ma s s a)
Abertura da
peneira
Individual Acumulada
Limites
NBR 7211
Zona 2
4,8 mm 1 1 0-10
2,4 mm 5 6 0-15
1,2 mm 9 15 0-25
0,6 mm 14 29 21-40
0,3 mm 31 60 60-88
0,15 mm 38 98 90-100
Composição
Granulométrica
NBR 7217:2003
<0,15 mm 2 100 -
Dime ns ão má x.
característica
NBR 7217:2003 4,8
Módulo de finura NBR 7217:2003 2,09
Massa específica NBR 9776:2003 2,61 kg/dm
3
Figura 6.1 – Curva granulométrica do agregado miúdo.
54
6.1.4 Agregado Graúdo
O agregado graúdo utilizado foi a brita de basalto, proveniente da região metropolitana
da cidade de Porto Alegre. A Tabela 6.6 apresenta as propriedades físicas do agregado graúdo
obtidas através do ensaio granulométrico.
Tabela 6.6 – Propriedades físicas do agregado graúdo.
Determinações Método de
ensaio
Resultados obtidos
Percentagem retida
(e m ma s s a)
Abertura da
peneira
Individual Acumulada
25 mm 0 0
19 mm 6 6
12,5 mm 42 48
9,5 mm 25 73
6,3 mm 23 96
4,8 mm 3 99
Composição
Granulométrica
NBR 7217:2003
2,4 mm 0 100
Dime ns ão má x.
característica
NBR 7217:2003 25
Módulo de finura NBR 7211:1983 Brita 1
Massa específica NBR 9776:2003 2,65 kg/dm
3
Os resultados do ensaio granulométrico do agregado graúdo mostraram que as
propriedades físicas do mesmo encontram-se dentro dos limites estabelecidos pela NBR
7211:1983 para a brita 1 com diâmetro m áximo de 19 mm.
6.1.5 Armaduras
As armaduras utilizadas foram de aço-carbono sem tratamento anti-corrosivo e
armaduras com tratamento de galvanização a fogo, ambas nervuradas e com diâmetro nominal
de 8mm.
As propriedades físicas das armaduras sem tratamento anti-corrosivo estão
representadas na Tabela 6.7.
55
Tabela 6.7 – Propriedades físicas das armaduras (Dados do fabricante).
Diâmetro Nominal (DN) (mm)
8
Massa nominal (kg/m)
0,395
Resistência Característica de Escoamento (MPa)
500
Limite de Resistência (MPa)
550
Alongamento mínimo em 10 ø
8 %
Diâmetro do Pino para Dobramento
a 180 (mm)
4 x DN
Classe NBR 7480:1996
CA 50
6.1.6 Galvanização a fogo das armaduras
As armaduras com tratamento anti-corrosivo foram obtidas pelo processo de
galvanização a fogo. Esse processo é composto por diversas etapas, tais como:
desengraxamento, decapagem, fluxagem, banho de zinco fundido e passivação. Algumas
etapas do processo de galvanização das armaduras utilizadas nos ensaios são apresentadas nas
Figuras 6.2 a 6.5.
Figura 6.2 – Decapagem ácida das armaduras de aço.
56
Figura 6.3 – Remoção das armaduras do banho de fluxagem.
57
(a)
(b)
Figura 6.4 – Remoção das armaduras da cuba de zincagem.
58
Figura 6.5 – Imersão das armaduras na cuba de resfriamento e passivação.
6.1.6.1 Caracterização da camada de zinco nas armaduras galvanizadas
A caracterização das armaduras galvanizadas quanto a formação, espessura e
composição química na camada de zinco foi realizada por microscopia óptica (Figuras 6.6 e
6.8), microscopia eletrônica de varredura (Figura 6.7) e EDS (Energy Dispersive X-ray
Spectroscopy
) (Tabela 6.8) do Centro de Microscopia e Microanálises da PUCRS.
A Figura 6.6 mostra a camada de zinco através do corte transversal da armadura
galvanizada onde se pode observar que a mesma apresenta uma boa uniformidade em sua
espessura em toda sua extensão.
Através da análise transversal da armadura galvanizada por microscopia eletrônica foi
possível a verificação da camada de cobrimento do zinco (Figura 6.7), obtendo-se um valores
próximos de 340 - 390μm de espessura. A norma NBR 6323:1990 indica que o valor da
espessura de revestimento de zinco (em micrometros) multiplicado por 7,14 equivale,
aproximadamente, à massa da camada (em g/m
2
). Através da análise da espessura da camada
de zinco chegou-se a um valor médio de 2600g/m
2
para a determinação da quantidade de
zinco na armadura. A espessura encontrada foi bem superior ao mínimo especificado pela
norma NBR6323:1990 que é de 550 g/m
2
equivalente a espessura de 77μm.
59
Figura 6.6 – Vista transversal da camada de zinco da armadura galvanizada.
Figura 6.7 – Camada de zinco da armadura galvanizada com indicação da espessura. Ampliação:
200x.
A Figura 6.8 mostra a microestrutura da camada de zinco com a identificação das fases
presentes, delta, zeta e eta.
60
Figura 6.8 – Microestrutura da camada de zinco na armadura galvanizada. Ampliação: 200x.
A Tabela 6.8 apresenta as percentagens em peso de zinco e ferro obtidos por EDS
presentes em cada fase da camada de zinco. A composição química das fases da camada de
zinco é similar aos valores obtidos por CHENG A. et al. (2005), as quais são mostrados na
Tabela 6.9.
Tabela 6.8 – Composição química da camada de zinco da armadura galvanizada
(%peso).
Camada Zinco Ferro Oxigênio
Eta 96,32 0 % restante
Zeta 92,84 5,81 % restante
Delta 91,49 6,08 % restante
Tabela 6.9 - Composição química da camada de zinco da armadura galvanizada
(%peso)
(CHENG A. et al. 2005).
Camada Zinco Ferro Oxigênio
Eta 99,70 0 % restante
Zeta 93,76 6,24 0
Delta 89,77 10,23 0
6.2 Confecção dos corpos-de-prova
Os corpos-de-prova utilizados para os ensaios de corrosão de indução por íons cloretos
são similares aos usados por outros pesquisadores da área (MONTEIRO, 2002; CABRAL,
1
2
3
4
eta
zeta
Aço
delta
61
2000; JOUKOSKI et al. 2002 e FIGUEIREDO, 1994). Os corpos-de-prova foram
confeccionados com forma prismática com dimensões reduzidas de 60x120x120mm,
empregando-se armaduras dispostas com cobrimento de concreto fixado em 20mm na face de
menor espessura dos corpos-de-prova. Utilizaram-se armaduras galvanizadas e não
galvanizadas com 140mm de comprimento, mas somente 50mm foram expostos à corrosão no
interior do concreto, onde o restante do comprimento das armaduras foram revestidas com
uma tinta polimérica de emborrachamento à frio e fita isolante para evitar a corrosão (Figura
6.9).
Figura 6.9 – Esquema dos corpos-de-prova utilizados nos ensaios de corrosão.
Foram confeccionados diferentes tipos de concretos para os corpos-de-prova,
variando-se parâmetros de relação água/cimento (0,4; 0,5 e 0,6) e tipo de cimento (CPIV e
CPII F). Sendo que para cada relação água/cimento foi utilizado um tipo de cimento e um tipo
de armadura moldados-se no total 12 corpos-de-prova como mostra o esquema da Figura
6.10.
Também foram moldados concretos de forma cilíndrica nas dimensões de 100mm de
diâmetro e 200mm de altura (Figura 6.11) para os ensaios complementares de resistência à
compressão, absorção de água e índice de vazios.
62
Figura 6.10 – Esquema apresentando as combinações de cada corpo-de-prova avaliado.
Figura 6.11 – Corpos-de-prova cilíndricos para ensaios de compressão e absorção de água.
6.2.1 Dosagem dos concretos
Para as dosagens dos concretos foram empregadas três relações água/cimento com o
intuito de se obter diferentes níveis de porosidade nos concretos moldados, sendo o concreto
com relação 0,4 o menos poroso, o com relação 0,5 intermediário em termos de porosidade e
o concreto com relação 0,6 o mais poroso de todos. Esta variação na relação água/cimento
possibilita uma comparação do desempenho dos concretos frente à penetração de íons cloreto
no processo de corrosão.
63
Todos os corpos-de-prova foram confeccionados com a mesma faixa de
trabalhabilidade 60
±
20mm determinados através de ensaios de abatimento do tronco de cone
normalizado pela NBR NM67:1998, e o método empírico de dosagem empregado nos
concretos foi baseado no mesmo adotado pela Departamento de Materiais de Construção Civil
da CIENTEC, mostrado na Tabela 6.10.
Tabela 6.10 – Dosagem de material para cada tipo de concreto.
Consumo
α
Traço
de material Slump Aditivo
Tipo de
cimento
(%)
a/c
Traço
Materiais
Massa kg/m
3
(mm) (%)
Cimento 479,16
CP IV 53 0,4 1:3,5 Areia 661,24 45 0,4
Brita 1015,82
Água
1,00
1,38
2,12
0,40 191,66
Cimento 362,84
CP IV 53 0,5 1:5,0 Areia 790,99 40 --
Brita 1023,21
Água
1,00
2,18
2,82
0,50
181,42
Cimento 291,63
CP IV 53 0,6 1:6,5 Areia 869,06 40 0,4
Brita 1026,54
Água
1,00
2,98
3,52
0,60
174,98
Cimento 487,33
CP II F 53 0,4 1:3,5 Areia 672,52 70 ---
Brita 1033,14
Água
1,00
1,38
2,12
0,40 194,93
Cimento 367,38
CP II F 53 0,5 1:5,0 Areia 800,89 55 ---
Brita 1036,01
Água
1,00
2,18
2,82
0,50 183,69
Cimento 294,72
CP II F 53 0,6 1:6,5 Areia 878,27 60 0,4
Brita 1037,41
Água
1,00
2,98
3,52
0,60
176,83
64
6.2.2 Ensaios com corpos-de-prova cilíndricos
Foram realizados ensaios complementares de resist ência à compressão, NBR
5739:1994, de absorção capilar e índice de vazios, NBR 9778:1987.
Os ensaios de compressão foram realizadas nas idades de 7 e 28 dias de cura saturada
em água. Para tal, cada corpo-de-prova cilíndrico foi colocado entre os dois pratos da
máquina de ensaio (Figura 6.12) e a carga foi sendo aplicada continuamente, com velocidade
de carregamento entre 0,3MPa/s a 0,8MPa/s até atingir a força próxima à ruptura do concreto.
Figura 6.12 – Máquina utilizada para a realização ensaios de resistência a compressão dos concretos.
No ensaio de absorção de água e índice de vazios os corpos-de-prova foram deixados
no total de 72h em imersão de água com uma temperatura de 23±2 ºC e posteriormente 72h
em estufa na temperatura de 105±5 ºC, sendo pesados em intervalos de 24h por balança com
sensibilidade de 0,025% das massas das amostras, como recomenda a NBR 9778:1987.
6.2.3 Preparação das armaduras dos corpos-de-prova para os ensaios de corrosão
As armaduras de aço utilizadas passaram por um processo prévio de limpeza para a
retirada da oxidação superficial, sem ataque significativo ao metal para garantir a mesma
65
condição inicial de superfície a todas as armaduras, antes do início dos ensaios de corrosão.
O procedimento de limpeza para as armaduras sem tratamento anti-corrosivo seguiu as
recomendações da norma ASTM G1-88:1990, onde foi empregada uma solução de ácido
clorídrico com água 1:1 com adição de 3,5 g/l de hexametilenotetramina. O processo iniciou-
se com a imersão das armaduras na solução por 15 minutos (Figura 6.13), onde logo em
seguida foram levadas para um enxágüe em água corrente juntamente com uma escovação
(escova com cerdas plásticas) para completa remoção dos óxidos (Figura 6.14). Após esta
etapa passou-se acetona nas arma duras para redução de água e secou-se com ar quente
finalizando o processo de limpeza. No caso das armaduras galvanizadas o procedimento
adotado foi outro para evitar a remoção do zinco foi utilizada apenas acetona para a limpeza
superficial, finalizando com a secagem em ar quente. A Figura 6.15 mostra os dois tipos de
armaduras (galvanizadas e não galvanizadas) ap ós os processos de limpeza.
Após a limpeza, as armaduras foram pesadas em balança analítica com precisão de
0,01g para a determinação das massas. A média calculada para a massa das armaduras
galvanizadas foi de 63,91g e para as armaduras comuns foi de 55,70g, obtendo-se uma
diferença de massa entre os dois tipos de armadura em torno de 8,2g.
Figura 6.13 – Fotografia das armaduras comuns imersas na solução preparada para a remoção dos óxidos
superficiais.
66
Figura 6.14 – Fotografia da escovação das armaduras comuns para a remoção dos óxidos.
Figura 6.15 – Fotografia das armaduras comuns e galvanizadas e após os processos de limpeza de remoção
de óxidos.
Após, foram conectados fios condutores flexíveis à extremidade superior das
armaduras para medições eletroquími cas do processo de corrosão (Figura 6.16). A área de
exposição das armaduras para os ensaios de corrosão foi demilitada em 12,57cm
2
, onde o
restante da armadura foi isolado com tinta de emborrachamento a frio (Figura 6.17) e fita
isolante.
Armadura
comum
Armadura
galvanizada
67
Figura 6.16 – Fotografia dos fios flexíveis de cobre conectados nas armaduras para as medições
eletroquímicas
.
Figura 6.17 – Fotografia ilustrando a área da barra limitada à corrosão, o qual foi realizada com polímero
de emborrachamento a frio
.
6.2.4 Moldagem e cura dos corpos-de-prova prismáticos
Para a etapa de moldagem dos corpos-de-prova utilizou-se uma fôrma de madeira
especialmente confeccionada para tal fim (Figura 6.18) que possibilitou a confecção
simultânea de 12 corpos-de-prova.
68
Figura 6.18 – Fotografia da fôrma de madeira utilizada para as moldagens dos corpos-de-prova.
Cada traço de concreto misturado em betoneira foi lançado em duas camadas na fôrma
de madeira com as armaduras previamente inseridas em posições pré-estabelecidas. Cada
camada de concreto recebeu adensamento em me sa vibratória por 10 segundos (Figura 6.19).
Figura 6.19 – Fotografia dos concretos lançados na fôrma com adensamento em mesa vibratória.
Após o processo de moldagem, os concretos ficaram em ambiente de laboratório por
24h, sendo removidos da fôrma após este período e colocados para curar em água fria durante
69
5 dias (Figura 6.20). Após este período, os corpos-de-prova ficaram 22 dias em ambiente
controlado de laboratório com temperatura m édia de 22,8ºC e umidade média de 62,7%.
Figura 6.20 – Fotografia da cura dos concretos em tanque de água fria.
Completado o total de tempo de 28 dias de cura, os corpos-de-prova foram colocados
na água por 96h, a fim de se ter uma saturação dos poros do concreto. Após tal período foram
retirados da água, ficando em ambiente de laboratório por mais 192h, onde foram feitos os
acabamentos finais, protegendo as faces do concreto perpendiculares às armaduras com tinta
anticorrosiva à base de alcatrão de hulha, para garantir que a penetração dos íons cloretos se
desse somente nas faces paralelas às armaduras (Figura 6.21), este procedimento também foi
adorado por MONTEIRO (2002) em ensaios de indução de íons cloreto com corpos-de-prova
prismáticos.
70
Figura 6.21 – Fotografia ilustrando a aplicação da tinta anticorrosiva nas faces superior e inferior dos
corpos-de-prova.
6.3 Procedimento de indução à penetração de íons cloreto nos corpos-de-prova
6.3.1 Semiciclos de secagem e imersão
Para o processo de corrosão foram realizados no total 8 ciclos, onde cada ciclo foi
realizado em 9 dias composto de um semi ciclo de secagem e um semiciclo de imersão parcial,
como ilustrado no esquema da Figura 6.22. As medições eletroquímicas foram realizadas no
final de cada ciclo planejados de forma a acelerar o processo de corrosão nas armaduras
através da indução de íons cloreto.
Figura 6.22 – Representação esquemática de um ciclo de indução de íons cloreto.
71
Os ciclos foram planejados de forma similar aos realizados por diversos pesquisadores
da área (FIGUEIREDO, 1994; BAUER, 1995; CABRAL, 2000; CASCUDO, 2000;
MONTEIRO, 2002).
A secagem dos corpos-de-prova foram realizadas em estufa com controle de
temperatura ajustada em 50±10ºC, durante 6 dias, para a retirada da umidade e aceleração da
corrosão pelo calor nos corpos-de-prova. Na Figura 6.23 é mostrada a estufa utilizada para a
secagem dos corpos-de-prova.
Figura 6.23 – Fotografia dos corpos-de-prova na etapa de secagem.
Na etapa de imersão as amostras de concreto foram colocadas em um recipiente com
água e 5% em volume de cloreto de sódio diluído (MONTEIRO, 2002), durante 3 dias, para
ocorrer a penetração dos íons cloreto. Nesta etapa os concretos foram par cialmente submersos
até a metade exposta da armadura no interior do concreto (correspondendo a 1/3 da altura do
corpo-de-prova), para promover a entrada do oxigênio e do eletrólito na armadura,
favorecendo assim o processo de corrosão eletroquímica. A Figura 6.24 mostra a etapa de
imersão para a entrada de íons cloreto nos concretos.
O dobro do tempo de permanência dos corpos-de-prova na estufa em relação à imersão
justifica-se pela maior dificuldade da secagem dos poros do concreto do que em relação à
penetração de eletrólito na solução, pois a penetração envolve processos físico-químicos
facilitadores no transporte dos íons cloreto.
72
Figura 6.24 – Fotografia dos corpos-de-prova na etapa de imersão em solução de cloreto de sódio 5% vol.
em água.
6.4 Medições eletroquímicas dos corpos-de-prova
As grandezas eletroquímicas como o potencial de corrosão (E
corr
), densidade de
corrosão (I
corr
) e resistência de polarização (Rp) foram medidas após a finalização de cada
ciclo.
A célula eletroquímica foi montada de acordo com as recome ndações da norma ASTM
C 876:1991, a qual é mostrada esquematicam ente na Figura 6.25.
As medições eletroquímicas foram realizadas pelo Laboratório de Eletroquímica no
Instituto de Química da UFRGS, usando um potenciostato da AUTOLAB modelo PG-
STAT30 (Figura 6.26) com compensação de queda ôhmica.
Para realização das medições utilizou-se como referência um eletrodo de calomelano
saturado (ECS). Como contra-eletrodo utilizaram-se duas chapas de aço inox fixadas nas
laterais de maior área dos corpos-de-prova e o eletrodo de trabalho foi a armadura. A Figura
6.27 mostra a m ontagem da célula eletroquímica.
Os contatos do eletrodo de referência e do contra-eletrodo foram favorecidos com a
colocação de esponjas úmidas com água destilada para maior conexão do circuito elétrico da
célula.
73
Figura 6.25 – Esquema ilustrativo da montagem da célula eletroquímica (BENTUR, DIAMOND e BERKE,
1997).
Foram realizados no total 8 medições eletroquími cas em 12 corpos-de-prova
correspondentes aos ciclos realizados.
Figura 6.26 – Fotografia do potenciostato utilizado para as medições das grandezas eletroquímicas.
74
Figura 6.27 – Fotografia da montagem da célula eletroquímica para as leituras eletroquímicas.
Alguns autores (ANDRADE e GONZÁLEZ, 1978; MONTEIRO, 200 2) utilizam B
como constante de Tafel para o cálculo de I
corr
, igual a 26mV para o caso de corrosão ativa e
52mV para corrosão em estado passivo. No caso desta pesquisa preferiu-se adotar os valores
das tangentes anódicas e catódicas de Tafel diretamente da curva de resistência de polarização
para cada leitura, pois, segundo WOLYNEC (2003), o desconhecimento ou a simplificação
das constantes de Tafel pode levar a dados errôneos no cálculo da taxa de corrosão, podendo
chegar a 35% de variação.
6.4.1 Método utilizado para determinar as grandezas eletroqu ímicas
O método utilizado para a determinação das grandezas eletroquímicas (E
corr
, I
corr
e R
p
)
foi o de Extrapolação da Reta de Tafel, onde se obteve a evolução das curvas de polarização
anódica e catódica para a extração dos dados eletroquímicos em gráficos E/V vs. i/A. Através
do potenciostato foi feito um pré-tratamento de 5 segundos para o equilíbrio necessário ao
início das medições de cada armadura. O potencial para as medições iniciou em -900mV indo
até 300mV, com uma taxa de varredura de 5 mV/s.
contra
eletrodo
eletrodo
de
referência
eletrodo
de
trabalho
(armadura)
75
6.4.2 Conversão da densidade corrente para perda de massa e nível de corrosão
A partir dos dados de densidade de corrente calculou-se a perda de massa e o nível de
penetração da corrosão nas armaduras através das recomendações da norma ASTM
G102:2004, considerando os dados do ferro. As equações 6.1 e 6.2 representam as conversões
de densidade de corrent e para a quantidade de perda de massa e nível de penetração de
corrosão nas arm aduras, respectivamente.
n
M
95,8
(6.1)
nd
M
28,3 (6.2)
Onde M é a massa atômica do metal, no caso do ferro é de 55,85g; n é o número de elétrons
liberados pela reação de corrosão, no caso do ferro é de 2 e d é a densidade do metal, para o
ferro é de 7,88g/cm
3
.
6.5 Modelamento numérico para avaliação da tensão de aderência da armadura com o
concreto
Foram avaliadas, através de modelagem numérica as tensões de aderência da armadura
com o concreto em diferentes níveis de corrosão da armadura, através do teste de
arrancamento (pull-out test) pelo método de elementos finitos (MEF). Nos testes simulados de
arrancamento foram testados dois diferentes tipos de concretos com cimento CPII F e com
cimento CPIV e ambos com relação água/cimento de 0,5, cujas propriedades de módulo de
elasticidade e resistência a tração foram calculados tomando como parâmetro básico os
resultados de resistência à compressão obtidos experimentalmente.
Para a referida análise foi construído um modelo de corpo-de-prova contendo as
propriedades dos materiais usados (concreto, armadura e produtos de corrosão) utilizando o
programa Pro/Engineer. No módulo Pro/Mechanica foi possível idealizar restrições, forças e
elementos sólidos e planos, realizar ensaios estáticos de arrancamento das armaduras e
visualizar as áreas de maior concentração de tensão na interface armadura/concreto, para os
dois traços de concretos e condições de corrosão.
76
Este tipo de modelamento pode trazer informações importantes para os casos reais de
estrutura em condição de risco de corrosão, principalmente no caso de íons cloreto em contato
com peças estruturais de pontes que trabalham junto com cargas e grandes movimentações.
6.5.1 Informações da malha geométrica
No Pro/Mechanica as malhas foram geradas pela opção AutoGem que adota os
detalhes mais complexos da peça como parâmetros para montar a malha. Detalhes pequenos
tornam a malha mais refinada, de acordo com a tolerância especificada nas configurações do
AutoGem. Tolerâncias muito grandes poderiam excluir características importantes no modelo,
que é o caso dos produtos de corrosão, que se apresenta no conjunto em estudo como uma
camada relativamente fina em volta da armadura. Desta forma, os produtos de corrosão foram
idealizados como elemento sólido para espessuras acima de 0,125 mm e como elemento plano
para espessuras inferiores a este valor, sem prejuízo de acurácia nos resultados alcançados.
A Figura 6.28 mostra a malha criada no Pro/Engineer para o modelo. Nas áreas mais
importantes para a análise foram aumentados os núme ros de nós para refinamento da malha.
Figura 6.28 – Imagem da distribuição da malha no modelo analítico projetado no Pro/Engineer.
77
6.5.2 Dados de entrada para o modelo numérico
O programa Pro/Mechanica trabalha com algumas propriedades dos materiais como
dados de entrada ao modelamento. Dentre estas definições estão o Módulo de Elasticidade
(E), o Coeficiente de Poisson (
ν), e a Massa Específica (γ) que são dados de interesse para o
ensaio de arrancamento.
6.5.2.1 Propriedades do Concreto/Armadura
Para os concretos calculou-se o módulo de elasticidade através da equação 6.4 e a
resistência à tração através da equação 6.5 (NBR 6118:2004), cujos resultados estão
apresentados na Tabela 6.11, utilizando a f
c
(resistência à compressão aos 28 dias de cura) de
cada concreto obtido através de ensaio experimental.
2/1
4760
c
fE ×= (6.4)
3/2
3,0
cct
ff = (6.5)
Onde E é o módulo elástico, fc é a resistência à compressão aos 28 dias de cura do concreto e
f
ct
é a resistência à tração do concreto.
Tabela 6.11 – Propriedades mecânicas dos concretos CPIV e CPII F com relação a/c 0,5.
Módulo de Elasticidade Resistência à Tração Resistência à Compressão
CPII F a/c=0,5 CPII F a/c=0,5 CPII F a/c=0,5
MPaE 30,30337=
MPaf
ct
54,3
=
MPaf
c
62,40=
CPIV a/c=0,5 CPIV a/c=0,5 CPIV a/c=0,5
MPaE 20,26054=
MPaf
ct
89,2
=
MPaf
c
96,29=
Para efeito de analise estrutural, o coeficiente de dilatação térmica pode ser admitido
como sendo igual a 10
-5
/
o
C, o coeficiente de Poisson estimado como sendo igual 0,2 e a massa
específica 2.400kg/m
3
(NBR 6118:2004).
O concreto foi modelado como um material homogêneo, isotrópico e elástico-linear
(BHARGAVA, 2005), a fim de garantir as mesmas propriedades em todas as direções e uma
mesma condição para os diferentes traços de concreto. O critério de falha do concreto
78
utilizado para o modelo foi o de Modified Mohr, critério específico para materiais com
comportamento frágil.
O módulo de elasticidade da armadura foi estimada como sendo de 210GPa
(AQUARRO, FORASASSI e MARCONI, 2003), coeficiente de Poisson igual a 0,30
(MOLINA et al, 1993), o coeficiente de dilatação térmica utilizado foi de 10
-5
/
o
C (NBR
6118:2004) e a massa específica de 7.850kg/m
3
para o aço.
6.5.2.2 Propriedades dos produtos de corrosão
As propriedades elásticas dos produtos de corrosão são consideradas como os da água,
onde
ν
ferr
= 0,499 e K
ferr
= 2GPa (MARTÍN-PÉREZ,1999; MOLINA et al, 1993). O modulo
de elasticidade é determinado pela equação 6.6, obtendo-se um valor de E
ferr
= 12MPa. A
massa específica dos produtos de corrosão é de 1.960kg/m
3
.
(
)
ferrferrferr
KE
ν
213 −=
(6.6)
Onde K
ferr
é o módulo de volume dos produtos de corrosão;
ν
ferr
é coeficiente de Poisson dos
produtos de corrosão e E
ferr
é o módulo elástico dos produtos de corrosão.
6.5.2.3 Modelo da formação dos produtos de corrosão
Para a avaliação da influência dos produtos de corrosão na armadura foram utilizadas
diferentes espessuras (0,025mm a 0,6mm) que representam o nível de penetração da corrosão
(X), ou seja, o quanto do diâmetro da armadura é consumido na corrosão da armadura, onde
em conjunto com este fator existe a expansão dos produtos de corrosão. Somando-se estes
dois mecanismos (nível de penetração e expansão dos produtos de corrosão) pode-se dizer qu e
o volume dos produtos de corrosão aumentam duas vezes em relação ao volume da armadura
inicial (Figura 6.29), como foi verificado em análises de corrosão por alguns autores
(MOLINA et al. 1993; CORONELLI e GAMBAROVA, 2000 e LUNDGREN, 2001). Esta
idealização pode ser conferida na relação descrita na Tabela 6.12 utilizada no programa
Pro/Engineer.
79
Figura 6.29 – Esquema da idealização da formação e crescimento dos produtos de corrosão da armadura
de aço usada no modelamento numérico.
Tabela 6.12 – Relação da idealização dos produtos de corrosão no programa
Pro/Engineer.
Relação para os produtos de corrosão Descrição dos parâmetros
d22:0=8.0000
d4:4=d22:0+2*N
d3:4=d22:0- 2*N
d0:2=d3:4
d22:0 – diâmetro do concreto em torno da armadura;
d4:4 – são os prod utos de c o rr osão que se expandem;
d3:4 – é o nível de penetração da corrosão na armadura;
d0:2 – é o diâmet ro da arm adu ra.
6.5.2.4 Aplicação de carga e relações de aderência
Alguns modelos foram utilizados para comparação e idealização da carga aplicada ao
longo dos níveis de penetração de corrosão. Um destes modelos foi o proposto por
ALMUSALLAM et al (1996), onde os autores realizaram um ensaio experime ntal para corpo-
de-prova com dimensões de 152x254x279mm e armadura com diâmetro de 12 mm e
comprimento de confinamento de 102mm, onde neste concreto não foram utilizados estribos.
A Figura 6.30 mostra a distribuição de carga de arrancamento utilizada para cada condição de
corrosão.
80
Figura 6.30 – Distribuição de cargas máximas para cada nível de penetração de corrosão
(ALMUSALLAM et al. 1996).
Com este gráfico é possível prever os valores má ximos de carga para cada nível de
corrosão, referencial importante quando se trabalha com mo delo numérico de propriedades
isotrópicas. O gráfico mostra que a carga máxima de arrancamento não é aplicada para o valor
zero de corrosão, isto mostra que certo grau de produtos de corrosão melhora a aderência em
certo ponto, mas como a corrosão é progressiva ela logo cai para valores bem baixos de
aderência.
Outras referências para a tensão de aderência são encontradas na literatura como o
modelo de CLARK e SAIFULLAH (1993), mostrado na Figura 6.31.
Neste modelamento numérico não foi utilizado estribo e o diâmetro da armadura
simulada foi de 8 mm, que são condições similares as propostas neste trabalho.
SOYLEV e FRANÇOIS (2003) em ensaio experimental confeccionaram corpos-de-
prova com dimensões de 200 x 150 x 200 mm e armadura de 10 mm de diâmetro localizada
no centro do concreto. A tensão máxima de aderência da armadura-concreto foi calculada pela
equação 6.7.
dl
P
máx
π
τ
=
.
(6.7)
81
Onde
τ
máx
é a tensão máxima de aderência, em MPa; P é a carga aplicada no ensaio, em kN; d
é o diâmetro da armadura para cada nível de corrosão, em mm e l é o comprimento de
confinamento ou ancoragem da armadura no concreto, em mm.
Figura 6.31 – Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão (CLARK e SAIFULLAH, 1993).
Através da equação 6.7 se compôs o gráfico da Figura 6.32.
Figura 6.32 – Tensão de aderência por nível de corrosão (SOYLEV e FRANÇOIS, 2003).
STANISH (1997) apresenta a equação 6.8 para definir as tensões de aderência em
diversas profundidades de penetração dos produtos de corrosão para concreto sem estribos
baseados nos dados experimentais de RODRIGUEZ et al (1996), onde foram testados cubos
82
de concreto com quatro armaduras colocadas nas arrestas do corpo-de-prova para simular
condições reais de serviço.
x
máx
76.400.3
.
−=
τ
(6.8)
Onde
τ
máx .
é a tensão máxima de aderência, em MPa; x é a penetração de corrosão, em mm
(0,05
≤ x ≤ 1,00)
Através da equação 6.8 se compôs o gráfico da Figura 6.33.
A representação do gráfico da Figura 6.33, baseada na equação 6.8, apresenta uma
linearidade dos resultados de aderência em relação aos níveis de corrosão, mostrando certa
simplificação da equação em relação ao comportamento da armadura/concreto em ensaio de
arrancamento.
Figura 6.33– Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão (STANISH, 1997).
6.5.2.5 Restrições de movimento e pontos de obtenção dos resultados do modelo
Para o modelo foram utilizadas três restrições de movimento: uma na face posterior ao
da armadura e as outras duas nas laterais de menor área paralelas a armadura como mostra a
Figura 6.34 em que as mesmas são representadas pelos triângulos. Para a aquisição dos dados
83
foram feitas marcações na interface da armadura com o concreto denominado de PNT
(pontos). Estes pontos serviram para recolhimento dos dados de tensão de aderência, obtendo-
se no total de 11 valores correspondente ao número de pontos de onde foram feitos as mé dias
para obtenção de um único dado. Os pontos de extremidade, o 1º e o 11º, fora m
desconsiderados da média por apresentarem grande desvio dos valores gerais por acúmulo de
tensões. Os pontos amarelos são as regiões de refinamento do corpo-de-prova, e a seta na
extremidade da armadura é a aplicação da força de arrancamento.
Figura 6.34 – Imagem do modelamento do corpo-de-prova para ensaio de aderência no Pro/Engineer.
84
7. RESULTADOS E DISCUSSÕES
7.1 Resultados dos ensaios complementares de resistência à compressão, absorção de
água e índice de vazios do concreto
As Figuras 7.1 apresenta o diagrama de dosagem aos 7 e 28 dias de cura de cada
concreto moldado. O diagrama foi montado de acordo as propriedades e características dos
concretos obtidos através da dosagem experimental realizada.
Figura 7.1 – Diagrama de dosagem dos concretos moldados.
A Tabela 7.1 apresenta resumidamente os resultados dos ensaios dos concretos com
corpos-de-prova cilíndricos.
85
Tabela 7.1 – Resultados dos ensaios de resistência à compressão, absorção capilar dos
concretos e índice de vazios.
a/c = 0,4 a/c = 0,5 a/c = 0,6
Ensaio
CPII F CPIV CPII F CPIV CPII F CPIV
Resistência a
Compressão em 7
dias (MPa)
NBR 5739:1994
34,53
28,38
26,27
19,04
20,27
13,77
Resistência a
Compressão em 28
dias (MPa)
NBR 5739:1994
44,18
42,69
40,62
29,96
29,03
21,91
Absorção de água
por imersão (%)
NBR 9778:1987
6,19
5,95
6,42
6,14
6,82
6,34
Índice de vazios em
saturação (%)
NBR 9778:1987
13,7
13,5
14,3
13,6
14,9
14,1
Os resultados apresentados na Tabela 7.1 e na Figura 7.1 mostram que a resistência à
compressão dos concretos diminui quanto ma ior é a relação água/cimento. Os concretos
moldados com cimento CPII F obtiveram melhores resultados de resistência a compressão
que os concretos moldados com CPIV em todas as idades e relações água/cimento. Já para os
ensaios de absorção e índice de vazios os concretos CPIV obtiveram melhor comportamento
que os concretos CPII F obtendo menores índices de absorção de água e índice de vazios.
Provavelmente os concretos com cimento CPIV apresentam menores absorções por causa do
efeito da adição de pozolanas no cimento que tende a diminuir o tamanho dos poros no
concreto.
7.2 Ensaio de corrosão acelerada induzida por cloretos
7.2.1 Dados eletroquímicos de corrosão
Nesta seção são apresentados e discutidos os resultados eletroquímicos (I
corr
, E
corr
e
Rp) relativo aos ensaios de corrosão das armaduras (com tratamento e sem tratamento anti-
86
corrosivo de galvanização) em diferentes tipos de concretos moldados.
7.2.1.1 Densidade de corrente
As Figuras 7.2 a 7.7 mostram a comparação da densidade de corrente de armaduras
galvanizadas (G) e não galvanizadas (C) em diferentes traços de concreto. Nas Figuras 7.2 a
7.4 são apresentados os resultados dos concretos com cimento CPIV e relação água/cimento
de 0,4 a 0,6 e nas Figuras 7.5 a 7.7 são apresentados os resultados dos concretos com cimento
CPII F e relação água/cimento de 0,4 a 0,6. Observa-se que os valores da densidade de
corrente de cada corpo-de-prova aumentam ao longo dos ciclos.
A densidade de corrente é o principal indicador da reação de corrosão nos metais
(MONTEIRO, 2002). O início da despassivação das armaduras corresponde a faixa de 0,1 a
0,2
μA/cm
2
e o início da moderada para alta taxa de corrosão corresponde a faixa de 0,5 a
1,0
μA/cm
2
(LIU, 1996) conforme indicados nos gráficos das Figuras 7.2 a 7.7.
Os gráficos das Figuras 7.2 e 7.3 mostram que as armaduras sem tratamento anti-
corrosivo utilizando o concreto com cimento CPIV com relação água/cimento 0,4 e 0,5,
respectivamente, ultrapassaram o limite da passivação após o 7º ciclo mostrando ter atingido o
início da corrosão, enquanto as armaduras galvanizadas não atingiram o limite mesmo após o
8º ciclo de corrosão. No caso do concreto com relação água/cimento 0,6 (Figura 7.4) ambas as
armaduras ultrapassaram o limite da passivação próximo do 7º ciclo de corrosão, mostrando
assim ser um concreto menos eficaz para a proteção das armaduras.
As armaduras dos concretos moldados com o cimento CPII F mostradas nas Figuras
7.5 a 7.7 apresentam início da despassivação próximo ao 4º ciclo de corrosão, tendo até esta
etapa valores de densidade de corrente de corrosão muito próximos para ambos os tipos de
armaduras. Somente após a despassivação e início da alta taxa de corrosão é que ocorre uma
tendência de diminuição desta densidade de corrente para as armaduras galvanizadas.
Observa-se que após o 4º ciclo as armaduras apresentam rápida passagem para a alta taxa de
corrosão, aspecto não observado para os concretos com cimento CPIV.
Em todos os casos as armaduras galvanizadas apresentam um melhor desempenho
frente à corrosão em relação à armadura comum. Esta redução ocorre provavelmente porque o
zinco tende a formar com as hidroxilas na área catódica o hidróxido insolúvel Zn(OH)
2,
dificultando o processo corrosivo (GENTIL, 2003).
87
Figura 7.2 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,4.
Figura 7.3 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,5.
88
Figura 7.4 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,6.
Figura 7.5 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,4.
89
Figura 7.6 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5.
Figura 7.7 – Evolução comparativa da densidade de corrente da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,6.
90
Os concretos moldados com ci mento CPIV mostraram-se mais duráveis frente à
corrosão das armaduras. Isto se explica pela ação das pozolanas presentes neste cimento, pois,
as pozolanas fixam o componente químico do cimento o Ca(OH)
2
responsável pela
alcalinidade do concreto que auxilia a permanência do estado passivo das armaduras após a
concretagem (NEVILLE, 1997). Além disso, a presença das pozolanas na pasta de cimento
pode promover a redução do tamanho e do volume dos vazios e microfissuras, produzindo
maior coesão da estrutura interna do concreto e redução da permeabilidade (MEHTA e
MONTEIRO, 1994).
As relações água/cimento apresentaram resultados que conferem com dados da
literatura. Quanto maior a relação água/cimento mais propensão ao ataque de agentes
agressivos, pois mais permeável é a estrutura interna do concreto, como é o caso da relação
0,6 que foi a que apresentou maior nível de corrosão das armaduras. O ACI-Building Code
318:2002 refere que para estruturas expostas a agentes agressivos as relações água/cimento
mais indicadas são entre 0,4 e 0,5.
As Figuras 7.8 e 7.9 mostram a perda de massa e nível de penetração de corrosão das
armaduras, respectivamente, calculados a partir dos dados de densidade de corrente para os
concretos moldados com cimento CPIV.
Figura 7.8 – Evolução comparativa da perda de massa das armaduras para os concretos moldados com
cimento CPIV com armaduras comuns (C) e galvanizadas (G).
91
Figura 7.9 – Evolução comparativa do nível de penetração de corrosão das armaduras para os concretos
moldados com cimento CPIV com armaduras comuns (C) e galvanizadas (G).
As Figuras 7.10 e 7.11 mostram a perda de massa e nível de penetração de corrosão
das armaduras, respectivamente, calculados a partir dos dados de densidade de corrente para
os concretos moldados com cime nto CPII F.
Figura 7.10 – Evolução comparativa da perda de massa das armaduras para os concretos moldados com
cimento CPII F com armaduras comuns (C) e galvanizadas (G).
92
Os concretos com cimento CPIV atingiram um valor máximo de 0,112 g/m
2
/dia de
perda de massa e 0,00549 mm/ano de nível de corrosão no oitavo ciclo para a relação
água/cimento 0,6, enquanto os concretos com cimento CPII F chegaram a um valor máximo
de 3,24 g/m
2
/dia para perda de massa e 0,151 mm/ano de nível de penetração da corrosão na
armadura obtida também pela relação água/cimento 0,6 com armadura comum. Os valores
máximos encontrados para o concreto com cimento CPIV correspondem a uma classificação
de baixo para moderado estado de corrosão, já os valores má ximos encontrados para o
concreto com cimento CPII F se encontram em um estado de elevada corrosão, classificação
segundo HOLLINSHEAD (1998) para os valores encontrados. Observa-se que as armaduras
dos concretos com o cimento CPII F atingiram valores e conseqüentemente um estado de
corrosão consideravelm ente mais elevado que as armaduras dos concretos com CPIV.
Figura 7.11 – Evolução comparativa do nível de penetração de corrosão das armaduras para os concretos
moldados com cimento CPII F com armaduras comuns (C) e galvanizadas (G).
7.2.1.2 Potencial de Corrosão
As Figuras 7.12 a 7.17 mostram a comparação do potencial de corrosão para
armaduras galvanizadas e não galvanizadas em diferentes traços de concreto. Observa-se que
na maioria dos casos o potencial tende a ficar mais negativo ao longo dos ciclos.
93
Nas Figuras 7.12 a 7.14 são apresentados os resultados de potencial de corrosão para
os concretos moldados com ci ment o CPI V .
Figura 7.12 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,4.
Figura 7.13 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,5.
94
Figura 7.14 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,6.
Nas Figuras 7.15 a 7.17 são apresentados os resultados de potencial de corrosão para
os concretos moldados com ci ment o CPI I F.
Figura 7.15 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,4.
95
Figura 7.16 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5.
Figura 7.17 – Evolução comparativa do potencial de corrosão da armadura comum (C) e armadura
galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,6.
Novamente observa-se um melhor desempenho dos concretos com cimento CPIV
apresentando potenciais menos negativos de corrosão que os concretos com cimento CPII F.
96
Os concretos com cimento CPIV apresentaram a partir do 5º ciclo menor variação de
potencial de corrosão entre as armaduras comuns e galvanizadas. Somente é observada uma
queda mais significativa do potencial de corrosão das armaduras galvanizadas após o 7º ciclo,
onde pode ter o início da dissolução do zinco. A armadura galvanizada com o concreto de
relação água/cimento 0,4 atingiu um potencial de corrosão no 8º ciclo próximo de -600mV,
enquanto com o concreto de relação água/cimento 0,5 atingiu um valor próximo de -700mV e
com o concreto de relação água/cimento 0,6 chegou a um valor próximo de -750mV,
observando-se assim um melhor desempenho pa ra o concreto com relação água/cimento 0,4,
já que para as armaduras comuns esse concreto també m apresentou melhores resultados
(Figura 7.12).
Os concretos com cimento CPII F apresentaram piores resultados frente a corrosão
para as armaduras comuns e galvanizadas ocorrendo queda no potencial de corrosão das
armaduras galvanizadas próximo do 4º ciclo onde ocorre uma provável dissolução do zinco.
Nos gráficos de potencial de corrosão as armaduras galvanizadas aprese ntam
potenciais mais negativo que as armaduras comuns. Isto se explica pelo fato do zinco ser um
metal mais anódico e ativo que o aço, tendo assim um potencial mais negativo, servindo neste
caso como um ânodo de sacrifício para aço protegendo o contra a corrosão.
CABRAL (2000) utilizou armaduras com pintura de zinco como sistema de reparo
contra a corrosão e também verificou que os potenciais foram mais negativos que as
armaduras comuns, observando valores de potenciais em torno de -690mV (ECS), próximos
aos valores aqui encontrados.
7.2.1.3 Resistência de Polarização
As Figuras 7.18 a 7.23 mostram a comparação da resistência de polarização das
armaduras para cada corpo-de-prova, onde em todos os casos se observa que os valores da
resistência de polarização tende a diminuir ao longo dos ciclos.
Nas Figuras 7.18 a 7.20 são apresentados os resultados de resistência de polarização
para os concretos moldados com cimento CPIV.
97
Figura 7.18 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum (C) e da
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,4.
Figura 7.19 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum (C) e da
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,5.
98
Figura 7.20 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum (C) e da
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,6.
Nas Figuras 7.21 a 7.23 são apresentados os resultados de resistência de polarização
para os concretos moldados com cimento CPII F.
Figura 7.21 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum (C) e da
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,4.
99
Figura 7.22 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum (C) e da
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5.
Figura 7.23 – Evolução comparativa da resistência de polarização da armadura comum (C) e da
armadura galvanizada (G) para o concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,6.
Para todos os concretos os valores de resistência de polarização foram elevados
provavelmente por causa da compacidade dos concretos moldados.
100
Os concretos com adição de pozolanas, ou seja, com cimento CPIV apresentaram
valores mais elevados de resistência de polarização das armaduras, justamente pelo efeito
pozolânico no concreto que reduz o tamanho dos poros, dificultando a ocorrência da corrosão
(CABRAL, 2000).
Para os concretos com cimento CPIV houve um decréscimo na resistência de
polarização após 7º ciclo, possivelmente pela di ssolução do zinco nas armaduras galvanizadas
por ação dos íons cloreto. Esse decréscimo de resistência de polarização é observado nos
concretos com cimento CPII F próximo ao 4º ciclo.
Os valores de resistência de polarização para as armaduras galvanizadas são mais
elevados inicialmente, ocorrendo uma variação ao longo dos ciclos até chegar a uma
resistência próxima ao da armadura comum. Isto ocorre porque a barreira para a ocorrência de
corrosão das armaduras galvanizadas é maior que para as armaduras sem galvanização, e as
variações de valores observados nas armaduras galvanizadas podem ser influência das
características dos produtos de corrosão gerados, como por exemplo, o Zn(OH)
2
que tende a
cessar o processo corrosivo por ter características de insolubilidade até acontecer dos cloretos
destruírem esta barreira, que ocorre provavelmente quando os valores de R
P
das armaduras
galvanizadas ficam próximas ao das armaduras não galvanizadas.
A resistência de polarização pode chegar a 2kohm.cm² para os casos de corrosão mais
severa das armaduras como no caso dos concretos com ci mento CPII F e pode variar em torno
de 500kohm.cm² para as armaduras que encontram em estado passivo (ELSENER, 2005).
Nos gráficos de resistência de polarização observou-se que os valores abaixo de 100kohm.c m²
é onde provavelmente ocorre o início de uma corrosão mais severa, em um estudo sobre a
resistência de polarização KHATRI et al (2003) consideram que um nível crítico de
resistência de polarização seria aproximadamente em 10kohm.cm² onde ocorre o
aparecimento de manchas dos produtos de corrosão na superfície do concreto
independentemente do tipo de cimento utilizado no concreto.
7.2.2 Verificação dos produtos de corrosão após o processo final dos ensaios
Após a realização dos ensaios de corrosão, todos os corpos-de-prova foram rompidos
para a observação dos produtos de corrosão formados, os quais foram registrados
fotograficamente para a análise visual (Figuras 7.24 a 7.37), por mi croscopia eletrônica para
análise microscópica e por EDS para análise dos produtos de corrosão formados (Figuras 7.38
101
a 7.47), sendo que para as duas ultimas técnicas só observou-se os casos que apresentaram
maior nível de corrosão, ou seja, os concretos com cimento CPII F com relação água/cimento
0,5 e 0,6 com armaduras comuns e galvanizadas.
7.2.2.1 Aspectos macroscópicos dos produtos de corrosão
Na armadura do concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,4 (Figura 7.24)
observa-se o início da formação dos produtos de corrosão em uma área reduzida da armadura,
indicado pela seta. Esta corrosão apresenta coloração preta, característica da formação da
magnetita (Fe
2
O
4
) que é produzida a partir do hidróxido de ferro (II) em um meio não aerado
(GENTIL, 2003).
Figura 7.24 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação água/cimento 0,4
com armadura comum após os ciclos de corrosão.
A armadura galvanizada do concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,4
(Figura 7.25) apresenta um produto de corrosão branco na área indicada pela seta,
caracterizada provavelmente pela formação do hidróxido de zinco, Zn(OH)
2
.
No caso da armadura comum do concreto com cimento CPIV e relação água/cimento
0,5 (Figura 7.26) observa-se a formação predominanteme nte dos produtos de corrosão com
coloração castanho-alaranjada, na área indicada pela seta, característica da formação do
hidróxido de ferro (III).
102
Figura 7.25 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação água/cimento 0,4
com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.
Figura 7.26 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação água/cimento 0,5
com armadura comum após os ciclos de corrosão.
A armadura galvanizada do concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,5
(Figura 7.27) as setas apresentam a possível formação do hidróxido de zinco nas áreas com
produtos de corrosão branca e em áreas reduzidas um produto de corrosão com coloração
preta com características forte adesão a armadura que se encontra sob a camada porosa da
corrosão branca.
103
Figura 7.27 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação água/cimento 0,5
com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.
No caso da armadura do concreto com cimento CPIV e relação água/cimento 0,6
(Figura 7.28) a seta mostra os produtos de corrosão que se apresentam predominantemente na
coloração castanho-alaranjada característica da formação do Fe(OH)
3,
produto formado em
zonas mais aeradas representant e das regiões catódicas da armadura e em regiões reduzidas
ocorre provavelmente a formação da magnetita com características anódicas. Observa-se que
os produtos de corrosão ocupam diferentes áreas da armadura, representando uma corrosão
com formação heterogênea apresentando pequenos pites na camada de produtos de corrosão.
Na Figura 7.29 também se observa a formação de produtos de corrosão de coloração
branca e preta para o zinco indicadas pelas setas. Observa-se que parte dos produtos de
corrosão branca se despende no concreto após a remoção da armadura por ser mais poroso.
Em um estado mais avançado de corrosão que as armaduras dos concretos com
cimento CPIV, a armadura comum (Figura 7.30) do concreto com cimento CPII F com
relação água/cimento 0,4 apresenta uma área maior de corrosão e com maior variação de
colorações dos produtos de corrosão, havendo uma forte marcação das regiões catódica e
anódica. A primeira seta indica uma região anódica com uma aparente redução de área, e a
segunda seta indica uma região catódica com um
104
Figura 7.28 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação água/cimento 0,6
com armadura comum após os ciclos de corrosão.
Figura 7.29 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPIV e relação água/cimento 0,6
com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.
1 2
105
Figura 7.30 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação água/cimento 0,4
com armadura comum após os ciclos de corrosão.
Na armadura galvanizada do concreto com cimento CPII F com relação água/cimento
0,4 (Figura 7.31) observa-se na primeira seta a formação de uma terceira cor de corrosão para
o zinco identificada pela coloração amarelada que pode significar maior aeração desta área,
pois é a camada mais externa dos produtos de corrosão. A segunda seta mostra uma grande
concentração de produtos de corrosão branca no concreto em uma zona que não houve
contato direto com a armadura, mostrando uma intensa corrosão da armadura galvanizada.
Figura 7.31 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação água/cimento 0,4
com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.
1 2
1
2
106
A corrosão das armaduras tende a ficar generalizada quanto maior a relação
água/cimento do concreto, no caso a Figura 7.32 apresenta a armadura com poucas áreas que
não se observa formação dos produtos de corrosão, tornando difícil a distinção os produtos de
corrosão formados na superfície do metal.
Figura 7.32 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação água/cimento 0,5
com armadura comum após os ciclos de corrosão.
A armadura galvanizada do concreto com cimento CPII F com relação água/cimento
0,5 (Figura 7.33) apresenta uma volumosa for mação dos produtos de corrosão para o zinco e
uma área maior de formação de produtos de corrosão de coloração amarelada, indicada pelas
setas.
A armadura do concreto com cimento CPII F com relação água/cimento 0,6 (Figura
7.34) é a que apresentou maior nível de corrosão, tendo produtos de corrosão por toda a
superfície exposta da armadura. O detalhe da armadura pode ser visto na Figura 7.35, onde
pode se notar a área de consumo do metal com a formação de alvéolos e pites (área anódica) e
a área de expansão dos produtos de corrosão sobre a superfície do metal (área catódica).
A armadura galvanizada do concreto com cimento CPII F com relação água/cimento
0,6 (Figura 7.36) é o caso de maior nível de corrosão entre todas as armaduras galvanizadas,
apresentando um grande acúmulo de produtos de corrosão na sua superfície, onde uma vista
ampliada para esta armadura é mostrada na Figura 7.37. No detalhe desta armadura é possível
identificar que a zona de corrosão preta parece ser a área anódica da armadura pois ocorre o
consumo do metal e a corrosão branca parece ser a área catódica do zinco pois ela se deposita
e se expande sobre a camada preta.
107
Figura 7.33 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação água/cimento 0,5
com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.
Figura 7.34 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação água/cimento 0,6
com armadura comum após os ciclos de corrosão.
1 2
3
108
Figura 7.35 – Detalhe do corpo-de-prova com cimento CPII F e relação água/cimento 0,6 com armadura
comum após os ciclos de corrosão.
Figura 7.36 – Fotografia do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação água/cimento 0,6
com armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.
alvéolo
anódico
área
catódica
pite
pite
109
Figura 7.37 – Detalhe do corpo-de-prova com concreto de cimento CPII F e relação água/cimento 0,6 com
armadura galvanizada após os ciclos de corrosão.
7.2.2.2 Aspectos microscópicos dos produtos de corrosão
As Figuras 7.38a e 7.38b mostram a vista transversal no MEV da armadura comum
retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5 e a Figura 7.39 mostra os
dados da análise por EDS. A análise microestrutural mostra que a armadura apresenta
irregularidades na formação dos produtos de corrosão, características da corrosão ga lvânica.
Foi escolhida uma região na armadura da Figura 7.38a que apresentou uma melhor
linearidade e continuidade da formação dos produtos de corrosão (Figura 7.38b) para medir a
espessura dos produtos de corrosão e fazer o EDS (Figura 7.39). Na região medida obteve-se
uma espessura de 36
μm, para os produtos de corrosão valor que pode ser considerado
pequeno. Contudo, é importante salientar que certa quantidade de produtos de corrosão se
desprende na hora da extração da armadura do concreto. Estes produtos de corrosão que se
desprendem geralmente são da região catódica (zona aerada) que é mais porosa e que certa
quantidade geralmente acaba penetrando nos poros do concreto.
área
anódica
área
catódica
110
(a)
(b)
Figura 7.38 – Imagem obtida no MEV mostrando a formação dos produtos de corrosão na armadura
comum retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5 após ser submetida aos ciclos
de corrosão.
O EDS da Figura 7.39 confirma a presença de produtos de corrosão pelo excesso de
oxigênio mostrado na Figura 7.38b.
111
Elemento
%
Peso
O 30,60
Fe 69,40
Figura 7.39 – Espectro de EDS dos produtos de corrosão na armadura comum retirada do concreto com
cimento CPII F e relação água/cimento 0,5 após os ciclos de corrosão.
As Figuras 7.40a, 7.40b e 7.41 mostram imagens no MEV e o EDS, respectivamente,
da armadura galvanizada do concreto com cim ento CPII F e relação água/cimento 0,5.
As Figuras 7.40a e 7.40b mostram a mesma região da armadura com magnitudes
diferentes, mostrando a formação dos produtos de corrosão do zinco e a presença de fissuras
na base desta corrosão. A camada se zinco apresenta um comportamento de material frágil e
quebradiço.
O EDS realizado na armadura galvanizada (Figura 7.41) confirma a presença de
corrosão e a presença de cloreto fixado na camada.
112
(a)
(b)
Figura 7.40 – Imagem obtida no MEV mostrando a formação dos produtos de corrosão na armadura
galvanizada retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5 após os ciclos de
corrosão.
113
Elemento
%
Peso
O 29.02
Zn 58.58
Cl 12.41
Figura 7.41 – Espectro de EDS dos produtos de corrosão na armadura galvanizada retirada do concreto
com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5 após os ciclos de corrosão.
A armadura da Figura 7.42 confirma ter uma espessura de produtos de corrosão
próxima encontrado na armadura comum do concreto com cimento CPII F com relação
água/cimento 0,5, Figura 7.38b.
Figura 7.42 – Imagem obtida no MEV mostrando a formação dos produtos de corrosão na armadura
comum retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,6 após os ciclos de corrosão.
A percentagem em peso de oxigênio e ferro presente nos produtos de corrosão
determinados para a armadura comum do concreto com ci mento CPII F e relação
água/cimento 0,6 por EDS foram de 33,18% e 66,82%, respectivamente, valores estes
114
similares aos encontrados para a armadura comum do concreto com cimento CPII F e relação
água/cimento 0,5.
Figura 7.43 – Imagem obtida no MEV da formação dos produtos de corrosão na armadura galvanizada
retirada do concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,6 após os ciclos de corrosão.
A formação dos produtos de corrosão nas armaduras galvanizadas foi ma ior que nas
armaduras comuns isto ocorre provavelmente porque a camada de zinco é mais porosas e
quebradiças que o aço, facilitando assim a grande penetração de agente agressivos em
algumas áreas (Figura 7.43).
As percentagens encontradas em peso de oxigênio, zinco e cloreto presente nos
produtos de corrosão determinados para a armadura galvanizada do concreto com cimento
CPII F e relação água/cimento 0,6 por EDS foram de 33,64%, 51,62% e 13,20%,
respectivamente, valores estes similares aos encontrados pa ra a armadura galvanizada do
concreto com cimento CPII F e relação água/cimento 0,5.
7.3 Resultados do modelamento numérico para ensaio de aderência
7.3.1 Dados numéricos de aderên cia
O gráfico da Figura 7.44 apresenta os resultados dos dados numéricos de aderência
para os concretos com cimento CPIV e CPII com relação água/cimento 0,5. Os dados de
115
aderência por nível de corrosão mostram que a faixa de maior aderência se encontra na região
de 0,025 a 0,1mm de camada de corrosão, ou seja, os valores de aderência que estão para o
lado esquerdo da linha pontilhada (ponto máximo) traçada no gráfico. Ultrapassando essa
linha para o lado direito a força de aderência diminui rapidamente até chegar a um valor
próximo à 2MPa com uma espessura de 0,35mm de corrosão. A partir daí, as variações não
são grandes. O valor mínimo encontrado foi próximo a 1.75MPa em 0,6mm de penetração de
corrosão para ambos concretos.
Os corpos-de-prova com armadura comum moldados experimentalmente não
ultrapassam os valores delimitados pela linha tracejada do gráfico por apresentarem níveis de
penetração de corrosão abaixo de 0,1mm, como determinado no microscópio eletrônico para
casos mais críticos de corrosão, isto significa que ainda estes encontram-se na região
satisfatória de aderência com o concreto.
Não houve praticamente variação tensão de aderência por nível de corrosão entre os
dois traços de concretos simulados, como mostra a Figura 7.44. Isto pode ser explicado pelo
fato do arrancamento da armadura envolver forças de cisalhamento, onde a resistência de
todos os tipos de concretos tende a ser baixa e semelhante, por terem um comportamento de
material frágil. Outra explicação pode estar relacionada com o modelo que considera os
concretos isotrópicos.
A Figura 7.45 mostra uma imagem da distribuição das tensões na armadura no ensaio
simulado de arrancamento.
As tensões provocadas pela força de arrancamento são distribuídas ao longo da
armadura, mas as maiores concentrações dessas tensões se encontram próximas a parte não
confinada da armadura (valores desconsiderados para os resultados) e a região de interface da
armadura com o concreto no topo superior do corpo-de-prova.
No gráfico da Figura 7.46 os modelos gerados no Pro/Engineer são comparados com
os trabalhos de outros pesquisadores.
116
Figura 7.44 – Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão dos concretos com cimento CPIV e
CPII F e relação água/cimento 0,5.
Figura 7.45 – Imagem do Pro/E da distribuição de tensões na armadura no ensaio de arrancamento.
117
Figura 7.46 – Gráfico de tensão de aderência por nível de corrosão obtidos no Pro/Engineer e comparados
com diferentes modelos da literatura (a - SOYLEV e FRANÇOIS, 2003; b - CLARK e SAIFULLAH,
1993; c - STANISH, 1997).
O gráfico da Figura 7.50 mostra que os modelos de SOYLEV e FRANÇOIS (2003),
CLARK e SAIFULLAH (1993) e STANISH (1997) apresentaram tensões de aderência em
função da penetração da corrosão muito próximas aos valores obtidos através do modelo
proposto usando o Pro/Engineer. Com estes resultados alcançados é possível prever a
adaptação do uso de elementos finitos em ensaios de arrancamento e m concreto armado para
programas de caráter não específico para a engenharia civil. Evidentemente há limitações do
modelo aplicado, principalmente em termos de rachaduras provocadas pelo arrancamento da
armadura, apesar da aplicação do critério de falha. Porém, é importante salientar que se
encontram na literatura alguns ensaios experimentais na determinação de aderência que são
colocados estribos, restrições de movimento e até confinamento do concreto dentro de
cilindro de plástico para evitar trincas e desagregação do material, estando assim o concreto
em pura condição de cisalhamento ou aderência da armadura como ocorre no modelo.
a
b
c
118
8 CONCLUSÕES
Diante dos resultados obtidos para a caracterização das armaduras galvanizadas e os
ensaios complementares pode-se concluir que:
• Na análise das armaduras galvanizadas verificou-se uma quantidade excessiva de zinco,
com aproximadamente 2600g/m
2
, sendo que o mais comum para uma camada de
galvanização pesada é de aproximadamente 800 g/m
2
. Esta quantidade de zinco
demasiada pode vir a trazer fragilização da camada ficando quebradiça nos casos de dobra
da armadura, o que pode prejudicar a aderência da armadura com o concreto.
• O processo de galvanização a fogo demonstrou ser estável por apresentar uma camada
uniforme de zinco em torno da armadura.
• Os concretos com cimento CPII F obtiveram uma alta resistência à compressão em 7 e 28
dias de idade, sendo o concreto com relação água/cimento 0,4 o de maior resistência nas
duas idades, apresentado para o 7º dia de cura aproximada mente 24% mais resistência que
o concreto com relação 0,5 e aproxima damente 41% mais resistência que o com relação
0,6 e para o 28º dia de cura a relação 0,4 apresentou 8% mais resistência que a relação 0,5
e 34% mais resistência que a relação água/cimento 0,6.
• Os concretos com cimento CPIV obtiveram uma resistência a compressão inferior aos
concretos com cimento CPII F, apresentando valores para o 7º dia de cura
aproximadamente de 18%, 27% e 32% para as relações água/cimento 0,4, 0,5 e 0,6,
respectivamente, menores que os concretos com cimento CPII F nas mesmas relações
água/cimento e para o 28º dia de cura apresentaram aproximadamente 3%, 26% e 24%
para as relações água/cimento 0,4, 0,5 e 0,6, respectivamente, menores que para o
concreto com cimento CPII F nas mesmas relações.
• Os concretos com cimento CPII F obtiveram maiores valores de absorção de água por
imersão que os concretos com cimento CPIV. Para os valores de absorção de água os
concretos com cimento CPII F obtiveram aproximadamente 3% para a relação 0,4, 4%
para a relação 0,5 e 7% para a relação água/cimento 0,6 maior que para as mesma relações
com o concreto de cimento CPIV.
119
Diante dos resultados obtidos nos ensaios de indução de íons cloreto:
• As melhores formas de avaliação da corrosão foram através da densidade de corrente e
resistência de polarização.
• As armaduras galvanizadas apresentaram menor es valores para a densidade de corrente
em relação às armaduras comu m como é mostrado nas relações a seguir para o 8º ciclo:
o no caso do concreto com cimento CPIV as armaduras galvanizadas apresentaram
aproximadamente 17%, 16% e 18% para as relações água/cimento 0,4, 0,5 e 0,6,
respectivamente, menores que para as armaduras comuns com as mesmas relações.
o no caso do concreto com cimento CPII F as armaduras galvanizadas apresentaram
aproximadamente 36%, 25% e 37% para as relações água/cimento 0,4, 0,5 e 0,6,
respectivamente, menores que para as armaduras comuns com as mesmas relações.
• As armaduras do concreto com cimento CPII F apresentaram próximo do 5º ciclo um
grande aumento na densidade de corrente ultrapassando o limite da alta taxa de corrosão
para todas as relações água/cimento, comportamento não visto nos concretos com cimento
CPIV.
• As arma duras galvanizadas apresentaram valores mais negativos de potencial de corrosão
que em relação às armaduras comuns, sedo os melhores resultados obtidos pelos concretos
com cimento CPIV que apresentaram potenciais em média para as armaduras
galvanizadas no 8º ciclo de 34% mais negativo que as armaduras comuns.
• Nos resultados de resistência de polarização as armaduras galvanizadas apresentaram
maiores valores, ocorrendo uma diminuição brusca próxima do 7º ciclo para os concretos
com cimento CPIV e uma diminuição não tão acentuada próxima do 5º ciclo para as
armaduras galvanizadas do concreto com cimento CPII F.
• Os concretos com cimento CPIV apresentaram uma elevada resistência de polarização
obtendo um valor máximo de 1432,98kohm.cm
2
para a armadura galvanizada com o
concreto de cimento CPIV e relação água/cimento 0,4 no 3º ciclo. Enquanto o concreto
com cimento CPII F chegou a um valor máximo de 399,73 kohm.c m
2
.
120
Diante dos resultados obtidos por modelamento numérico:
• Os resultados mostraram que os concretos tiveram praticamente o mesmo comportamento
frente à tensão de aderência, supostamente pelos seguintes motivos: Por causa da força de
cisalhamento atuante, onde em todos os concretos tende a ser baixa e semelhante
(comportamento frágil); Em razão das propriedades isotrópicas do concreto adotadas para
o modelo e pelo desconhecimento da atuação das trincas nos dois concretos.
• Para pequenas espessuras de nível de penetração da corrosão é difícil prever com exatidão
as tensões cisalhantes, ou de aderência. Contudo, para espessuras superiores a 0,2 mm o
modelo proposto e resolvido pelo Pro/Engineer, considerando-se os materiais envolvidos
como isotrópicos, homogêneos e lineares, acompanhou os resultados encontrados na
literatura, o que amplia as possibilidades de aplicação da metodologia aqui adotada para
problemas relacionados com concretos sujeitos a carregamentos, na região linear, ou
antes, do aparecimento de trincas.
121
9 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Através do presente tema, convém que haja continuidade do estudo sobre os assuntos
aqui abordados, dos quais algumas sugestões são feitas.
• Avaliar o desempenho de outros tipos de cimento com relação ao ingresso de íons
cloreto;
• Comparar o desempenho de armaduras ga lvanizadas a fogo com as armaduras com
pintura de zinco;
• Comparar a armadura comum com armadura galvanizada a fogo em ambientes
ricos em dióxido de carbono;
• Modelamento de corpos-de-prova de concreto armado em simulação numérica
com propriedades não lineares do concreto.
122
10 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ALMUSALLAM, A. A., AL-GAHTANI, A. S., and AZIZ, A. R. Effect of reinforcement
corrosion on bond strength. Construction and Building Materials, Vol. 10, No. 2, 1996,
p. 123-129.
AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committee 318
. Building code requirements for
structural concrete (ACI 318-02) and commentary (ACI 318R-02). Michigan : ACI, 2002.
443 p.
AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS.
Standard practice for acid-
soluble chloride in mortar and concrete. ASTM C1152/C1152M: 1997. Philadelphia:
Annual Book of ASTM Standards.
_____.
Standard practice for field measurement of soil resistivity using the wenner four-
electrode method. ASTM G57: 1995. Philadelphia: Annual Book of ASTM Standards.
_____.
Standard practice for half-cell potentials of uncoated reinforcing. ASTM C876:
1991. Philadelphia: Annual Book of ASTM Standards.
_____.
Standard practice for operating salt spray (fog) apparatus. ASTM B117: 1997.
Philadelphia: Annual Book of ASTM Standards.
ANDRADE, C., ALONSO, C., e MOLINA, F. J. (1993):
Cover cracking as a function of
bar corrosion: Part 2 . Numerical model.
Materials and Structures, Vol. 26, 1993, p. 532-
548.
ANDRADE, C; ALONSO, C; e SARRIA, J.
Relative humidity in the interior of concrete
exposed to natural and artificial. Cement and Concrete Research, Vol. 29, Issue 8, Agosto,
1999, p.1249-1259.
123
ANDRADE, C. e GÓNZALEZ, J.A.
Quantitative measurements of corrosion rate of
reinforcing steels embedded in concrete using polarization resistance measurements,
Werkstoffe Korrosion, n. 29, p. 515-519. 1978.
ANDRADE, J. J. O.
Durabilidade das estruturas de concreto armado: análise das
manifestações patológicas nas estruturas no estado de Pernambuco. 1997. 148 p.
Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre, 1997.
ANDRADE, Tibério; COSTA e SILVA, Ângelo J. da. Patologias das estruturas.
Concreto.
Ensino, Pesquisa e Realizações, vol. 2, São Paulo: IBRACON, 2005, p. 953-983.
AQUARRO, D.; FORASASSI, G.; MARCONI, M.
Ultimate resistance of a reinforced
concrete foundation under impulsive
. In: Transactions of the 17
th
International Conference
on structural Mechanics in Reactor Technology. Prague, Czech republic, August 17-22, 2003.
ARANHA, P. M. S.
Contribuição ao estudo das manifestações patológicas em estruturas
de concreto armado na região amazônica. 1994. 120 p. Dissertação (Mestrado) – Escola de
Engenharia, Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre, 1994.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7217.
Agregados -
Determinação da composição granulométrica. Rio de Janeiro: ABNT, 2003, 3p.
_____. NBR 9776.
Agregados - Determinação da massa específica de agregados miúdos
por meio do frasco Chapman. Rio de Janeiro: ABNT, 2003, 3p.
_____. NBR 7211.
Agregado para concreto - Especificação. Rio de Janeiro: ABNT, 1983,
11p.
_____. NBR 9778.
Argamassa e concreto endurecidos - Determinação da absorção de
água, índice de vazios e massa específica.
Rio de Janeiro: ABNT, 1987, 4p.
_____. NBR 7480
Barras e fios de aço destinados a armaduras para concreto armado.
Rio de Janeiro : ABNT, 1996. 7 p.
124
_____. NBR 11578.
Cimento Portland composto. Rio de Janeiro: ABNT, 1991, 5p.
_____. NBR NM76.
Cimento Portland - Determinação da finura pelo método de
permeabilidade ao ar (Método de Blaine). Rio de Janeiro: ABNT, 1998, 12p.
_____. NBR 7215.
Cimento Portland - Determinação da resistência à compressão. Rio de
Janeiro: ABNT, 1995, 8p.
_____. NBR NM23.
Cimento portland e outros materiais em pó - Determinação de massa
específica. Rio de Janeiro: ABNT, 2001, 5p.
_____. NBR NM67.
Concreto - Determinação da consistência pelo abatimento do tronco
de cone.
Rio de Janeiro: ABNT, 1998, 8p.
_____. NBR 5739.
Concreto - Ensaio de compressão de corpos-de-prova cilíndricos. Rio
de Janeiro: ABNT, 1994, 4p.
_____. NBR 9204.
Concreto endurecido - Determinação da resistividade elétrica-
volumétrica. Rio de Janeiro: ABNT, 1985, 14p.
_____. NBR 8094
Material metálico revestido e não revestido corrosão por exposição à
névoa salina.
Rio de Janeiro: ABNT, 1983. 6 p.
_____. NBR 6118:
Projeto de estruturas de concreto : procedimento. Rio de Janeiro:
ABNT, 2004. 221 p.
_____. NBR 6323.
Produto de aço ou ferro fundido revestido de zinco por imersão a
quente. Rio de Janeiro: ABNT, 1990, 3p.
BARBERON, Fabien et al.. Interactions between chloride and cement-paste materials.
Magnetic Resonance Imaging 23, 2005, p. 267-272
125
BAUER, E.
Avaliação comparativa da influência da adição de escória de alto-forno na
corrosão das armaduras através de técnicas eletroquímicas. São Paulo-SP, 1995. 236 p.
Tese (Doutorado). Universidade de São Paulo.
BENTUR, A., DIAMOND, S. e BERKE, N.S.
Steel corrosion in concrete: fundamentals
and civil engeneering practice. London: E & FN SPON, 1997. 201 p.
BHARGAVA, K. et al.
Model for cover due to rebar corrosion in RC structures.
Engineering Structures. Mai-Nov 2005, pp. 1-17.
BRASUNAS, Anton deS.
A critical review of reproducibility and interpretation of:
Corrosion test procedures.
In: Corrosion: SOURCE BOOK: A COLLECTION OF
OUTSTANDING ARTICLES FROM THE TECHNICAL LITERATURE, Ohio: American
Society for Metals, 1984. 394-398 p.
BRIDGE INVENTORY 2004.
BETTER ROADS MAGAZINE: For the
Governmant/Contractor Project Team , nov. 2004. 1 p.
BROWNE, R. D.; GEOGHEGAN, M. P.; BAKER, A. F. Analysis of structural condition
from durability results. In: CRANE, A. P. (Ed.).
Corrosion of reinforcement in concrete
construction. London: Society of Chemical Industry / Chichester, Ellis Horwood, 1983. Cap.
13, p. 193-222.
CABRAL, Antônio Eduardo Bezerra.
Avaliação da Eficiência de Sistemas de reparo no
combate à iniciação e à propagação da corrosão do aço induzida por cloretos
. 2000. 187
p. Dissertação (Mestrado), Escola de Engenharia da UFRGS, Porto Alegre, 2000.
CALLISTER Jr., William D.
Materials science and engineering : an introduction. 5. ed.
New York : John Wiley & Sons, 2000. 871 p.
CÁNOVAS, Manuel Fernández.
Patologia e Terapia do Concreto Armado. São Paulo:
PINI, 1988. 522 p.
126
CARMONA, A.; MOREGA, A.
Retrospectiva da patologia no Brasil, estudo estatístico.
In: Colloquia, 1988, Jornada en Español y Portugues Sobre Estructuras y Materiales, Madrid,
1988, Anais. Madrid: COLLOQUIA, 1988, v.6. p 101-123.
CASCUDO, Oswaldo.
O controle da corrosão de armaduras em concreto: Inspeção e
técnicas eletroquímicas. São Paulo: PINI, 1997. 237 p.
CASCUDO, Oswaldo e HELENE, Paulo.
Produção e Obtenção de Barras e Fios de Aço
para Concreto Armado. In: Boletim Técnico da Escola Politécnica da USP, 2000, São
Paulo.17 p.
CHENG, A.; HUANG, R.; WU, J.K. e CHEN, C.H.
Effect of rebar coating on corrosion
resistance and bond strength of reinforced concrete
. Construction and Building Materials,
vol. 19, 2005, p. 404-412.
CLARK, L.A., SAIFULLAH, M.
Effect of corrosion on reinforcement bond strength. Int.
Conf. Structural faults and repair, Edinburgh, U.K., 1993, p.113-119.
COMITE EURO-INTERNATIONAL DU BETON. Bulletin D'Information 195. Paris: EPF
Lausanne, setembro de 1990.
CONSTRUÇÃO METÁLICA.
O que é galvanização a fogo: zincagem por imersão a
quente
. São Paulo: ABCEM, 1991, 2001 n. 50 set/out, p. 30-33.
CORONELLI, Dario; GAMBAROVA, Pietro G.
A mechanical model for bond strength of
corroded reinforcement in concrete
. In: FOURTEENTH ENGINEERING MECHANICS
CONFERENCE - EM2000, 2000, Austin, Texas: American Society of Civil Engineers. 7 p.
CORRÊA, Luiz Mário; SILVA, Marco Antônio da.
Análise e tratamentos anticorrosivos.
Porto Alegre: UNISINOS, 1979. 192 p.
DAL MOLIN, D. C. C.
Fissuras em estruturas de concreto armado: análise das
manifestações típicas e levantamento de casos ocorridos no estado do Rio Grande do Sul.
127
1988. 196 p. Dissertação (Mestrado) – Escola de Engenharia, Universidade Federal do Rio
Grande do Sul, Porto Alegre, 1988.
DEKOSTER, M. et al.
Modelling of de flexural behaviour of RC beams subjected to
localized and uniform corrosion. Engineering Structures, Vol. 25, Ago 2002-Abr 2003, p.
1333-1341.
DEXTER, Stephen C.
Galvanic Corrosion. In: MAS NOTE FROM UNIVERSITY OF
DELAWARE SEA GRANT MARINE ADVISORY SERVICE, jun 2004.
2 p
ELSENER, B. Half-cell potential mapping to assess repair work on RC structures.
Construction and Building Materials,133-139 p, 2001.
ELSENER, B. Corrosion rate of steel in concrete- Measurements beyond the Tafel law.
Corrosion Science, vol.47, 2001, p 3019-3033.
FIGUEIREDO, E. J. P.
Avaliação do desempenho de revestimentos para proteção da
armadura contra a corrosão através de técnicas eletroquímicas: Contribuição ao estudo
de reparo de estruturas de concreto armado. 1994. 423 p. Tese (Doutorado) – Escola
Politécnica, USP, São Paulo, 1994.
FONTANA, Mars G.
Corrosion Engineering. New York: McGraw Hill, 1986. 556 p.
FORTES, Lyttelton Rebelo; ANDRADE, Jose Carneiro de.
Corrosão na armadura do
concreto armado e sua avaliação pela técnica do potencial do eletrodo
: Ceará. Fortaleza:
UFC, 1995. 19 p.
GALVELE, José R..
Corrosion. Washington, D.C. : OAS, 1979. 84 p.
GEMELLI, Enori.
Corrosão de Materiais Metálicos e sua caracterização. Rio de Janeiro:
LTC, 2001. 183 p.
GENTIL, Vicente.
Corrosão. Rio de Janeiro: LTC, 2003. 341 p.
128
GHANDEHARI, M., ZULLI, M., SHAH, S.P.
Influence of corrosion on bond degradation
in reinforced concrete. In: FOURTEENTH ENGINEERING MECHANICS CONFERENCE
- EM2000, 2000, Austin, Texas: American Society of Civil Engineers.15 p.
GOTO, Y. Cracks formed in concrete around defor med tension bars. ACI Journal, Vol.68,
nº4, 1971, p. 244-251
HELENE, Paulo R. L.
A Nova NB 1/2003 (NBR 6118) e a Vida Útil das estruturas de
Concreto. In: II SEMINÁRIO DE PATOLOGIA DAS EDIFICAÇÕES DO LEME/UFRGS ,
2004, Porto Alegre.
Anais. 24 p. 1 CD-ROM.
HELENE, Paulo R.L.
Corrosão em Armaduras para Concreto Armado. São Paulo: PINI,
IPT,
1986, 45 p.
HELENE, Paulo R. L.
Envelhecimento das superfícies de concreto aparente e produtos de
proteção. São Paulo, SP. 1989. p.173-208. In: SIMPÓSIO NACIONAL DE TECNOLOGIA
DA CONSTRUÇÃO, 9º, 1989, São Paulo.
HELENE, Paulo R.L.
Manual Prático para Reparo e reforço de estruturas de concreto.
São Paulo: PINI, 1988, 119p.
HELENE, P., TERZIAN, P.
Manual de Dosagem e Controle do Concreto. São Paulo, SP:
PINI, 1993, 349 p.
HO, D.W.S., CHIRGWIN, G.J. A performance specification for durable concrete.
Construction and Materials, Vol. 10, n. 5, p. 375-379, 1996.
HOLLINSHEAD, K. Corrosion of reinforcement in concrete: Electrochemical monitoring.
BRE Digest 434, Garston, November 1998, 12p.
ISA, Mário Morio; HELENE, Paulo Roberto do Lago.
Influência do tipo de corrosão na
aderência concreto-armadura
. In: CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRET O, 10 p.,
1998, Rio de Janeiro.
129
JOSHI, Prakash; CHAN, Cesar. Rapid chloride permeability testing: a test that can be used
for a wide range of applications and quality control purposes if the inherent limitations are
understood.
Magazine Concrete Construction. 6 p. dec. 2002
JOUKOSKI , Alex, et al..
Study of the influence of cement type, cement content and
concrete cover thickness on the resistance and durability of concretes subjected to
chloride ion aging. In: ACI INTERNATIONAL CONFERENCE, Cancun, México, 10-13
dec. 2002. p. 279-296.
KHATRI, R. P. et al. Critical polarizations resistente in service life determination.
Cemente
and concrete research. Vol. 34, 2004, p. 829-837.
KONG, Jung et al.. Reliability analysis of chloride penetration in saturated concrete.
Probabilistic Engineering Mechanics 17, 2002, p. 305-315.
KROPP, J et al..
Transport mechanisms and definitions. In: Performance and concrete
criteria as a criterion of its durability, 1995, London: Chapman Hall, RILEM Technical
committee TC-116.
LABRE, Bento José; GOMES, Luís Paulo.
Corrosão e Proteção Catódica das Armaduras
de Aço do Concreto. Rio de Janeiro: ABRACO, 1989. 12 p.
LIU, Youping.
Modeling the Time-to-Corrosion Cracking of the Cover Concrete in
Chloride Contaminated Reinforced Concrete Structures.
Out de 1996, Tese de doutorado:
Virginia Polytechnic Institute and State University, 128p.
LUNDGREN, Karin.
A model for the bond between corroded reinforcement and
concrete. In: BOND IN CONCRETE – FROM RESEARCH TO STANDARDS, Budapest,
2002. 1-8 p.
LUNDGREN, K.
Bond between Corroded Reinforcement and Concrete. Chalmers
University of Technology, Department of Structural Engineering, Concrete Structures, Report
00:3, Göteborg, 2001, 51 p.
130
MARTINS, Fernando Grine.
Estudo espectrofotométrico de oxidação no sistema
Ferro(II)/Tiocianato e seu aproveitamento analítico. 2002. 108p. Dissertação (Mestrado) -
USP, São Paulo, 2002.
MARTÍN-PÉREZ, Beatriz.
Service life modelling of R.C. highway structures exposed to
chlorides. Thesis. University of Toronto; 1999.
MEDEIROS, Marcelo Henrique F., HELENE, Paulo.
Migração de íons cloreto no concreto-
Influência da consistência, relação água/cimento e consumo de cimento.Revista
IBRACON, São Paulo, ano XI, n. 32, 53-65 p., Fev/Mar/Abr 2003.
MEHTA, P. K; MONTEIRO PJM
Concreto: estrutura, propriedade e materiais. São
Paulo: Ed. PINI, 1994, 573p.
MOLINA, F. J., ALONSO, C. e ANDRADE, C. (1993):
Cover cracking as a function of
rebar corrosion: Part 2 - Numerical model. Materials and Structures, Vol. 26, 1993, pp.
532-548.
MONTEIRO, Eliana Cristina Barreto.
Avaliação do método de extração eletroquímica de
cloretos para reabilitação de estruturas de concreto com problemas de corrosão de
armaduras. 2002. 211 p. Tese (Doutorado) – Escola Politécnica da USP, São Paulo, 2002.
MORANVILLE-REGOURD, M.
Microstruture of High Performance Concrete. In:
Malier, Y. High Performance Concrete From Material to Struture. London: E & FN Spon,
1992. p. 3-13.
MORRIS, W.; VICO, A.; VÁZQUEZ, M. Chloride induced corrosion of reinforcing steel
evaluated by concrete resistivity measurements.
Electrochimica Acta 49, june 2004, p. 4447-
4453.
NEVILLE, A. M.
Propriedades do concreto. São Paulo: PINI, 1997. 828 p.
NINCE, A. A.
Levantamento de dados sobre a deterioração de estruturas na região
centro-oeste. 1996. 176 p. Dissertação (Mestrado) - Universidade de Brasília, Brasília, 1996.
131
PETRE-LAZAR, I.; GÉRARD B.
Mechanical Behaviour of Corrosion Products formed at
The Steel – Concrete Interface. Testing and Modelling. In: EDF R&D DIVISION, MTC1,
77818 MORET SUR LOING CEDEX, France, 2000. 5 p.
PETRUCCI, Eladio G. R.,
Concreto de Cimento Portland. São Paulo: Globo, 1998, 307p.
POURBAIX, Maciel.
Lições de Corrosão Electroquímica. Bruxelas: CEBELCOR 1987.
421 p.
RAMANATHAN, Lalgudi V.
Corrosão e seu controle. São Paulo: HEMUS, 1988. 342 p.
RECENA, Fernando Antônio Piazza.
Dosagem Empírica e Controle da Qualidade de
Concretos Convencionais de Cimento Portland.
Porto Alegre: EDIPUCRS, 2002. 163 p.
ROSS, Robert; GOLDSTEIN, Marc.
Monitor warns of bridge corrosion: The new device
cuts maintenance costs and traveler delays, while offering digital transmission of
corrosion data. BETTER ROADS MAGAZINE: For the Governmant/Contractor Project
Team,
aug. 2003. 3 p.
SAKR, K. Effect of cement type on the corrosion of reinforcing steel bars exposed to acidic
media using electrochemical techniques.
Cement and Concrete Research, 2004, p. 1-7.
SHREIR, L.L.
Corrosion: Metal/Environment Reactions. London: NEWNES-
BUTTERWORTHS. 1979. 9:124 p.
SOYLEV, T.A., R. FRANÇOIS. Quality of steel–concrete interface and corrosion of
reinforcing steel
. Cement and Concrete Research,vol. 33, 2003, p. 1407–1415.
SOUZA, Armenia de
. Estudo da interação concreto-armadura em estruturas de concreto
armado
. 1983. 211p. Dissertação (mestrado) - Pontificia Universidade Catolica do Rio de
Janeiro. Departamento de Engenharia Civil., Rio de Janeiro, 1983.
SOUZA, V. C. M.; RIPPER, T.
Patologia, recuperação e reforço de estruturas de
concreto. São Paulo : PINI, 1998. 255 p.
132
STANISH, K.
Corrosion effects on bond strength in reinforced concrete. 1997. 132p.
Dissertação (mestrado) - University of Toronto. Department of Civil Engineering., Toronto,
1997.
STERN, M.; GEARY, A. L. Electrochemical polarization I: a theorical analysis of the shape
of polarization curves.
Journal of the electrochemical society, v. 104, n.1, 1957. p. 56-63.
TRETHEWEY, K. R.; CHAMBE RLAIN, J.
Corrosion for science and engineering.
Londres: Longman, 1995. 363 p.
VERÇOZA, Ênio José.
Patologia das edificações. Porto Alegre: SAGRA, 1991. 173 p.
WEST, R e HIME, W. Chloride profiles in salty concrete. Materials Performance. In:
Materials protection and performance Houston, Tex.: NACE, July 1985, 29 -36p.
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo
