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COPPE/UFRJCOPPE/UFRJ
CONCRETOS AUTO-ADENSÁVEIS REFORÇADOS COM ELEVADAS FRAÇÕES
VOLUMÉTRICAS DE FIBRAS DE AÇO: PROPRIEDADES REOLÓGICAS,
FÍSICAS, MECÂNICAS E TÉRMICAS
Reila Vargas Velasco
Tese de Doutorado apresentada ao Programa de
Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do
título de Doutor em Engenharia Civil.
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Eduardo de Moraes Rego
Fairbairn
Rio de Janeiro
Dezembro de 2008
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iii
Velasco, Reila Vargas
Concretos auto-adensáveis reforçados com elevadas
frações volumétricas de fibras de aço: propriedades
reológicas, físicas, mecânicas e térmicas. – Rio de Janeiro:
UFRJ/COPPE, 2008.
XXXIX, 349 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Romildo Dias Toledo Filho
Eduardo de Moraes Rego Fairbairn
Tese (doutorado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Civil, 2008.
Referências Bibliográficas: p. 335-349.
1. Concretos auto-adensáveis. 2. Fibras de aço. 3.
Propriedades reológicas. 4. Propriedades mecânicas. 5.
Propriedades Térmicas. 6. Propriedades físicas. I. Toledo
Filho, Romildo Dias et al. II. Universidade Federal do Rio
de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III.
Titulo.
iv
Agradecimentos
O trabalho de uma tese de doutorado envolve um longo período e, por ser experimental,
conta com a colaboração de muitas pessoas. Nesta oportunidade agradeço a valorosa
colaboração de todos que se envolveram direta e indiretamente.
Primeiramente agradeço a Deus, pela vida, pela força e certeza na condução dos meus
caminhos.
Aos meus pais, Adilson e Maria Aparecida, agradeço a minha vida, carinho, confiança e
por tudo o que sou e serei. Ao meu irmão adorado Ramon, pelo amor e carinho, sempre.
À minha cunhada Karine pelo apoio. Ao meu sobrinho Tomás, por permitir acompanhar
o seu nascimento, pela pureza e felicidade deste momento.
Aos familiares e amigos, próximos e distantes, sempre solidários e presentes nas
conquistas.
Aos meus orientadores, Romildo e Dudu, pelo saber ministrado e compartilhado, pela
confiança depositada, pela amizade, apoio e soluções propostas frente aos obstáculos.
Aos professores Ronaldo Carvalho Battista e Jean Marie Désir, pela colaboração,
principalmente na fase do Exame de Qualificação.
À professora Michèle Pfeil por ceder o equipamento fundamental para a continuidade
do ensaio de fluência na compressão e por aceitar o convite em participar da minha
banca de tese de doutorado.
Ao amigo, companheiro e amor Engenheiro Marcos Martinez Silvoso pelo carinho,
serenidade, zelo e colaboração eficiente e irrestrita.
À minha tia, Sueli, pela companhia e apoio.
À Engenheira Heloisa Vargas Galletti, minha madrinha, a homenagem em forma de
agradecimento.
À Cintia Fontes, pela ajuda, por todos os questionamentos levantados durante este
tempo, contribuindo para o aprendizado. Por compartilhar do esforço para o término
deste trabalho, uma vez que se encontrava na mesma situação.
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Aos queridos amigos Guilherme Cordeiro e Ederli, com quem tive o prazer de trabalhar
diretamente. Agradeço toda a força, colaboração e companhia.
Ao Paulo Roberto, companheiro de início da jornada, o meu agradecimento pelo apoio e
amizade.
Aos amigos do Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ que estão ou passaram por
aqui: Adcleides, Alex, Alexandre, Ana Catarina, Ana Maria, Carlos Cortês, Carlos
Rossigali, Emerson, Eugênia, Flávio, Gadéa, George, Guilherme Quinderé, Iuri, Janine,
Jardel, João, Luiz, Luciana Ericeira, Maria Cláudia, Miguel, Mônica, Paulo, Rosana,
Tiago, Thilene, Vanessa, Vicente, Walber e Wendell. De forma singular, à Margareth,
Vivian e Maria Rita.
Aos amigos e trabalhadores incansáveis, Élcio e Zito, pela ajuda e implementação do
Laboratório de Propriedades Térmicas imprescindível para a análise dos concretos.
Às secretárias do laboratório, Luzidele e Sandra, pelo auxílio na compra de materiais e,
principalmente, nas questões burocráticas.
Aos técnicos, Clodoaldo e Flávio, pela ajuda na realização das moldagens e ensaios;
pelas conversas e brincadeiras. Ao Júlio, pela preparação das amostras, sempre que
necessário. Àqueles que trabalharam como técnicos do laboratório neste período,
Hostiano, Aílton e Bruna, sempre tranqüilos, alegres e dispostos a ajudar.
Aos técnicos do Laboratório de Estruturas: Anísio, Arnaldo, Flávio, Manuel, Rosângela,
Santiago e Zé Maria, pela ajuda, principalmente nas horas mais difíceis e inadequadas.
Aos funcionários do Laboratório de Computação, Célio e Orlando, pela colaboração na
impressão da tese.
À concreteira Engemix pela doação de grande quantidade de cimento necessária para a
realização deste trabalho.
À ANEEL e FURNAS Centrais Elétricas S.A. pela realização de projeto de P&D dentro
do qual se enquadra o presente trabalho.
À CAPES pelo apoio financeiro.
vi
Resumo da Tese apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários
para a obtenção do grau de Doutor em Ciências (D.Sc.)
CONCRETOS AUTO-ADENSÁVEIS REFORÇADOS COM ELEVADAS FRAÇÕES
VOLUMÉTRICAS DE FIBRAS DE AÇO: PROPRIEDADES REOLÓGICAS,
FÍSICAS, MECÂNICAS E TÉRMICAS
Reila Vargas Velasco
Dezembro/2008
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Eduardo de Moraes Rego Fairbairn
Programa: Engenharia Civil
Neste trabalho foram desenvolvidos e caracterizados materiais compósitos
cimentícios produzidos a partir de matrizes auto-adensáveis, reforçadas com elevadas
frações volumétricas de fibras de aço. Buscou-se aliar a boa reologia dos concretos
auto-adensáveis, capazes de promover boa dispersão das fibras, ao benefício
proporcionado pelas fibras, gerando compósitos de elevado desempenho mecânico.
Assim, duas matrizes auto-adensáveis contendo sílica ativa e cinza volante foram
produzidas, sendo reforçadas com fibras de aço e volastonita. Os compósitos foram
avaliados segundo o tipo de reforço (aço e volastonita), frações volumétricas (1%, 1,5%,
2% e 2,5%) e hibridização do reforço fibroso (fibras de aço de comprimentos variados).
As características reológicas foram determinadas utilizando o reômetro BTRHEOM e os
ensaios tradicionais de avaliação de trabalhabilidade. As propriedades mecânicas foram
avaliadas de modo a obter leis constitutivas na compressão, tração na flexão, tração
direta e cisalhamento. As propriedades térmicas avaliadas foram elevação adiabática de
temperatura, calor específico, difusividade térmica e coeficiente de dilatação térmica.
As propriedades dependentes do tempo estudadas foram retração autógena e por
secagem e fluência na compressão, tração direta e flexão. A caracterização destes
materiais representam uma contribuição ao conhecimento do seu comportamento, de
forma a tornar possível seu uso em atuais aplicações de engenharia civil.
vii
Abstract of Thesis presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Doctor of Science (D.Sc.)
SELF-CONSOLIDATING CONCRETES REINFORCED WITH HIGH
VOLUMETRICS FRACIONS OF STEEL FIBERS: RHEOLOGICAL, PHYSICS,
MECHANICS AND THERMAL PROPERTIES
Reila Vargas Velasco
December/2008
Advisors: Romildo Dias Toledo Filho
Eduardo de Moraes Rego Fairbairn
Department: Civil Engineering
In this thesis, we developed and characterized cementitious composite materials
that were produced from self-consolidating matrices reinforced with high volumetric
fractions of steel fibers. In this way, we tried to combine improved rheology, that
promote a good dispersion of fibers, with the benefits of fibers, generating composites
with high mechanic performance. Thus, two self-consolidating matrices were produced
with silica fume and fly ash, being reinforced with steel fibers and wollastonite. The
composites were evaluated according to the type of reinforcement (steel or
wollastonite), to the volumetric fractions (1%, 1,5%, 2% and 2,5%) and to the
hybridization of fiber reinforcement (steel fibers of different lengths). The reological
behavior was investigated through BTHREOM reometer and traditional tests for
workability evaluation. The mechanical properties were evaluated in order to obtain the
constitutive laws in compression, bending, direct tension and shear. The thermal
properties were characterized through adiabatic temperature rise, specific heat, thermal
diffusivity and coefficient of thermal dilatation. The long-term properties studied were
autogenous shrinkage, drying shrinkage, creep in compression, bending and direct
tension. The characterization of these materials represents a contribution to their
knowledge and makes possible their use for actual civil engineering applications.
viii
Sumário
LISTA DE FIGURAS .............................................................................................................................xii
LISTA DE TABELAS..........................................................................................................................xxxi
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS.................................................................................xxxiv
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1
1
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. INTRODUÇÃO................................................................................................................1
1.1 MOTIVAÇÃO...............................................................................................................................1
1.2 OBJETIVOS .................................................................................................................................5
1.3 CONTEXTO DO TRABALHO..........................................................................................................6
1.4 ESTRUTURA DO TRABALHO ........................................................................................................7
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2
2
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. CONCRETO REFORÇADO COM FIBRAS DE AÇO..............................................10
2.1 INTRODUÇÃO ...........................................................................................................................10
2.2 PROPRIEDADES REOLÓGICAS....................................................................................................16
2.3 PROPRIEDADES MECÂNICAS .....................................................................................................20
2.3.1 Resistência à compressão...................................................................................................23
2.3.2 Resistência à tração na flexão............................................................................................26
2.3.3 Resistência à tração direta.................................................................................................30
2.3.4 Cisalhamento......................................................................................................................33
2.3.5 Resistência à abrasão.........................................................................................................35
2.4 PROPRIEDADES TÉRMICAS........................................................................................................35
2.5 PROPRIEDADES REFERENTES A VARIAÇÕES DIMENSIONAIS ......................................................38
2.5.1 Retração .............................................................................................................................38
2.5.2 Fluência..............................................................................................................................40
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3
3
.
. CARACTERIZAÇÃO DAS MATÉRIAS-PRIMAS...................................................46
3.1 INTRODUÇÃO ...........................................................................................................................46
3.2 MATERIAIS CIMENTÍCIOS .........................................................................................................47
3.2.1 Cimento ..............................................................................................................................47
3.2.2 Sílica ativa..........................................................................................................................50
3.2.3 Cinza volante......................................................................................................................52
3.2.4 Compacidade experimental dos materiais cimentícios.......................................................53
3.3 AGREGADOS.............................................................................................................................56
3.3.1 Agregado miúdo .................................................................................................................56
3.3.2 Agregado graúdo................................................................................................................57
3.3.3 Compacidade experimental dos agregados........................................................................58
3.4 FIBRAS .....................................................................................................................................60
3.4.1 Fibras de aço......................................................................................................................60
3.4.2 Micro fibra mineral volastonita..........................................................................................61
3.5 SUPERPLASTIFICANTE ..............................................................................................................63
3.5.1 Ensaio de compatibilidade/ponto de saturação..................................................................63
ix
3.6 ÁGUA .......................................................................................................................................66
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4
4
.
. PRODUÇÃO E METODOLOGIAS DE ENSAIO......................................................67
4.1 INTRODUÇÃO ...........................................................................................................................67
4.2 PRODUÇÃO E AVALIAÇÃO DOS CONCRETOS.............................................................................73
4.2.1 Dosagem dos concretos......................................................................................................73
4.2.1.1 Compacidade da mistura granular seca do concreto sem reforço fibroso................................ 75
4.2.1.2 Previsão das propriedades do concreto pelo BetonLab Pro2
®
................................................. 79
4.2.2 Produção dos concretos .....................................................................................................80
4.3 PROPRIEDADES REOLÓGICAS....................................................................................................83
4.3.1 Cone de Abrams .................................................................................................................83
4.3.2 Caixa “L”...........................................................................................................................84
4.3.3 Reômetro BTRHEOM.........................................................................................................86
4.3.3.1 Modelo de Bingham................................................................................................................ 88
4.3.3.2 Modelo de Herschel-Buckley.................................................................................................. 89
4.3.4 Tempo de VeBe...................................................................................................................90
4.4 PROPRIEDADES MECÂNICAS .....................................................................................................91
4.4.1 Comportamento sob compressão........................................................................................92
4.4.2 Comportamento sob tração na flexão.................................................................................94
4.4.2.1 Norma Belga B15-238 ............................................................................................................ 96
4.4.2.2 Norma Japonesa JCSE-SF4..................................................................................................... 96
4.4.2.3 Norma ASTM C1018.............................................................................................................. 97
4.4.3 Comportamento sob tração direta......................................................................................99
4.4.3.1 Corpos de prova cilíndricos................................................................................................... 100
4.4.3.2 Amostras prismáticas ............................................................................................................ 106
4.4.4 Comportamento sob cisalhamento ...................................................................................111
4.5 PROPRIEDADES TÉRMICAS......................................................................................................112
4.5.1 Elevação adiabática de temperatura................................................................................112
4.5.2 Calor específico................................................................................................................115
4.5.3 Difusividade térmica.........................................................................................................122
4.5.4 Coeficiente de dilatação térmica......................................................................................125
4.6 VARIAÇÕES DIMENSIONAIS ....................................................................................................126
4.6.1 Retração autógena............................................................................................................127
4.6.2 Retração por secagem......................................................................................................130
4.6.3 Fluência na compressão...................................................................................................132
4.6.3.1 Preparação dos moldes e moldagem dos corpos de prova..................................................... 132
4.6.3.2 Desmoldagem e selagem dos corpos de prova ...................................................................... 136
4.6.3.3 Fases de carregamento e descarregamento dos corpos de prova ........................................... 138
4.6.4 Fluência na tração............................................................................................................141
4.6.4.1 Preparação dos moldes e moldagem das amostras de tração................................................. 141
4.6.4.2 Procedimentos de desmoldagem e selagem das amostras de tração...................................... 142
4.6.4.3 Carregamento e descarregamento das amostras .................................................................... 144
x
4.6.5 Fluência na flexão............................................................................................................147
4.6.5.1 Moldagem das amostras de flexão ........................................................................................ 148
4.6.5.2 Desmoldagem e selagem das amostras de flexão.................................................................. 148
4.6.5.3 Carregamento e descarregamento das amostras prismáticas ................................................. 149
4.7 AVALIAÇÃO ESTATÍSTICA DOS DADOS EXPERIMENTAIS .........................................................152
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5
5
.
. COMPORTAMENTO REOLÓGICO DAS MATRIZES E DOS CONCRETOS
FIBROSOS..............................................................................................................................................154
5.1 INTRODUÇÃO .........................................................................................................................154
5.2 REOLOGIA DOS CONCRETOS CONTENDO MICRO-FIBRA DE VOLASTONITA...............................154
5.3 REOLOGIA DOS CONCRETOS REFORÇADOS COM VOLASTONITA E FIBRAS DE AÇO ...................162
5.4 RESUMO DO CAPÍTULO 5 ........................................................................................................166
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6
6
.
. COMPORTAMENTO MECÂNICO DOS CONCRETOS: COMPRESSÃO E
FLEXÃO.................................................................................................................................................168
6.1 INTRODUÇÃO .........................................................................................................................168
6.2 COMPORTAMENTO SOB COMPRESSÃO UNIAXIAL ....................................................................169
6.2.1 Concretos reforçados com micro-fibra mineral de volastonita........................................170
6.2.2 Concretos reforçados com fibras de aço..........................................................................177
6.2.2.1 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWS ............................................................ 177
6.2.2.2 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF.......................................................... 187
6.2.2.3 Influência do micro-reforço de volastonita nos concretos contendo fibras de aço ................ 196
6.2.2.4 Hibridização do reforço nos concretos MCWS e MCWSF................................................... 203
6.2.2.5 Índice de tenacidade na compressão...................................................................................... 212
6.2.3 Modelagem do comportamento sob compressão..............................................................217
6.3 COMPORTAMENTO SOB TRAÇÃO NA FLEXÃO..........................................................................221
6.3.1 Concretos reforçados com micro-fibra mineral de volastonita........................................221
6.3.2 Concretos reforçados com fibras de aço..........................................................................224
6.3.2.1 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWS ............................................................ 224
6.3.2.2 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF.......................................................... 230
6.3.2.3 Compósitos reforçados com 2% de fibras para avaliação da volastonita .............................. 235
6.3.2.4 Hibridização do reforço: concretos MCWS e MCWSF ........................................................ 237
6.3.2.5 Índices de tenacidade ............................................................................................................ 241
6.3.2.5.1 Norma Belga B15-238..................................................................................................... 242
6.3.2.5.2 Norma Japonesa JCSE-SF4 ............................................................................................. 246
6.3.2.5.3 Norma ASTM C1018....................................................................................................... 248
6.4 RESUMO DO CAPÍTULO 6 ........................................................................................................251
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7
7
.
. COMPORTAMENTO MECÂNICO DOS CONCRETOS: TRAÇÃO DIRETA E
CISALHAMENTO.................................................................................................................................255
7.1 INTRODUÇÃO .........................................................................................................................255
7.2 COMPORTAMENTO SOB TRAÇÃO DIRETA ................................................................................256
7.2.1 Corpos de prova cilíndricos .............................................................................................257
xi
7.2.2 Amostras prismáticas .......................................................................................................264
7.2.2.1 Moldagem na direção vertical............................................................................................... 264
7.2.2.2 Moldagem na direção horizontal........................................................................................... 269
7.2.2.3 Influência da direção de moldagem no comportamento σ x ε na tração direta...................... 275
7.2.3 Influência da geometria e disposição da amostra no comportamento
σ
x
ε
na tração direta
278
7.2.4 Modelagem do comportamento sob tração.......................................................................281
7.2.4.1 Comportamento tensão x deformação na tração direta até a nucleação da fissura ................ 282
7.2.4.2 Comportamento tensão x abertura de fissura na tração direta pós-ruptura............................ 285
7.2.4.3 Comportamento sob flexão ................................................................................................... 287
7.3 COMPORTAMENTO SOB CISALHAMENTO ................................................................................290
7.4 RESUMO DO CAPÍTULO 7 ........................................................................................................293
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8
.
. COMPORTAMENTO TÉRMICO DOS CONCRETOS..........................................295
8.1 INTRODUÇÃO .........................................................................................................................295
8.2 ELEVAÇÃO ADIABÁTICA DE TEMPERATURA ...........................................................................296
8.3 CALOR ESPECÍFICO.................................................................................................................298
8.4 DIFUSIVIDADE TÉRMICA.........................................................................................................301
8.5 CONDUTIVIDADE TÉRMICA.....................................................................................................305
8.6 COEFICIENTE DE DILATAÇÃO TÉRMICA ..................................................................................308
8.7 RESUMO DO CAPÍTULO 8 ........................................................................................................310
C
C
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A
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9
9
.
. VARIAÇÕES DIMENSIONAIS.................................................................................311
9.1 INTRODUÇÃO .........................................................................................................................311
9.2 RETRAÇÃO AUTÓGENA...........................................................................................................312
9.3 RETRAÇÃO POR SECAGEM ......................................................................................................313
9.4 FLUÊNCIA NA COMPRESSÃO ...................................................................................................316
9.5 FLUÊNCIA NA TRAÇÃO ...........................................................................................................321
9.6 FLUÊNCIA NA FLEXÃO ............................................................................................................324
9.7 RESUMO DO CAPÍTULO 9 ........................................................................................................327
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C
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1
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0
0
.
. CONCLUSÕES...........................................................................................................329
10.1 CONCLUSÕES .........................................................................................................................329
10.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................................................................333
REFERÊNCIAS....................................................................................................................................335
xii
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Aplicação para o concreto reforçado com fibras de aço: elementos
estruturais de usinas hidrelétricas..................................................................................... 3
Figura 2.1 – Comparação típica tensão x deformação entre FRC e HPFRCC, sob tração
direta (adaptado de NAAMAN, 2002, 2008). ................................................................ 14
Figura 2.2 – Curva típica carga x deslocamento para compósitos cimentícios na flexão.
........................................................................................................................................ 15
Figura 2.3 – Classificação dos materiais cimentícios* (MATSUMOTO et al., 2002). . 15
Figura 2.4 – Comportamentos típicos de compósitos na resistência à tração na flexão. 27
Figura 2.5 – Tipos de comportamentos para compósitos submetidos a esforços de tração
direta (BALAGURU e SHAH, 1992) ............................................................................ 31
Figura 2.6 – Processo de carregamento e descarregamento na fluência. ....................... 43
Figura 3.1 –Equipamento Malvern utilizado no ensaio de granulometria a laser.......... 49
Figura 3.2 – Curva granulométrica do cimento CPIII-40............................................... 50
Figura 3.3 – Picnômetro utilizado na determinação da massa específica da sílica ativa.50
Figura 3.4 – Sedígrafo utilizado na determinação da distribuição granulométrica da
sílica ativa....................................................................................................................... 51
Figura 3.5 – Distribuição granulométrica da sílica. ....................................................... 52
Figura 3.6 – Curva granulométrica da cinza volante...................................................... 53
Figura 3.7 – Fases de empacotamento das partículas durante o ensaio de demanda
d’água: a) estado seco; (b) estado pendular; (c) estado funicular e (d) estado capilar
(CORDEIRO, 2006)....................................................................................................... 54
Figura 3.8 – Curva granulométrica do agregado miúdo................................................. 56
Figura 3.9 – Curva tensão x deformação da rocha (granito). ......................................... 57
Figura 3.10 – Distribuição granulométrica do agregado graúdo.................................... 58
Figura 3.11 – Equipamento e fases do ensaio de compacidade dos agregados: (a)
posicionamento do pistão na leitura inicial; (b) leitura final e (c) catetômetro.............. 59
xiii
Figura 3.12 – Fibras de aço: (a) Dramix e (b) Krampe. ................................................. 60
Figura 3.13 – Ensaio para determinação das propriedades das fibras de aço de 35 mm.61
Figura 3.14 – Resistência à tração da fibra de aço de 35 mm (l/d= 65). ........................ 61
Figura 3.15 – Micro-fibra mineral de volastonita........................................................... 62
Figura 3.16 – Ensaio de compatibilidade: (a) Funil de Marsh e (b) misturador industrial
........................................................................................................................................ 64
Figura 3.17 – Ponto de saturação das pastas: (a) cimento e (b) sílica ativa. .................. 65
Figura 3.18 – Ponto de saturação das pastas com cimento, sílica ativa e cinza volante. 66
Figura 4.1 – Quadro geral dos ensaios realizados para avaliação do comportamento dos
concretos......................................................................................................................... 69
Figura 4.2 – Ensaios realizados na avaliação dos compósitos produzidos a partir da
matriz MCWS................................................................................................................. 70
Figura 4.3 – Ensaios realizados na avaliação dos compósitos produzidos a partir da
matriz MCWSF (PARTE 1) ........................................................................................... 71
Figura 4.4 – Ensaios realizados na avaliação dos compósitos produzidos a partir da
matriz MCWSF (PARTE 2). .......................................................................................... 72
Figura 4.5 – Compacidade experimental do concreto MCSF. ....................................... 76
Figura 4.6 – Relações entre materiais cimentícios para a máxima compacidade: (a)
Cimento e cinza volante e (b) Cimento e sílica ativa. .................................................... 77
Figura 4.7 – Compacidade experimental dos materiais cimentícios. ............................. 78
Figura 4.8 – Relação agregado graúdo/agregado miúdo para a máxima compacidade. 78
Figura 4.9 – Previsão das propriedades reológicas e mecânicas, via BetonLab Pro2
®
, do
concreto MCSF............................................................................................................... 79
Figura 4.10 – (a) Misturador planetário; (b) mesa vibratória e (c) câmara úmida. ........ 81
Figura 4.11 – Ordem de colocação dos materiais no misturador: (a) mistura dos
agregados; (b) adição dos materiais cimentícios; (c) adição da volastonita; (d) mistura
após a adição do superplastificante; (e) adição da fibra de aço e (f) aspecto final da
mistura. ........................................................................................................................... 82
xiv
Figura 4.12 – (a) Ensaio de abatimento do tronco de cone e (b) espalhamento pelo
tronco de cone invertido. ................................................................................................ 84
Figura 4.13 – Geometria da caixa “L” (FORMAGINI ,2005). ...................................... 85
Figura 4.14 – Caixa L : (a) vista lateral e (b) vista frontal. ............................................ 85
Figura 4.15 – a) Princípio de funcionamento do BTRHEOM (DE LARRARD et
al.,1997); b) Desenho esquemático do BTRHEOM (DE LARRARD et al.,1997)........ 86
Figura 4.16 – (a) Reômetro BTRHEOM utilizado; (b) colocação da amostra no
equipamento e (c) execução do ensaio. .......................................................................... 87
Figura 4.17 – Modelo de Bingham: (a) elementos que contribuem na determinação dos
parâmetros
o
τ
e
μ
e (b) definição dos parâmetros
o
τ
e
μ
(FORMAGINI, 2005
adaptado de DE LARRARD, 1999). .............................................................................. 89
Figura 4.18 – Ensaio de tempo de VeBe. ....................................................................... 91
Figura 4.19 – Máquina de ensaio Shimadzu, servo controlada, com capacidade de
1000kN. .......................................................................................................................... 91
Figura 4.20 – Configuração do ensaio de resistência à compressão. ............................. 93
Figura 4.21 – Configuração do ensaio de resistência à flexão. ...................................... 95
Figura 4.22 – Definição dos issure de tenacidade segundo procedimentos da ASTM
C1018. ............................................................................................................................ 98
Figura 4.23 – Acessórios do dispositivo de tração para amostras cilíndricas. ............. 100
Figura 4.24 – Dispositivo do ensaio de tração direta proposto por FURNAS: (a) e (b)
montagem inicial das peças, (c) encaixe dos cilindros e das barras de aço maciço e (d)
vista geral do dispositivo na máquina de ensaio........................................................... 101
Figura 4.25 – Primeira geometria analisada: (a) configuração do ensaio e (b) ruptura do
corpo de prova. ............................................................................................................. 101
Figura 4.26 – Segunda geometria analisada: (a) início do ensaio e (b) ruptura da
amostra. ........................................................................................................................ 102
Figura 4.27 – Geometrias analisadas pelo programa DIANA 8.1: (a) cilindro 100 x 300
mm; (b) cilindro 100 x 300 mm e valor referente a “D
i
” igual a 75 mm com variação
xv
brusca na entrada de seção e (c) cilindro 100 x 400 mm e valor referente a “D
i
” igual a
75 mm com variação suave na entrada de seção. ......................................................... 103
Figura 4.28 – Desenho esquemático da geometria dos corpos de prova cilíndricos.... 104
Figura 4.29 – Vista dos moldes cilíndricos: (a) visão externa do molde e (b) visão
interna com redutores de seção..................................................................................... 105
Figura 4.30 – Configuração do ensaio de resistência à tração direta (FURNAS-COPPE),
para amostras cilíndricas. ............................................................................................. 106
Figura 4.31 – Aparato desenvolvido para o ensaio de tração direta............................. 107
Figura 4.32 – Amostra utilizada no ensaio de tração direta. ........................................ 107
Figura 4.33 – Desenho esquemático da geometria e dimensões da amostra prismática.
...................................................................................................................................... 108
Figura 4.34 – Tração direta: (a) molde com redutor de seção; (b) direções de moldagem
e (c) amostras após cortes na serra diamantada............................................................ 109
Figura 4.35 – Configuração do ensaio de resistência à tração direta: (a) amostras
prismáticas e (b) detalhe do sistema de fixação das amostras...................................... 110
Figura 4.36 – Ensaio de cisalhamento: (a) configuração do ensaio e (b) detalhe do
entalhe e do sistema de medição das deflexões............................................................ 112
Figura 4.37 – Calorímetro adiabático: (a) equipamento e (b) interior do calorímetro
mostrando as serpentinas, resistências e agitador do banho......................................... 113
Figura 4.38 – Processo de moldagem: (a) moldagem do corpo-de-prova, (b) espera da
segunda betonada, (c) retirada do corpo de prova do calorímetro após 28 dias e (d)
corpo de prova após o ensaio........................................................................................ 114
Figura 4.39 – Ensaio de calor específico: (a) molde e corpo-de-prova e (b) calorímetro
para determinação do calor específico.......................................................................... 116
Figura 4.40 – Desenho esquemático das condições de ensaio e disposição das barras no
molde: (a) 1% barras e (b) 0,50% + 2% fibras............................................................. 117
Figura 4.41 – Montagem e disposição das barras no interior do molde para a condição
100% barras.................................................................................................................. 117
xvi
Figura 4.42 – Montagem e disposição das barras no interior do molde para a condição
50% barras + 50% fibras. ............................................................................................. 118
Figura 4.43 – Acessórios para realização do ensaio de calor específico: (a) resistência
elétrica; (b) termômetro e (c) hélice. ............................................................................ 118
Figura 4.44 – Procedimentos do ensaio de calor específico: (a) pesagem do corpo de
prova; (b) corpo de prova imerso no recipiente; (c) inserção da resistência elétrica e da
hélice; (d) inserção da cobertura e do termômetro; (e) estabilidade da hélice, termômetro
e resistência elétrica; (f) introdução da paina isolante; (g) introdução da tampa externa e
seu alinhamento e (h) colocação do bloco de apoio superior....................................... 120
Figura 4.45 – Corpo de prova e molde do ensaio de difusividade térmica. ................. 122
Figura 4.46 – Moldagem dos corpos de prova com barras de aço no interior da massa de
concreto. ....................................................................................................................... 123
Figura 4.47 – Sala climatizada a 20ºC, 40ºC e 60ºC.................................................... 124
Figura 4.48 – Disposição dos corpos de prova de acordo com a temperatura avaliada: (a)
corpo de prova a 20ºC e (b) recipiente com corpo de prova a 40 ou 60ºC................... 124
Figura 4.49 – Ensaio de difusividade térmica: (a) banho a 4ºC e (b) data logger........ 125
Figura 4.50 – Dilatação térmica: (a) moldagem do corpo-de-prova com extensômetro
Carlson e (b) corpos-de-prova preparados para as leituras........................................... 126
Figura 4.51 – Preparação dos moldes de retração autógena......................................... 127
Figura 4.52 – Moldagem das amostras de retração autógena: (a) preenchimento dos
moldes; (b) posicionamento do termopar e (c) selagem com filme plástico................ 128
Figura 4.53 – Procedimentos para posicionamento dos relógios comparadores: (a)
retirada dos parafusos e porcas (SILVA, 2007); (b) relógios comparadores (SILVA,
2007) e (c) configuração final. ..................................................................................... 128
Figura 4.54 –Retração autógena: (a) selagem e posicionamento dos relógios e (b)
leituras na posição vertical. .......................................................................................... 129
Figura 4.55 – Preparação dos moldes de retração por secagem: (a) posicionamento dos
pinos nas laterais dos moldes (SILVA, 2007); (b) montagem concluída (SILVA, 2007) e
(c) amostra após desmoldagem..................................................................................... 130
xvii
Figura 4.56 – Etapas do ensaio de retração por secagem: (a) barra de referência de
Invar; (b) leitura das varições dimensionais no relógio comparador; (c) verificação da
massa e (d) posicionamento das amostras após as leituras........................................... 131
Figura 4.57 – Acessórios para a moldagem do corpo de prova destinado ao ensaio de
fluência na compressão................................................................................................. 133
Figura 4.58 – Processo de montagem do corpo de prova: (a) posicionamento do disco
metálico no fundo do molde; (b) amarração dos fios no extensômetro; (c) fixação do
termômetro no extensômetro e (d) posicionamento do extensômetro/termômetro no
molde. ........................................................................................................................... 134
Figura 4.59 – Etapas da moldagem dos corpos de prova para fluência à compressão: (a)
colocação do material; (b) posicionamento do segundo disco metálico; (c) nivelamento
do disco metálico e (d) corpos de prova após a moldagem.......................................... 135
Figura 4.60 – Procedimentos pós-moldagem: (a) condicionamento dos corpos de prova
em ambiente saturado e selado e (b) medidor de deformação...................................... 136
Figura 4.61 – Procedimentos de selagem dos corpos de prova para fluência à
compressão: (a) leve umedecimento da superfície do concreto; (b) colocação das
camadas de filme plástico; (c) colocação da fita de alumínio; (d) aspecto final do corpo
de prova após colocação da camada de silicone e abraçadeiras................................... 137
Figura 4.62 – Dispositivos de leitura: medidor de deformação e data logger para
medidas de temperatura................................................................................................ 138
Figura 4.63 – Sistema de carregamento dos corpos de prova de fluência na compressão:
(a) posicionamento dos corpos de prova e o atuador hidráulico no pórtico; (b) corpos de
prova de controle; (c) sistema de pressão e (d) visão geral do sistema de carregamento.
...................................................................................................................................... 139
Figura 4.64 – Continuidade nas leituras de deformação após o descarregamento....... 140
Figura 4.65 – Posicionamento dos extensômetros e termômetros no interior dos moldes.
...................................................................................................................................... 142
Figura 4.66 – Amostras de fluência na tração: (a) após o término da moldagem e (b)
amostras condicionadas em sacos plásticos. ................................................................ 142
xviii
Figura 4.67 – Selagem das amostras prismáticas para fluência na tração: (a)
umedecimento das amostras; (b) colocação das camadas de filme plástico; (c) colocação
da camada de fita alumínio e (d) colocação da camada de silicone . ........................... 143
Figura 4.68 – Detalhe na colagem das placas na amostra e do sistema de transferência
de cargas entre o pórtico e a amostra, através dos pinos.............................................. 144
Figura 4.69 – Procedimentos de carregamento das amostras: (a) posicionamento das
amostras no pórtico de tração; (b) detalhes dos fios dos extensômetros nas amostras de
carregamento e (c) fios dos extensômetros das amostras de controle.......................... 145
Figura 4.70 – Distribuição dos cabos na saída do sistema de aquisição para a conexão
com os extensômetros................................................................................................... 146
Figura 4.71 – Fases do ensaio de fluência na tração: (a) carregamento e (b)
descarregamento........................................................................................................... 147
Figura 4.72 – Fluência na flexão: (a) moldagem das amostras e (b) acondicionamento
das amostras imediatamente após a moldagem. ........................................................... 148
Figura 4.73 – Processo de selagem das amostras de flexão: (a) Umedecimento da
amostra; (b) Colocação do filme plástico e (c) Colocação da fita alumínio................. 149
Figura 4.74 – Aparatos de apoio para o ensaio de fluência na flexão: (a) primeiro tipo de
aparato de apoio e (b) segundo tipo de aparato de apoio.............................................. 150
Figura 4.75 – Montagem do sistema de carregamento no ensaio de fluência na flexão:
(a) posicionamento do primeiro aparato (tipo 1) seguido pela primeira amostra; (b)
colocação do segundo tipo de aparato; (c) colocação da segunda amostra; (d) colocação
do segundo aparato tipo 1; (e) sistema final de carregamento e (f) posicionamento dos 2
transdutores no terço central da amostra. ..................................................................... 151
Figura 4.76 – Sistema de obtenção dos valores de flecha: (a) Conexão dos transdutores
elétricos e (b) sistema de aquisição de dados. .............................................................. 152
Figura 5.1 – Produção e caracterização do concreto MCSF: (a): aspecto da concreto e
(b): abatimento do tronco de cone................................................................................ 155
Figura 5.2 – Resultado do ensaio de abatimento do tronco de cone para o concreto
MCWSF: (a) aspecto final do ensaio e (b) ausência de exsudação.............................. 156
xix
Figura 5.3 – Produção e caracterização do concreto MCWS: (a) aspecto do concreto; (b)
espalhamento no ensaio do cone invertido e (c) ausência de exsudação...................... 157
Figura 5.4 – Relação entre torque e velocidade de rotação para o concreto MCSF
(Séries 1 e 2)................................................................................................................. 158
Figura 5.5 – Relação entre torque e velocidade de rotação para o concreto MCWSF
(Séries 1 e 2)................................................................................................................. 159
Figura 5.6 – Relação entre torque e velocidade de rotação para o concreto MCWS
(Séries 1 e 2)................................................................................................................. 159
Figura 5.7 – Relação entre os valores de tensão cisalhante, abatimento do tronco de cone
e dosagem de superplastificante. .................................................................................. 161
Figura 5.8 – Ensaio de abatimento do tronco de cone para avaliação do comportamento
reológico dos compósitos: (a) MCWSA15, (b) MCWSA20, (c) MCWSA25 e (d)
MCWSA15+05............................................................................................................. 163
Figura 5.9 – Ensaios de abatimento do tronco de cone para avaliação do comportamento
reológico dos compósitos: (a) MCWSFA15 e (b) MCWSFA15+05. .......................... 163
Figura 5.10 – Valores de tempo de VeBe para os compósitos produzidos a partir dos
concretos MCWS e MCWSF. ...................................................................................... 166
Figura 6.1 – Níveis de avaliação do processo de microfissuração do concreto sob
esforços de compressão, segundo as deformações: (a) axial e (b) volumétrica. .......... 169
Figura 6.2 – Curvas tensão x deformação dos concretos MCSF e MCWSF, aos 28 dias:
(a) Axial x lateral e (b) Volumétrica............................................................................. 171
Figura 6.3– Curvas tensão x deformação dos concretos MCSF e MCWSF, aos 365 dias:
(a) Axial x lateral e (b) Volumétrica............................................................................. 172
Figura 6.4 – (a) Resistência e (b) deformação relativa na compressão entre os concretos
MCWSF e MCSF, aos 28 e 365 dias............................................................................ 175
Figura 6.5 – Influência da volastonita nos valores de módulo de elasticidade entre os
concretos MCWSF e MCSF......................................................................................... 175
Figura 6.6 – Efeito da volastonita na relação resistência à primeira fissura/resistência de
...................................................................................................................................... 176
xx
Figura 6.7 – Avaliação da volastonita na evolução com a idade da resistência à
compressão e deformação axial dos concretos............................................................. 176
Figura 6.8 – Modo de ruptura dos concretos: (a) MCSF e (b) MCWSF, aos 28 dias.. 177
Figura 6.9 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWS reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral
e (b) deformação volumétrica....................................................................................... 178
Figura 6.10 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWS reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e
lateral e (b) deformação volumétrica............................................................................ 179
Figura 6.11 – Resistência relativa na compressão entre os compósitos e a matriz
MCWS.......................................................................................................................... 182
Figura 6.12 – Deformação relativa na compressão entre os compósitos e a matriz
MCWS.......................................................................................................................... 183
Figura 6.13 – Influência do reforço fibroso nos valores de módulo de elasticidade do
concreto MCWS em função do reforço fibroso............................................................ 183
Figura 6.14 – Efeito do reforço fibroso nas relações: (a) resistência à primeira
fissura/resistência de ruptura e (b) resistência de coalescência de fissuras/resistência de
ruptura, aos 28 e 365 dias............................................................................................. 184
Figura 6.15 – Evolução da resistência à compressão do concreto MCWS reforçado com
1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço................................................................... 185
Figura 6.16 – Evolução da deformação axial de pico do concreto MCWS reforçado com
1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço................................................................... 185
Figura 6.17 – Modos de ruptura, aos 28 dias, dos compósitos produzidos a partir do
concreto MCWS reforçados com diferentes frações volumétricas: (a) 0%; (b) 1,0%; (c)
1,5%; (d) 2,0% e (e) 2,5%. ........................................................................................... 186
Figura 6.18 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWSF reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral
e (b) deformação volumétrica....................................................................................... 188
xxi
Figura 6.19 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWSF reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e
lateral e (b) deformação volumétrica............................................................................ 189
Figura 6.20 – Resistência relativa na compressão entre os compósitos produzidos a
partir do concreto MCWSF e seu respectivo concreto de referência. .......................... 192
Figura 6.21 – Deformação relativa na compressão entre os compósitos produzidos a
partir do concreto MCWSF e seu respectivo concreto de referência. .......................... 192
Figura 6.22 – Influência do reforço fibroso nos valores de módulo de elasticidade entre
os compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF e seu respectivo concreto de
referência. ..................................................................................................................... 193
Figura 6.23 – Efeito do reforço fibroso nas relações: (a) resistência à primeira
fissura/resistência de ruptura e (b) resistência de coalescência de fissuras/resistência de
ruptura, aos 28 e 365 dias............................................................................................. 194
Figura 6.24 – Evolução da resistência à compressão do concreto MCWSF reforçado
com 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço........................................................... 194
Figura 6.25 – Evolução da deformação axial de pico do concreto MCWSF reforçado
com 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço........................................................... 195
Figura 6.26 – Modos de ruptura dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF reforçado com as seguintes frações volumétricas: (a) 0%; (b) 1%; (c) 1,5%; (d)
2% e (e) 2,5%. .............................................................................................................. 196
Figura 6.27- Curvas tensão x deformação dos concretos MCSF, MCSFA20 e
MCWSFA20, aos 28 dias: (a) axial e lateral; (b) volumétrica..................................... 197
Figura 6.28- Curvas tensão x deformação dos concretos MCSF, MCSFA20 e
MCWSFA20, aos 365 dias: (a) axial e lateral; (b) volumétrica................................... 198
Figura 6.29 – Valores de resistência à compressão para avaliação da volastonita em
concretos reforçados com fibras: (a) 28 dias e (b) 365 dias......................................... 200
Figura 6.30 – Efeito da volastonita em concretos fibrosos através das relações: (a)
resistência à primeira fissura/resistência de ruptura e (b) resistência de coalescência de
fissuras/resistência de ruptura aos 28 e 365 dias.......................................................... 201
xxii
Figura 6.31 – Evolução das propriedades mecânicas dos concretos MCSF, MCSFA2 e
MCWSFA20................................................................................................................. 202
Figura 6.32 – Modos de ruptura dos concretos: (a) MCSF, (b) MCSFA20 e (c)
MCWSFA20, aos 28 dias............................................................................................. 202
Figura 6.33 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWS com hibridização do
reforço fibroso, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica................................................................................................................... 204
Figura 6.34 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWS com hibridização do
reforço fibroso, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica................................................................................................................... 205
Figura 6.35 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWSF com hibridização do
reforço fibroso, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica................................................................................................................... 206
Figura 6.36 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWSF com hibridização do
reforço fibroso, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica................................................................................................................... 207
Figura 6.37 – (a) Resistência e (b) deformação relativa na compressão do concreto
MCWS com hibridização do reforço fibroso e seu respectivo concreto de referência. 209
Figura 6.38 – (a) Resistência e (b) deformação relativa na compressão do concreto
MCWSF com hibridização do reforço fibroso e seu respectivo concreto de referência.
...................................................................................................................................... 210
Figura 6.39 – Influência da hibridização do reforço fibroso nos valores de módulo de
elasticidade entre os compósitos produzidos a partir dos concretos: (a) MCWS e (b)
MCWSF........................................................................................................................ 210
Figura 6.40 – Efeito da hibridização do reforço fibroso na relação resistência à primeira
fissura/resistência de ruptura, aos 28 e 365 dias, para os compósitos produzidos a partir
dos concretos: (a) MCWS e (b) MCWSF..................................................................... 211
Figura 6.41 – Efeito da hibridização do reforço fibroso na relação resistência de
coalescência de fissuras/resistência de ruptura, aos 28 e 365 dias, para os compósitos
produzidos a partir dos concretos: (a) MCWS e (b) MCWSF. .................................... 211
xxiii
Figura 6.42 – Evolução da resistência à compressão dos concretos MCWS e MCWSF
com hibridização do reforço fibroso............................................................................. 212
Figura 6.43 – Evolução da deformação axial dos concretos MCWS e MCWSF com
hibridização do reforço fibroso..................................................................................... 212
Figura 6.44 – Desenho esquemático do diagrama utilizado na determinação do índice de
tenacidade na compressão, segundo LIMA (2004). ..................................................... 213
Figura 6.45 – Índice de tenacidade na compressão, aos 28 dias de idade.................... 215
Figura 6.46 – Índice de tenacidade na compressão, aos 365 dias de idade.................. 215
Figura 6.47 – Diagrama idealizado para a curva tensão x deformação sob compressão.
...................................................................................................................................... 217
Figura 6.48 – Diagrama tensão x deformação sob compressão da matriz MCWS. ..... 219
Figura 6.49 – Diagramas tensão x deformação sob compressão dos compósitos
produzidos a partir da matriz MCWS........................................................................... 219
Figura 6.50 – Diagrama tensão x deformação sob compressão da matriz MCWSF. ... 220
Figura 6.51 – Diagramas tensão x deformação sob compressão dos compósitos
produzidos a partir da matriz MCWSF......................................................................... 220
Figura 6.52 - Curvas carga x deslocamento dos concretos MCSF e MCWSF: (a) 28 dias
e (b) 365 dias. ............................................................................................................... 221
Figura 6.53 - (a) Resistência e (b) deslocamento relativo na flexão entre os concretos
MCWSF e MCSF, aos 28 e 365 dias............................................................................ 222
Figura 6.54 – Avaliação da volastonita na evolução da resistência à tração na flexão e
deslocamento dos concretos. ........................................................................................ 223
Figura 6.55 - Modo de ruptura dos concretos, aos 28 dias: (a) MCSF e (b) MCWSF. 224
Figura 6.56 - Curvas carga x deslocamento do concreto MCWS reforçado com 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) 28 dias e (b) 365 dias. ..................................... 225
Figura 6.57 – Valores relativos de resistência à tração na flexão entre os concretos
reforçados com fibra e seu respectivo concreto de referência MCWS......................... 227
Figura 6.58 – Valores relativos de deslocamento entre os concretos reforçados com fibra
e seu respectivo concreto de referência MCWS........................................................... 228
xxiv
Figura 6.59 – Evolução das propriedades do concreto MCWS reforçado com 0%, 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) resistência à tração na flexão e (b) deslocamento.
...................................................................................................................................... 228
Figura 6.60 - Modos de ruptura dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWS:
(a) 0%; (b) 1,0%; (c) 1,5%; (d) 2,0% e (e) 2,5%.......................................................... 229
Figura 6.61 - Curvas carga x deslocamento do concreto MCWSF reforçado com 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) 28 dias e (b) 365 dias de idade........................ 230
Figura 6.62 – Valores relativos de resistência à tração na flexão entre os concretos
reforçados com fibra e seu respectivo concreto de referência MCWSF. ..................... 232
Figura 6.63 – Valores relativos de deslocamento entre os concretos reforçados com fibra
e seu respectivo concreto de referência MCWSF......................................................... 233
Figura 6.64 – Evolução das propriedades do concreto MCWSF reforçado com 0%, 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) resistência à tração e (b) deslocamento........... 233
Figura 6.65 - Modos de ruptura dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF: (a) 0%; (b) 1,0%; (c) 1,5%; (d) 2,0% e (e) 2,5%. ........................................ 234
Figura 6.66 - Curvas carga x deslocamento dos concretos MCSF, MCSFA20 e
MCWSFA20: (a) 28 dias e (b) 365 dias....................................................................... 235
Figura 6.67 – Avaliação da volastonita em concretos com fibras de aço: (a) 28 dias e
(b) 365 dias................................................................................................................... 236
Figura 6.68 – Evolução da resistência à tração na flexão dos concretos MCSF,
MCSFA20 e MCWSFA20. .......................................................................................... 236
Figura 6.69 - Modos de ruptura, aos 28 dias: (a) MCWSFA20 e (b) MCSFA20. ....... 237
Figura 6.70 – Curvas carga x deslocamento dos concretos MCWS, MCWSA20 e
MCWSA15+05............................................................................................................. 238
Figura 6.71 - Curvas carga x deslocamento dos concretos MCWSF, MCWSFA20 e
MCWSFA15+05........................................................................................................... 238
Figura 6.72 – Valores relativos dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWS,
com hibridização do reforço fibroso: (a) resistência à tração e (b) deslocamento. ...... 240
xxv
Figura 6.73 - Valores relativos dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF, com hibridização do reforço fibroso: (a) resistência à tração e (b)
deslocamento. ............................................................................................................... 240
Figura 6.74 – Avaliação da hibridização do reforço fibroso em compósitos produzidos a
partir do concreto MCWS: (a) resistência à tração na flexão e (b) deslocamento. ...... 241
Figura 6.75 - Avaliação da hibridização do reforço fibroso em compósitos produzidos a
partir do concreto MCWSF: (a) resistência à tração na flexão e (b) deslocamento..... 241
Figura 6.76 - Índices de tenacidade, segundo a norma Belga, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWS, aos 28 e 365 dias de idade........................... 243
Figura 6.77 – Índices de tenacidade, segundo a norma Belga, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWSF, aos 28 e 365 dias de idade......................... 245
Figura 6.78 - Índices de tenacidade, segundo a norma Japonesa, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWS, aos 28 e 365 dias de idade........................... 247
Figura 6.79 - Índices de tenacidade, segundo a norma Japonesa, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWSF, aos 28 e 365 dias de idade......................... 248
Figura 6.80 - Índices de tenacidade, segundo a norma ASTM C1018, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWS: (a) 28 dias e (b) 365 dias de idade............... 250
Figura 6.81 - Índices de tenacidade, segundo a norma ASTM C1018, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWSF: (a) 28 dias e (b) 365 dias de idade. ........... 251
Figura 7.1 – Comportamento sob tração direta de amostras cilíndricas dos concretos
reforçados com 0%, 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço.................................................. 258
Figura 7.2 – Influência do reforço fibroso na resistência à tração direta, em amostras
cilíndricas: (a) resistência de ruptura; (b) resistência máxima pós-ruptura.................. 259
Figura 7.3 – Influência do reforço fibroso nas propriedades de tração direta em amostras
cilíndricas: (a) deformação e (b) módulo de elasticidade............................................. 260
Figura 7.4 – Tenacidade dos corpos de prova cilíndricos. ........................................... 262
Figura 7.5 – Modo de ruptura, em amostra cilíndrica, do compósito reforçado com 1%
de fibras de aço............................................................................................................. 263
Figura 7.6 – Modo de ruptura, em amostra cilíndrica, do compósito reforçado com 1,5%
de fibras de aço............................................................................................................. 263
xxvi
Figura 7.7 – Modo de ruptura, em amostra cilíndrica, do compósito reforçado com 2%
de fibras de aço............................................................................................................. 264
Figura 7.8 – Comportamento sob tração direta das amostras prismáticas (moldagem
vertical) para os concretos reforçados com 0%, 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço....... 265
Figura 7.9 – Influência do reforço fibroso na resistência à tração direta, em amostras
prismáticas-vertical: (a) resistência de ruptura; (b) resistência máxima pós-ruptura... 266
Figura 7.10 – Influência do reforço fibroso nas propriedades de tração direta em
amostras prismáticas-vertical: (a) deformação e (b) módulo de elasticidade............... 266
Figura 7.11 – Capacidade de absorção de energia das amostras prismáticas moldadas na
direção vertical: (a) tenacidade pela área sob a curva σ x ε e (b) relação entre cargas.267
Figura 7.12 – Modo de ruptura, em amostra prismática (vertical), do compósito
reforçado com 1% de fibras de aço. ............................................................................. 268
Figura 7.13 – Modo de ruptura, em amostra prismática (vertical), do compósito
reforçado com 1,5% de fibras de aço. .......................................................................... 269
Figura 7.14 – Modo de ruptura, em amostra prismática (vertical), do compósito
reforçado com 2% de fibras de aço. ............................................................................. 269
Figura 7.15 – Comportamento sob tração direta das amostras prismáticas para os
concretos reforçados com 0%, 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço (horizontal) ............. 270
Figura 7.16 – Influência do reforço fibroso na resistência à tração direta, em amostras
prismáticas-horizontal: (a) resistência de ruptura; (b) resistência máxima pós-ruptura.
...................................................................................................................................... 271
Figura 7.17 – Influência do reforço fibroso nas propriedades de tração direta em
amostras prismáticas-horizontal: (a) deformação e (b) módulo de elasticidade. ......... 272
Figura 7.18 – Capacidade de absorção de energia das amostras prismáticas moldadas na
direção horizontal: (a) tenacidade pela área sob a curva σ x ε e (b) relação entre cargas.
...................................................................................................................................... 273
Figura 7.19 – Modo de ruptura, em amostra prismática (horizontal), do compósito
reforçado com 1% de fibras de aço. ............................................................................. 274
Figura 7.20 – Modo de ruptura, em amostra prismática (horizontal), do compósito
reforçado com 1,5% de fibras de aço. .......................................................................... 274
xxvii
Figura 7.21 – Modo de ruptura, em amostra prismática (horizontal), do compósito
reforçado com 2% de fibras de aço. ............................................................................. 275
Figura 7.22 – Propriedades das amostras prismáticas, segundo as direções de
moldagem: (a) resistência; (b) resistência máxima pos-fissuraçao (c) deformação e (d)
módulo de elasticidade. ................................................................................................ 276
Figura 7.23 – Comparação entre os valores de tenacidade das amostras prismáticas.. 277
Figura 7.24 – Comparação entre as relações P
n
/P
Rup
de tenacidade das amostras
prismáticas, para deslocamentos de 1, 2 e 2,5 mm....................................................... 278
Figura 7.25 – Propriedades das amostras prismáticas e cilíndricas: (a) resistência; (b)
resistência máxima pós-fissuração (c) deformação e (d) módulo de elasticidade........ 279
Figura 7.26 – Comparação entre os valores de tenacidade das amostras cilíndricas e
prismáticas.................................................................................................................... 280
Figura 7.27 – Comparação entre as relações P
n
/P
Rup
de tenacidade das amostras
cilíndricas e prismáticas, para deslocamentos de 1, 2 e 2,5 mm. ................................. 280
Figura 7.28 – Diagrama tensão x deformação bilinear na tração, pré-nucleação da
fissura. .......................................................................................................................... 282
Figura 7.29 – Diagramas tensão x deformação sob tração para o concreto MCWSF e dos
compósitos produzidos a partir da matriz MCWSF. .................................................... 284
Figura 7.30 – Modelo idealizado tri-linear para a curva tensão x abertura de fissura.. 285
Figura 7.31 – Diagramas carga x deslocamento para os compósitos produzidos a partir
da matriz MCWSF........................................................................................................ 286
Figura 7.32 – Elementos finitos utilizados no modelo: (a) Elemento de estado plano de
tensão (Q8MEM); (b) Elemento de interface (L8IF). (Retirado de TNO DIANA, 2007).
...................................................................................................................................... 288
Figura 7.33 – Modelo de elementos finitos utilizado para análise numérica do
comportamento dos compósitos sob flexão (reprodução do ensaio experimental)...... 288
Figura 7.34 – Comparação entre a análise numérica e os resultados experimentais
obtidos no ensaio de flexão para o compósito MCWSFA10. ...................................... 289
Figura 7.35 – Comparação entre a análise numérica e os resultados experimentais
obtidos no ensaio de flexão para o compósito MCWSFA15. ...................................... 289
xxviii
Figura 7.36 – Comparação entre a análise numérica e os resultados experimentais
obtidos no ensaio de flexão para o compósito MCWSFA15. ...................................... 290
Figura 7.37 – Curvas carga x deslocamento dos concretos sob esforços de cisalhamento.
...................................................................................................................................... 291
Figura 7.38 – Propriedades de cisalhamento: (a) resistência; (b) deslocamento e (c)
tenacidade..................................................................................................................... 292
Figura 7.39 – Modo de ruptura do concreto sem reforço fibroso................................. 292
Figura 7.40 – Modo de ruptura do compósito reforçado com 1,5% de fibras.............. 293
Figura 8.1 – Curvas de elevação adiabática dos concretos MCWS e MCWSF........... 296
Figura 8.2 – Curvas de elevação adiabática dos concretos MCWSF, MCWSFA10 e
MCWSFA20................................................................................................................. 297
Figura 8.3 - Calor específico dos concretos MCWS e MCWSF: (a) condição SSS e (b)
condição 20% SSS........................................................................................................ 299
Figura 8.4 - Calor específico do concreto de referência MCWS e respectivo compósito
reforçado com 2% de fibras: (a) condição SSS e (b) condição 20% SSS. ................... 299
Figura 8.5 - Calor específico do concreto MCWSF e respectivos compósitos reforçados
com 1% e 2% de fibras: (a) condição SSS e (b) condição 20% SSS. .......................... 300
Figura 8.6 - Calor específico do concreto MCWSF com presença de barras de aço. .. 301
Figura 8.7 - Difusividade térmica dos concretos MCWS e MCWSF .......................... 302
Figura 8.8 – Curvas de resfriamento dos concretos MCWS e MCWSF: (a) 20
o
C, (b)
40
o
C e (c) 60
o
C............................................................................................................. 302
Figura 8.9 - Difusividade térmica dos concretos de referência e respectivos compósitos.
...................................................................................................................................... 303
Figura 8.10 – Curvas de resfriamento para avaliação do reforço fibroso no concreto
MCWS: (a) 20
o
C, (b) 40
o
C e (c) 60
o
C.......................................................................... 304
Figura 8.11 - Curvas de resfriamento para avaliação do reforço fibroso no concreto
MCWSF: (a) 20
o
C, (b) 40
o
C e (c) 60
o
C. ...................................................................... 304
Figura 8.12 - Difusividade térmica dos concretos com presença de barras de aço. ..... 305
xxix
Figura 8.13 - Curvas de resfriamento para avaliação das barras de aço no concreto
MCWSF: (a) 20
o
C, (b) 40
o
C e (c) 60
o
C. ...................................................................... 305
Figura 8.14 - Condutividade térmica dos compósitos avaliados.................................. 307
Figura 8.15 - Condutividade térmica dos concretos com presença de barras de aço. .. 307
Figura 9.1 – Curvas médias de retração autógena dos concretos MCWSF, MCWSFA10,
MCWSFA15 e MCWSFA20........................................................................................ 312
Figura 9.2 – Curvas obtidas no ensaio de retração por secagem: (a) escala linear e (b)
escala semi-logarítmica. ............................................................................................... 314
Figura 9.3 – Curvas de variação de massa de água pelo ensaio de retração por secagem.
...................................................................................................................................... 315
Figura 9.4 –Relações entre retração por secagem e variação de massa de água. ......... 315
Figura 9.5 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSF: (a) com fase elástica
e (b) sem fase elástica................................................................................................... 318
Figura 9.6 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSFA10: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica...................................................................................... 318
Figura 9.7 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSFA15: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica...................................................................................... 318
Figura 9.8 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSFA20: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica...................................................................................... 319
Figura 9.9 – Fluência básica na compressão dos concretos avaliados: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica...................................................................................... 320
Figura 9.10 – Fluência específica na tração do concreto MCWSF, considerando as fases
elásticas......................................................................................................................... 322
Figura 9.11 – Fluência específica na tração do concreto MCWSFA20, considerando as
fases elásticas................................................................................................................ 323
Figura 9.12 – Fluência específica na tração dos concretos MCWSF, MCWSFA10 e
MCWSFA20, considerando as fases elásticas.............................................................. 323
Figura 9.13 – Fluência na flexão: deslocamento específico do concreto MCWSF...... 325
xxx
Figura 9.14 – Fluência na flexão: deslocamento específico do concreto MCWSFA10.
...................................................................................................................................... 325
Figura 9.15 – Fluência na flexão: deslocamento específico do concreto MCWSFA20.
...................................................................................................................................... 326
Figura 9.16 – Fluência na flexão: deslocamento específico entre os concretos MCWSF,
MCWSFA10 e MCWSFA20........................................................................................ 326
xxxi
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 – Características físicas e mecânicas do cimento CPIII-40.......................... 48
Tabela 3.2 – Composição química do cimento CPIII-40. .............................................. 49
Tabela 3.3 – Composição química da cinza volante. ..................................................... 52
Tabela 3.4 – Compacidade experimental dos materiais cimentícios.............................. 55
Tabela 3.5 – Características do agregado miúdo............................................................ 56
Tabela 3.6 – Características do agregado graúdo........................................................... 58
Tabela 3.7 – Compacidade experimental dos agregados................................................ 59
Tabela 3.8 – Características e propriedades das fibras de aço de 35 mm....................... 61
Tabela 3.9 – Composição química típica de micro-fibras de volastonita (PAIVA, 2008).
........................................................................................................................................ 62
Tabela 3.10 – Propriedades físicas e mecânicas da volastonita (NYCO). ..................... 63
Tabela 3.11 – Propriedades do superplastificante. ......................................................... 63
Tabela 3.12 – Ponto de saturação de cada material cimentíceo. .................................... 66
Tabela 4.1 – Proporcionamento dos materiais, em kg/m
3
. ............................................. 74
Tabela 4.2 – Procedimento de mistura utilizado na produção dos concretos................. 81
Tabela 5.1 – Propriedades reológicas dos concretos
*
................................................... 155
Tabela 5.2 – Propriedades reológicas dos concretos analisadas pelo reômetro. .......... 160
Tabela 5.3 – Propriedades reológicas dos compósitos reforçados com fibras de aço.. 162
Tabela 6.1 – Valores médios das propriedades mecânicas na compressão para avaliação
da volastonita................................................................................................................ 173
Tabela 6.2 – Propriedades mecânicas na compressão dos compósitos produzidos a partir
do concreto MCWS. ..................................................................................................... 180
Tabela 6.3 – Propriedades mecânicas na compressão dos compósitos produzidos a partir
do concreto MCWSF.................................................................................................... 190
xxxii
Tabela 6.4 – Propriedades mecânicas na compressão para avaliação da volastonita em
concretos com fibras de aço. ........................................................................................ 199
Tabela 6.5 – Propriedades mecânicas na compressão para avaliação da hibridização do
reforço fibroso. ............................................................................................................. 208
Tabela 6.6 – Índices de tenacidade dos compósitos na compressão para os concretos
reforçados com fibras de aço........................................................................................ 214
Tabela 6.7 – Parâmetros ajustados para descrição do diagrama tensão x deformação do
concreto sob compressão.............................................................................................. 218
Tabela 6.8 - Resultados de resistência à tração na flexão para os concretos................ 222
Tabela 6.9 - Propriedades na flexão dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWS.......................................................................................................................... 225
Tabela 6.10- Propriedades na flexão dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF........................................................................................................................ 230
Tabela 6.11 - Resultados de resistência à tração na flexão para avaliação da volastonita
em concretos com fibras de aço.................................................................................... 235
Tabela 6.12 – Propriedades na flexão dos concretos com hibridização do reforço
fibroso........................................................................................................................... 239
Tabela 6.13 - Valores médios de tenacidade - norma Belga B15-238. ........................ 243
Tabela 6.14 - Valores médios de tenacidade - norma japonesa JCSE SF4. ................. 246
Tabela 6.15 - Valores médios de tenacidade - ASTM C1018...................................... 249
Tabela 7.1 – Propriedades na tração direta das amostras cilíndricas............................ 258
Tabela 7.2 – Avaliação da tenacidade para os corpos de prova cilíndricos. ................ 261
Tabela 7.3 –Propriedades na tração direta das amostras prismáticas (moldagem vertical).
...................................................................................................................................... 265
Tabela 7.4 – Valores de tenacidade das amostras prismáticas (vertical)...................... 267
Tabela 7.5 – Propriedades na tração direta das amostras prismáticas (horizontal)...... 271
Tabela 7.6 – Valores de tenacidade para as amostras prismáticas (horizontal). .......... 272
xxxiii
Tabela 7.7 - Parâmetros utilizados para descrição do diagrama tensão x deformação do
concreto sob tração até nucleação da fissuração. ......................................................... 284
Tabela 7.8 - Parâmetros utilizados para descrição da curva tensão x abertura de fissura
dos compósitos sob tração, após nucleação da fissura. ................................................ 286
Tabela 7.9 – Propriedades dos concretos sob esforços de cisalhamento...................... 291
Tabela 8.1 – Características térmicas dos concretos. ................................................... 297
Tabela 8.2 - Difusividade térmica dos concretos. ........................................................ 302
Tabela 8.3 – Influência de barras de aço na difusividade térmica dos concretos......... 305
Tabela 8.4 - Condutividade térmica dos concretos....................................................... 306
Tabela 8.5 – Influência de barras de aço na condutividade térmica dos concretos...... 307
Tabela 8.6 - Coeficientes de dilatação térmica dos concretos...................................... 309
Tabela 9.1 – Módulo de elasticidade e fluência na compressão, nas fases de
carregamento e descarregamento.................................................................................. 319
Tabela 9.2 – Módulo de elasticidade e fluência na tração, nas fases de carregamento e
descarregamento........................................................................................................... 323
Tabela 9.3 – Valores médios de deslocamentos específicos, na fluência à flexão....... 326
xxxiv
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
A
cp
Área do corpo de prova
A
c
Área do cilindro
b
cp
Base do corpo de prova
c Compacidade experimental
C Calor específico
C
sss
Calor específico na condição saturada superfície seca
C
a
Coeficiente de elevação adiabática
C
c
Consumo de material cimentíceo
CV Coeficiente de variação
D
e
Diâmetro externo
D
i
Diâmetro interno
d Diâmetro da fibra
e Espessura do corpo de prova
E Módulo de elasticidade na compressão
Et Módulo de elasticidade na tração direta
E
MCWSF
Módulo de elasticidade do concreto MCWSF
E
MCSF
Módulo de elasticidade do concreto MCSF
E
ad
Elevação adiabática de temperatura
f
c
Resistência à compressão
f
c_1ªf
Resistência à compressão referente à tensão de primeira fissura
f
c_CF
Resistência à compressão referente à tensão de coalescência de fissura
f
c_Rup
Resistência à compressão referente à tensão ruptura
f
c_MCWSF
Resistência à compressão do concreto MCWSF
f
c_MCSF
Resistência à compressão do concreto MCSF
xxxv
f
f_1ªf
Resistência à tração na flexão referente à carga de primeira fissura
f
f_Rup
Resistência à tração na flexão referente à carga de ruptura
f
t
Resistência à tração direta
FT300 Fator de tenacidade (norma japonesa), para um deslocamento de 1 mm
FT150 Fator de tenacidade (norma japonesa), para um deslocamento de 2 mm
FT100 Fator de tenacidade (norma japonesa), para um deslocamento de 3 mm
FT60 Fator de tenacidade (norma japonesa), para um deslocamento de 5 mm
h Altura do corpo de prova
h
m
Altura da camada final de material no ensaio de compacidade
h
2
Difusividade térmica
H
sss
Teor de umidade na condição saturada superfície seca
H
20sss
Teor de umidade na condição 20% saturada superfície seca
H
1
Altura na seção vertical da caixa “L”
H
2
Altura na seção horizontal da caixa “L”
ITC Índice de tenacidade na compressão
I5 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 3,0 vezes a
deflexão de primeira fissura
I10 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 5,5 vezes a
deflexão de primeira fissura
I20 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 10,5 vezes
a deflexão de primeira fissura
I30 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 15,5 vezes
a deflexão de primeira fissura
I50 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 25,5 vezes
a deflexão de primeira fissura
I100 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 50,5 vezes
a deflexão de primeira fissura
xxxvi
I150 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 75,5 vezes
a deflexão de primeira fissura
I200 Índice de tenacidade (ASTM C1018), referente a deflexão de 100,5 vezes
a deflexão de primeira fissura
k Condutividade térmica
l Comprimento da fibra
L Vão entre apoios (ensaio de flexão) e distância entre pinos (ensaio de
retração)
M Momento corresponde à primeira fissura
MCWS mistura contendo cimento, volatonita e sílica ativa na composição
MCWSA10 mistura contendo cimento, volatonita e sílica ativa na composição,
reforçada com 1%, em volume, de fibras de aço
MCWSA15 mistura contendo cimento, volatonita e sílica ativa na composição,
reforçada com 1,5%, em volume, de fibras de aço
MCWSA20 mistura contendo cimento, volatonita e sílica ativa na composição,
reforçada com 2,0%, em volume, de fibras de aço
MCWSA25 mistura contendo cimento, volatonita e sílica ativa na composição,
reforçada com 2,5%, em volume, de fibras de aço
MCWSA15+05 mistura contendo cimento, volatonita e sílica ativa na composição,
reforçada com 1,5%, em volume, de fibras de aço de 35 mm de comprimento e 0,5%,
em volume, de fibras de aço de 13 mm de comprimento.
MCWSF mistura contendo cimento, volatonita, sílica ativa e cinza volante na
composição
MCWSFA10 mistura contendo cimento, volatonita, sílica ativa e cinza volante na
composição, reforçada com 1%, em volume, de fibras de aço
MCWSFA15 mistura contendo cimento, volatonita, sílica ativa e cinza volante na
composição, reforçada com 1,5%, em volume, de fibras de aço
MCWSFA20 mistura contendo cimento, volatonita, sílica ativa e cinza volante na
composição, reforçada com 2,0%, em volume, de fibras de aço
xxxvii
MCWSFA25 mistura contendo cimento, volatonita, sílica ativa e cinza volante na
composição, reforçada com 2,5%, em volume, de fibras de aço
MCWSFA15+05 mistura contendo cimento, volatonita, sílica ativa e cinza volante na
composição, reforçada com 1,5%, em volume, de fibras de aço de 35 mm de
comprimento e 0,5%, em volume, de fibras de aço de 13 mm de comprimento.
MCSF mistura contendo cimento, sílica ativa e cinza volante na composição
MCSFA20 mistura contendo cimento, sílica ativa e cinza volante na composição
reforçada com 2,0%, em volume, de fibras de aço.
M
a
Massa de água
m Massa do material
m
i
Massa inicial da amostra
m
f
Massa final da amostra
N Velocidade de rotação
MEC Método de Empacotamento Compressível
P1 Índice de tenacidade (norma Belga), para um deslocamento de 1 mm
P2 Índice de tenacidade (norma Belga), para um deslocamento de 2 mm
P2,5 Índice de tenacidade (norma Belga), para um deslocamento de 2,5 mm
P3 Índice de tenacidade (norma Belga), para um deslocamento de 3 mm
P5 Índice de tenacidade (norma Belga), para um deslocamento de 5 mm
P
1
a
fissura
carga no ponto de primeira fissura
P
n
carga pós-fissuração em deflexões pré-estabelecidas
R
C
região interna ao cilindro do dispositivo de tração direta
R
T
região correspondente à transição de seção das amostras de tração direta
R
1
Raio interno
R
2
Raio externo
S
C
região correspondente à seção central das amostras de tração direta
T
b
Tenacidade na flexão
xxxviii
T
i
Temperatura inicial
T
f
Temperatura final
T
n
Temperatura em um determinado tempo
Γ Torque
α Coeficiente de dilatação térmica
γ Massa específica
μ Viscosidade plástica
τ
0
Tensão inicial de escoamento
τ Tensão de cisalhamento
.
γ
Taxa de deformação de cisalhamento
σ
c1
Tensão de compressão correspondente à deformação axial ε
a1
σ
c2
Tensão de compressão correspondente a 40% da carga de ruptura
ε
a1
Deformação axial igual a 0,000050
ε
a2
Deformação axial produzida pela tensão σ
c2
ε
l1
Deformação lateral produzida pela tensão σ
c1
ε
l2
Deformação lateral produzida pela tensão σ
c2
ε
sh
Deformação autógena
ε
a
Deformação axial na compressão
ε
a_1ªf
Deformação axial na compressão referente à tensão de primeira fissura
ε
a_CF
Deformação axial na compressão referente à tensão de coalescência de
fissura
ε
a_Rup
Deformação axial na compressão referente à tensão de ruptura
ε
a_MCWSF
Deformação axial na compressão do concreto MCWSF
ε
a_MCSF
Deformação axial na compressão do concreto MCSF
ε
f
Deformação de fluência
xxxix
ε
t
Deformação na tração direta
ε
tot
Deformação total
ν Coeficiente de Poisson
δ
c
Deslocamento referente a tensão de cisalhamento
δ
1ªf
Deslocamento, na flexão, referente à carga de primeira fissura
δ
Rup
Deslocamento, na flexão, referente à carga de ruptura
1
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
1
1
.
.
Introdução
1.1 Motivação
Fibras de aço podem ser adicionadas ao concreto para incrementar várias de suas
propriedades, tais como, resistência à tração, compressão, tenacidade, resistência à
fadiga, impacto e cargas explosivas. Além disso, permitem melhorias na resistência à
abrasão, cisalhamento e no controle de fragmentação. Estes benefícios são possíveis
devido à capacidade das fibras em modificar o mecanismo de ruptura do compósito,
através do controle dos seus processos de micro e macro-fissuração. Entretanto, este
comportamento é maximizado quando se tem um compósito com adequada dispersão
das fibras de forma a maximizar suas propriedades mecânicas.
Os materiais disponíveis, décadas atrás, não eram capazes de produzir um concreto
reforçado com altas frações volumétricas de fibras de aço, com desempenho mecânico
elevado e com compromisso com a trabalhabilidade do material em seu estado plástico.
O uso de adições minerais, como a cinza volante, estava em processo inicial, porém sem
avaliação de sua potencialidade, os cimentos comerciais possuíam uma distribuição
granulométrica mais grossa que os atuais e os aditivos químicos dispersantes
apresentavam grande variação na sua composição, não sendo eficientes o bastante a
ponto de produzirem concretos reforçados com altas frações volumétricas de elevada
trabalhabilidade. Conforme descrito por BENTUR e MINDESS (2007), mesmo com a
utilização simultânea de um reforço convencional de barras, as fibras pouco
2
influenciavam na capacidade de resistência do concreto. Sua principal função estava
concentrada na capacidade de absorção de energia do material.
Com o avanço na tecnologia de concreto, novos materiais foram incorporados à
indústria da construção civil. Algumas adições minerais, como a sílica ativa, a escória
de alto forno e a cinza volante, que eram vistos como sub-produtos industriais, hoje, em
diversas aplicações, são constituintes do concreto. Além disso, em um país com tantas
riquezas minerais e naturais como o Brasil, novos produtos encontram-se em
desenvolvimento e em fase de pesquisas, como é o caso das cinzas provenientes da
casca de arroz e do bagaço da cana-de-açúcar (CORDEIRO, 2006). Além das adições
minerais, o surgimento de aditivos químicos dispersantes de terceira geração, por
possuírem maior capacidade de dispersão das partículas, foi altamente relevante na
produção de concretos com elevado desempenho e elevada trabalhabilidade.
Neste sentido, no Japão, durante a década de 80, iniciava-se o desenvolvimento do
concreto auto-adensável, podendo ser definido como aquele concreto capaz de fluir no
interior da forma, preenchê-la de forma natural, passar por entre as barras de armadura e
consolidar-se somente sob a ação do peso próprio (OKAMURA, 1997, SU et al., 2001).
De acordo com NEHDI et al. (2004) e WALRAVEN et al. (2003), os concretos auto-
adensáveis eliminam a compactação e vibração, sendo bastante utilizados em locais de
difícil acesso de equipamentos e em elementos estruturais com alta taxa de armadura.
Proporcionam redução do tempo de construção, eliminam ruídos oriundos da vibração e
proporcionam alta qualidade nas superfícies de acabamento. Além disso, as misturas
auto-adensáveis podem gerar um concreto mais homogêneo no estado endurecido, uma
vez que o produto obtido é independente da qualidade da vibração mecânica.
Portanto, o atual estado de desenvolvimento tecnológico do concreto permite a
produção de compósitos de matriz cimentícea com adequada trabalhabilidade de forma
a permitir a incorporação de altas frações volumétricas de fibras, produzindo
compósitos com elevadas propriedades mecânicas.
Entretanto, para que este tipo de material seja utilizado em larga escala, ou seja, na
aplicação em obras correntes na engenharia civil, desde edificações usuais com
elementos estruturais típicos, até estruturas de grandes dimensões, como por exemplo, a
casa de força de uma usina hidrelétrica, é de suma importância o profundo
conhecimento de suas propriedades reológicas, físicas, mecânicas e térmicas.
3
A maioria das normas e especificações de projeto de estruturas de concreto ainda não
contemplam o efeito benéfico do reforço de fibras de aço nas propriedades mecânicas
de matrizes cimentíceas. Para mudar esse quadro, é fundamental a consideração das
relações contitutivas de tais compósitos quando submetidos a esforços como
compressão, flexão, tração, cisalhamento, dentre outras. Somente a partir de tal
conhecimento será possível estabelecer paradigmas de projeto estrutural capazes de
tornar atraente a utilização desses novos materiais em aplicações usuais da construção
civil. Cabe ressaltar ainda, que tal necessidade implica também o desenvolvimento de
novas metodologias experimentais capazes de determinar adequadamente as
propriedades particulares dos novos materiais.
Concretos com fibras de aço têm sido largamente utilizados em pavimentos industriais;
em menor escala, em obras de estruturas subterrâneas, como túneis rodoviários, e em
estruturas metroviárias, onde as pesquisas e aplicações deste material estão no início
(NUNES, 2005). Uma das aplicações já prevista em norma é a utilização de fibras de
aço como reforço de tubo de concreto, de seção circular, para águas pluviais e esgotos
sanitários (NBR8890, 2007). Outra aplicação para este material está direcionada a
elementos estruturais de usinas hidrelétricas, que são estruturas densamente armadas,
como ilustrado na Figura 1.1 (FAIRBAIRN et al., 2008, TOLEDO FILHO et al., 2005),
ainda em fase de pesquisa. A utilização das fibras como substitutos parciais das barras
de aço, em tais estruturas, proporciona redução no tempo de construção e,
consequentemente, maior rapidez na geração de energia.
Figura 1.1 – Aplicação para o concreto reforçado com fibras de aço: elementos
estruturais de usinas hidrelétricas.
4
Aliado ao crescimento de obras de grande porte, que utilizam grandes volumes de
material, a utilização de compósitos nestes tipos de elementos estruturais, com elevado
consumo de cimento, ou em estruturas massivas, reforçou a necessidade do estudo das
propriedades térmicas dos concretos. Tais estruturas, como elementos estruturais da
casa de força de barragens, ou certos elementos de fundação, que utilizam grandes
volumes de concreto, podem estar sujeitas à fissuração em suas primeiras idades, em
função de deformações de origem térmica e da retração autógena do material. Tais
variações dimensionais ocorrem nas primeiras idades do concreto e são provocadas pela
reação de hidratação do cimento, que também é responsável pela formação do esqueleto
sólido do concreto.
O conhecimento prévio de tais propriedades é de suma importância, visto a necessidade
de limitar as variações de volume do concreto e controlar a dissipação do calor gerado
pela reação de hidratação do cimento. Além disso, permite a adoção de medidas que
buscam reduzir ou eliminar a tendência à fissuração do concreto durante seu
endurecimento, sendo de grande importância durante a elaboração de projetos de
estruturas de concreto massa. Dentre algumas medidas estão a redução do consumo de
cimento compatível com as exigências de projeto, a adição de material pozolânico, a
utilização de cimentos de baixo calor de hidratação e a pré-refrigeração do concreto
através da utilização de água gelada em substituição a água de amassamento de forma a
diminuir a temperatura de lançamento do concreto e consequentemente diminuir a
temperatura máxima atingida no sólido, desacelerando a sua hidratação. As
propriedades térmicas que compõem este grupo de interesse são elevação adiabática de
temperatura, calor específico, difusividade térmica, condutividade térmica e coeficiente
de dilatação térmica. Além disso, caso exista alguma formação de fissuras, as fibras
podem controlar o processo de microfissuração nesta fase.
A utilização de novos materiais envolve também o conhecimento das propriedades ao
longo do tempo, tais como retração e fluência, uma vez estão relacionadas às condições
de durabilidade, segurança e servicibilidade das estruturas. O conhecimento destas
propriedades é importante, pois a retração ocorrida no interior da pasta de cimento induz
a fissurações no concreto endurecido e a fluência causa deformações no concreto que,
dependendo do tipo de estrutura, pode ser benéfica ou não (NEVILLE, 1997).
Neste contexto, este trabalho se propõe a estudar as propriedades reológicas, físicas,
mecânicas e térmicas de concretos auto-adensáveis reforçados com elevados teores de
5
fibras de aço. Em tais materiais, objetiva-se agregar os benefícios de reologia
alcançados pelo concreto auto-adensável à maior tenacidade proporcionada pelos
concretos fibrosos. No decorrer da pesquisa, também se desenvolveu uma solução
tecnológica para a determinação das propriedades do concreto, quando submetidos a
esforços de tração direta.
1.2 Objetivos
O presente trabalho tem como objetivo o desenvolvimento de matrizes auto-adensáveis,
através da incorporação de adições minerais e aditivo químico dispersante de terceira
geração, possibilitando a incorporação de altas frações volumétricas de fibras de aço
como elemento de reforço.
Para tanto, foram produzidas e caracterizadas duas matrizes auto-adensáveis, sendo a
primeira constituída de 10% de sílica ativa em substituição (em massa) ao cimento
Portland, e a segunda constituída de 10% de sílica ativa e 20% de cinza volante em
substituição (em massa) ao cimento Portland. Ambas foram reforçadas com frações
volumétricas de 1%, 1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço. Os concretos foram
caracterizados, reologicamente, através de ensaios de abatimento e espalhamento do
tronco de cone, cone invertido, caixa L, tempo de VeBe (específico para os concretos
com fibras de aço) e reômetro BTRHEOM, que fornece as características de fluxo do
material.
A caracterização mecânica foi realizada através de ensaios de resistência à compressão,
tração na flexão, tração direta e cisalhamento, de forma a obter as relações constitutivas
de compressão e tração, curva carga x deslocamento na flexão e a avaliação da
tenacidade dos compósitos. Pretende-se, portanto, obter leis constitutivas de forma a
caracterizar e avaliar o comportamento deste material, de forma a torná-lo corrente em
aplicações estruturais.
A evolução das propriedades mecânicas no tempo foi também avaliada. Para tanto
foram realizados ensaios de resistência à compressão e flexão nas idades de 7, 28 dias e
365 dias de idade. Estudou-se, também, a influência da hibridização do reforço, tanto
sob o ponto de vista do tipo de fibra quanto sob o uso de reforço multi-escala, no
comportamento reológico e mecânico do concreto. Para tanto foram utilizadas micro-
6
fibras de volastonita (comprimento < 2mm), fibras de aço lisas de 13 mm de
comprimento e fibras de aço de 35 mm de comprimento com ganchos nas extremidades.
As propriedades térmicas das matrizes em estudo e dos respectivos concretos reforçados
com fibras foram determinadas, já que essas propriedades são de grande importância
nos projetos de estruturas com grandes volumes de concreto.
Considerando a inserção deste novo material no ramo da construção, o estudo das
condições de servicibilidade, a longo prazo, torna-se importante. Com esta visão,
ensaios de retração autógena, retração por secagem, fluência na compressão, na tração e
na flexão foram realizados.
1.3 Contexto do trabalho
O Laboratório de Estruturas do Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ tem
desenvolvido diversos trabalhos com o uso de matrizes cimentíceas reforçadas com
diferentes fibras e em diferentes aplicações, como por exemplo, o uso de fibras de
polipropileno e sisal para avaliação do concreto sob altas temperaturas (VELASCO,
2002) e o uso de fibras de sisal como reforço de laminados (LIMA, 2004 e MELO
FILHO, 2005). Também tem utilizado fibras de aço na avaliação do comportamento
dinâmico de concretos convencionais e de alto desempenho (RESENDE, 2003) e no
desenvolvimento de microconcretos de ultra-alto-desempenho, constituídos a partir de
pós ultrafinos como quartzo moído (com diâmetro médio de cerca de 18µm) e com
diâmetro máximo de agregado de 600µm (FORMAGINI, 2005 e ROSA, 2005).
Este trabalho está inserido em uma linha de pesquisa que busca o desenvolvimento de
concretos de alto desempenho reforçados com elevadas frações volumétricas de fibras
de aço para aplicações estruturais em larga escala. Neste contexto também está inserido
o trabalho de LOPES (2005), que estudou a possibilidade de redução da armadura
longitudinal em vigas de concreto armado a partir da utlização fibras de aço. Além
desta, duas pesquisas realizadas na UFG, em cooperação com a COPPE/UFRJ,
avaliaram a utilização de fibras em concreto armado. NUNES (2006) verificou a
possibilidade de substituição parcial da armadura de cisalhamento em vigas por fibras
de aço e OLIVEIRA (2007) avaliou a possibilidade em reduzir a armadura mínima de
flexão em vigas de concreto armado através da utilização de fibras de aço.
7
No presente trabalho, buscou-se desenvolver matrizes auto-adensáveis reforçadas com
elevadas frações volumétricas, sendo trabalháveis, de modo a permitir o fácil manuseio
e com elevadas propriedades mecânicas (VELASCO et al., 2005). Com base nos
resultados obtidos neste trabalho, deu-se seqüência ao desenvolvimento de um novo
compósito com características de um concreto fibroso auto-adensável. Para atingir tal
objetivo, no trabalho de MARANGON (2006), reduziu-se a quantidade de agregados
graúdos e foram utilizados um fíler (sílica 325) e agregado miúdo em duas frações
volumétricas.
Os compósitos produzidos no presente trabalho foram caracterizados mecanicamente
permitindo a avaliação do comportamento do material sob esforços de compressão,
flexão e tração direta. Para a determinação deste último, foi desenvolvida uma
metodologia capaz de obter leis constitutivas tensão x deformação até a nucleação da
fissuração e, posteriormente a relação tensão x abertura de fissura. Também foram
determinadas propriedades térmicas dos compósitos, a partir das facilidades
implementadas no Laboratório de Estruturas do PEC-COPPE/UFRJ para determinação
de calor específico, difusividade térmica e coeficiente de dilatação térmica. As
propriedades relacionadas à retração e fluência foram determinadas a partir de
equipamentos desenvolvidos e implementados também no Laboratório de Estruturas.
1.4 Estrutura do trabalho
O trabalho está estruturado em dez capítulos. O capítulo 1 apresenta uma breve
introdução em que se descrevem importantes parâmetros para o início e
desenvolvimento da pesquisa. Nesta parte é destacada a importância da produção de
matrizes auto-adensáveis capazes de incorporar altas frações volumétricas de fibras de
aço, sendo distribuídas de maneira uniforme na massa de concreto, de maneira a
incrementar as propriedades dos concretos. Este conceito difere de décadas atrás onde a
função das fibras estava associada, mais diretamente, à capacidade de absorção de
energia do material. Além disso, é enfatizada a importância da determinação de uma
série de propriedades dos concretos, considerando a utilização de um novo material em
diversos elementos estruturais. Por fim, os objetivos são apresentados e faz-se uma
contextualização da pesquisa de acordo com os trabalhos já desenvolvidos no
laboratório.
8
O capítulo 2 apresenta uma sucinta revisão do início da utilização de fibras em concreto
e sua influência nas propriedades reológicas, mecânicas, térmicas e físicas dos
concretos. As propriedades mecânicas referem-se a esforços de compressão, tração na
flexão, tração direta, cisalhamento e resistência à abrasão. Em relação às propriedades
térmicas, descreve-se a importância do estudo de tais propriedades em concretos com
fibras, onde não há indícios desta avaliação em tais materiais. As propriedades físicas,
denominadas neste trabalho como variações dimensionais, são referentes às retrações
autógena e por secagem, e às deformações por fluência na compressão, tração direta e
tração na flexão.
Os materiais utilizados para a produção dos concretos, com seus respectivos ensaios e
resultados físicos, químicos e mecânicos, são apresentados no capítulo 3.
O capítulo 4 está dividido entre a produção dos concretos e as metodologias utilizadas
para a avaliação do comportamento dos concretos. Na produção dos concretos está
inserida a dosagem de todos os concretos avaliados, assim como a utilização de
programas computacionais para verificação das dosagens. Na parte referente a
metodologia, são apresentadas as descrições dos ensaios para caracterização do
comportamento reológico, mecânico, térmico e físico dos concretos produzidos, assim
como os dispositivos utilizados.
O capítulo 5 apresenta os resultados do comportamento reológico dos concretos,
dividindo-os em concretos com micro e macro reforço de fibras.
Os resultados referentes ao comportamento mecânico (esforços de compressão e tração
na flexão) são apresentados no capítulo 6. Até este capítulo, todas as análises são
realizadas considerando as duas matrizes auto-adensáveis e seus respectivos compósitos
reforçados com fibras de aço. A partir daí, uma destas matrizes foi selecionada para
avaliação das demais propriedades.
Na seqüência, o capítulo 7 apresenta a análise do comportamento da matriz auto-
adensável selecionada e seus respectivos compósitos sob esforços de tração direta e
cisalhamento. Os esforços de tração direta foram avaliados em diferentes geometrias
com variações na direção de moldagem.
A influência das fibras nas propriedades térmicas dos concretos está analisada no
capítulo 8.
9
O capítulo 9 apresenta os resultados de retração autógena, retração por secagem,
fluência na compressão, na tração direta e tração na flexão, enfatizando a influência das
fibras de aço.
Por fim, o capítulo 10 aborda as principais conclusões obtidas em cada capítulo,
destacando, portanto, a importância e a contribuição do presente trabalho.
10
C
C
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2
2
.
.
Concreto reforçado com fibras de aço
2.1 Introdução
A utilização de fibras com o intuito de reforçar matrizes frágeis é uma prática utilizada
desde a antiguidade, quando se usava palha ou capim como reforços de tijolos de barro
secos ao sol (BENTUR e MINDESS, 2007 e BALAGURU e SHAH, 1992). A própria
natureza apresenta exemplos do uso de reforço fibroso em matrizes frágeis, tendo como
exemplo a madeira, que é um compósito fibroso cuja matriz, constituída de lignina e
pectina, sendo reforçada com fibras de celulose.
O interesse crescente no desenvolvimento de compósitos reforçados com fibras teve
início, há décadas atrás, com o objetivo de incrementar as propriedades de resinas,
metais e cerâmicas. No entanto, segundo SWAMY (1975), a fibra de asbestos foi a
primeira fibra inorgânica utilizada em materiais compósitos, provavelmente em 2500
a.C., no norte da Europa, com o objetivo de reforçar laterais de produtos cerâmicos.
Em matrizes cimentíceas, apesar do desenvolvimento de compósitos reforçados com
fibras ter ocorrido com maior intensidade nas últimas décadas, a primeira patente
registrada data de 1874, por Berard. Em 1910, o conceito de concreto como material
estrutural reforçado com a inclusão de pequenos pedaços de aço foi considerado por
PORTER (1910), citado por SWAMY (1975). Em 1911, GRAHAM (1911), também
citado por SWAMY (1975), sugeriu o uso de fibras de aço como reforço do concreto
para melhorar suas propriedades relacionadas à resistência e estabilidade. A necessidade
de alterar o formato das fibras para melhorar as propriedades de aderência foi
reconhecida por Meischke-Smith em 1920 e Etheridge em 1933 (SWAMY, 1975).
11
Entretanto, somente nas décadas de 50 e 60 que se começa tomar conhecimento do
início da utilização de fibras como reforço de matrizes frágeis cimentíceas, de um modo
mais sistemático, inicialmente utilizando apenas fibras de aço retas (BENTUR e
MINDESS, 2007). Os resultados iniciais mostraram a notável alteração no
comportamento do material após o surgimento da primeira fissura, com o aumento na
tenacidade pós-fissuração. No entanto, surgiram também os primeiros problemas
relacionados à trabalhabilidade de matrizes cimentíceas reforçadas com fibras de aço.
Durante o processo de mistura verificava-se a tendência de formação de novelos de
fibras, principalmente quando da utilização de fibras longas, que apresentavam melhor
desempenho mecânico. Buscando impedir ou minimizar o efeito de formação de
novelos durante o processo de mistura, tentou-se restringir o diâmetro do agregado
graúdo utilizado. Apesar desse procedimento, a redução na trabalhabilidade da mistura
provocada pela inclusão de fibras persistia (BALAGURU e SHAH, 1992).
Novas perspectivas emergiram com o surgimento de fibras com gancho e de aditivos
redutores de água capazes de tornar a mistura mais trabalhável. RAMAKRISHANAN et
al. (1980 e 1981), citados por BALAGURU e SHAH (1992), mostraram que fibras com
gancho poderiam ser usadas em menores teores em relação às fibras retas, produzindo
os mesmos resultados com relação à tenacidade do concreto. Tais avanços apontaram
para perspectivas de surgimento de novos materiais, com grande aplicabilidade e com
muitos benefícios em diversos ramos da engenharia.
A partir de então, foram desenvolvidas fibras de aço com variadas formas e
características, proporcionando sua utilização como reforço secundário, em diversas
áreas da indústria da construção, como túneis, pontes, pavimentos em geral, e aplicações
industriais, como pavimentos de aeroportos, pisos industriais e revestimentos
(BENTUR e MINDESS, 2007). Posteriormente, os compósitos de matrizes cimentíceas
com reforço de fibras de aço também passaram a ser considerados como material
promissor para reparo e reforço de estruturas já existentes e na utilização em estruturas
sujeitas à deterioração por cargas dinâmicas (BALAGURU e NAJM, 2004;
BALENDRAN et al., 2002). Além disso, segundo BALAGURU e NAJM (2004), com a
utilização de fibras pode ser reduzida a fragilidade do concreto de alto desempenho,
devido a sua capacidade de proporcionar ductilidade ao material, permitindo sua
aplicação com maior segurança. Ainda segundo BALAGURU E NAJM (2004),
experimentos realizados com concretos reforçados com fibras, aplicados em rodovias e
12
pontes, têm mostrado que o grande desempenho e acréscimos nas propriedades da
estrutura podem ser suficientes para justificar o seu uso do ponto de vista econômico.
Atualmente, dispõe-se de uma grande variedade de fibras de aço para utilização como
reforço em matrizes cimentíceas. As fibras de aço podem ser lisas ou corrugadas, com
diferentes geometrias, podendo ou não apresentar ancoragem. Tais características
influenciam diretamente na aderência entre a fibra e a matriz e, consequentemente, nas
propriedades mecânicas dos compósitos. Seu comprimento pode variar entre 5 mm a 65
mm e o diâmetro de 0,10 mm a 1,0 mm, com valores de tensão de ruptura podendo
alcançar 2100 Mpa; possuem valores de módulo de elasticidade de 200 a 210 Gpa e
deformação na ruptura entre 0,5% e 3,5%. São encontradas no mercado, prontas para
uso, soltas ou em feixes de 10 a 30 fibras, unidas uma cola solúvel em água, que facilita
o manuseio e a dispersão das mesmas durante o processo de mistura.
Além das fibras de aço, diversos tipos de fibras têm sido usados como reforço de
matrizes frágeis à base de cimento, com diferentes aplicações, podendo-se citar as fibras
vegetais (sisal, juta, côco, eucalipto, bananeira), minerais (volastonita, asbesto e vidro) e
poliméricas (polipropileno, carbono, nylon) (TOLEDO FILHO, 1997, LIMA, 2004,
ROMA et al., 2008, LOW e BEAUDOIN, 1992, 1993, 1994, SINGH et al., 2004). Nas
últimas décadas, novos materiais para aplicações estruturais, com fibras de propriedades
superiores às atuais, e compósitos cimentícios com comportamento de múltipla
fissuração na tração, têm sido desenvolvidos para aplicações em larga escala (OZYURT
et al., 2006). Como exemplo, tem-se o ECC (“Engineered Cementitious Composites”),
um compósito de matriz cimentícea, cujo diâmetro máximo da areia é de 250 μm, e
fibras poliméricas (PVA), que apresentam uma capacidade de deformação na tração
superior a 3
00
0
, e espaçamento entre fissuras múltiplas inferior a 3 mm (WANG e LI,
2005).
Na literatura encontram-se estudos com diversos compósitos de matrizes cimentíceas
reforçados com fibras, para os quais costumam-se adotar diferentes classificações, em
função no desempenho mecânico do material propiciado pelo reforço fibroso (BENTUR
e MINDESS, 2007).
A maior contribuição das fibras em matrizes frágeis acontece na região pós-fissuração,
pois as fibras funcionam como uma ponte de ligação entre as fissuras, redistribuindo as
tensões. Após o surgimento da primeira fissura, são atribuídas às fibras papéis que
13
beneficiam algumas propriedades do compósito, como resistência e tenacidade. Na
resistência, podem propiciar um aumento na capacidade de carga do compósito, pela
transferência de tensões através das fissuras. Na tenacidade, as fibras propiciam no
aumento na capacidade de deformação, relacionado a efeitos de escorregamento e
arrancamento das fibras.
A seqüência de eventos que sucede a fissuração da matriz é que determina a intensidade
do ganho de resistência e tenacidade do compósito. Após a fissuração da matriz, se a
capacidade de carga suportada pelas fibras for superior a carga do compósito no
momento da fissuração, a ruptura do material não será brusca e resultará na
redistribuição do carregamento entre a matriz e as fibras. Com o carregamento
concentrado nas fibras, a região da matriz nas extremidades da fissura está livre de
tensão. Com carregamentos adicionais, novas fissuras podem surgir nestas regiões até
que a matriz esteja dividida em vários segmentos, separada pelas fissuras, dando origem
ao processo denominado de múltipla fissuração.
Segundo NAAMAN (2002), quando analisados sob esforços de tração direta, os
compósitos podem se enquadrar em duas categorias distintas, ilustradas na Figura 2.1 e
descritas a seguir:
o Concretos reforçados com fibras, FRC, do inglês “fiber reinforced concrete” ou
FRCC, do inglês “fiber reinforced cement composites”. São compósitos com
comportamento de amolecimento na pós-fissuração (“strain softening”), onde a
resistência pós-fissuração, em tração, é inferior à resistência de fissuração, caracterizado
pela localização e abertura de uma fissura única (Figura 2.1-a).
o Compósitos à base de cimento de alto desempenho reforçado com fibras,
HPFRCC, do inglês “high performance fiber reinforced cement composites”. Formam
uma classe de compósitos em que a resposta tensão x deformação na tração exibe um
comportamento de endurecimento acompanhado de múltipla fissuração (“strain
hardening”), onde a resistência pós-fissuração em tração é maior ou igual à resistência
de fissuração (Figura 2.1-b).
Observa-se que as curvas dos dois concretos são similares na região inicial (trecho OA)
e na região final (trecho BC). A diferença consiste na porção intermediária (trecho AB),
presente apenas nos concretos do tipo HPFRCC, onde a tensão aumenta com a
14
deformação, com a ocorrência do processo de múltipla fissuração. Este trecho é que
caracteriza o comportamento deste tipo de compósito.
Figura 2.1 – Comparação típica tensão x deformação entre FRC e HPFRCC,
sob tração direta (adaptado de NAAMAN, 2002, 2008).
Ainda, segundo NAAMAN (2002), quando analisados sob esforços de tração na flexão,
os compósitos têm recebido a seguinte denominação:
o Compósitos dúcteis de alto desempenho reforçado com fibras, DFRCC, do
inglês “ductile fiber reinforced cement composites”. Descreve uma classe particular de
compósitos reforçados com fibras que exibem múltipla fissuração na flexão (“deflection
hardening”), mas não na tração direta. A Figura 2.2 mostra uma curva típica carga x
deslocamento deste tipo de compósito.
15
Figura 2.2 – Curva típica carga x deslocamento para compósitos cimentícios na flexão.
A Figura 2.3 ilustra com maior clareza a classificação dos materiais. O concreto de
classe HPFRCC é um tipo de FRCC com fissuração múltipla e endurecimento na tração
e na flexão (neste caso, pode ser considerado um DFRCC). Por outro lado, DFRCC
engloba os concretos de classe FRCC, porém com múltipla fissuração somente na
flexão. E os concretos de classe ECC, citados anteriormente, são considerados como
concretos de endurecimento tanto na tração (HPFRCC) como na flexão (DFRCC).
Figura 2.3 – Classificação dos materiais cimentícios* (MATSUMOTO et al., 2002).
*(1) SIFCON – “Slurry Infiltrated Fiber CONcrete”: produzido por infiltração de uma lama cimentícea
com as fibras já pré-posicionadas.na fôrma.
(2) SIMCON – “Slurry Infiltrated Mat”: ”: produzido por infiltração de uma lama cimentícea com as
fibras na forma de tecido já pré-posicionadas.na fôrma.
(3) Ductal – compósito baseado no conceito de pós-reativos.
16
Os concretos produzidos na presente tese enquadram-se na classe de concretos do tipo
DFRCC. Sua utilização em aplicações estruturais pode ser analisada em termos de
propriedades do material, dividindo-se com relação à geometria da fissura e resposta do
material. Por exemplo, devido às finas e distribuídas fissuras, esta classe de concreto
permite o controle da infiltração de agentes agressivos que causariam a corrosão do
reforço de aço, fornecendo, portanto, características de durabilidade. Também
possibilitam a redução do dano nas estruturas, assegurando durabilidade e condições de
servicibilidade mesmo após exposições a condições extremas. Além destas e outras
aplicações, sua capacidade de alta deformação fornece ductilidade estrutural,
possibilidade de uso como reforço, redução ou eliminação de reforços convencionais
NAAMAN (2002, 2004). Entretanto, a eficiência da fibra em melhorar as propriedades
do compósito depende de sua interação com a matriz, que garante a transferência de
tensões da matriz para a fibra. Essa interação só é conseguida garantindo uma boa
dispersão das fibras, o que está intimamente relacionado com a reologia da matriz.
2.2 Propriedades reológicas
Concretos reforçados com fibras, em seu estado plástico, mesmo sendo trabalháveis
após vibração, apresentam uma estrutura mais enrijecida em relação ao concreto sem
reforço fibroso. Esta característica conduz a um problema associado com a utilização de
fibras em concreto, que é a redução da sua trabalhabilidade, principalmente para altas
frações volumétricas. Por isto, um dos importantes critérios na produção de compósitos
com fibras curtas distribuídas aleatoriamente é a garantia da dispersão uniforme das
fibras na matriz de concreto de maneira a evitar sua segregação e a formação de
novelos, o que ocasionaria a redução das propriedades mecânicas do compósito. A má
distribuição das fibras fornece mínimo reforço em algumas partes do concreto, agindo
como imperfeições no compósito. Por outro lado, a dispersão uniforme das fibras atenua
o efeito das imperfeições causadas pelas mesmas, maximizando a eficiência do reforço.
Em geral, a maior redução na trabalhabilidade do concreto ocorre para fibras mais
longas e com maior relação de aspecto (relação entre o comprimento e diâmetro da
fibra, l/d).
OZYRUT et al. (2006) mostraram o efeito do tipo de concreto e tempo de vibração na
dispersão das fibras de aço imediatamente após a pega. Uma amostra de cada concreto
17
foi reduzida em quatro partes iguais e o teor de fibras em cada seção foi calculado.
Constataram que a maior segregação de fibras ocorre com o aumento no tempo de
vibração. Observaram que concretos com agentes modificadores de viscosidade
mostraram ser mais resistentes à segregação, sendo praticamente nula, mesmo após 8
minutos de vibração. Para concretos auto-adensáveis, estes apresentaram uma pequena,
mas não severa segregação de fibras. Além disso, notaram que fibras curtas (6 mm)
apresentaram menor tendência à segregação em relação às fibras longas (40 mm).
Adicionalmente, perceberam que maior teor de fibras foi encontrado na região da base
da amostra, como era de se esperar. A diferença de teores de fibras em cada seção da
amostra refletiu nas propriedades mecânicas do compósito, onde maiores valores de
resistência à tração por compressão diametral foram observados para as regiões de base
da amostra.
Experimentos realizados por YAZICI et al. (2006) mostraram que a trabalhabilidade do
concreto diminui com o aumento na relação de aspecto e na fração volumétrica de fibras
utilizadas. Para teores de 1,5% de fibras de aço, em volume, a redução na
trabalhabilidade do concreto foi na ordem de 46% em relação ao concreto sem reforço.
Uma das sugestões para impedir ou minimizar a redução da trabalhabilidade provocada
pelo uso de fibras tem sido a hibridização do reforço fibroso. Pela combinação de
diferentes fibras, a presença de uma fibra pode capacitar a utilização mais eficiente das
propriedades da outra. A combinação de dois ou mais tipos de fibras pode produzir um
compósito com melhores propriedades mecânicas que aquele alcançado usando apenas
um tipo de fibra (NEHDI e LADANCHUK, 2004).
O princípio na hibridização do reforço fibroso consiste na utilização de fibras curtas e
finas no controle da microfissuração e fibras longas e mais espessas sendo usadas para
possibilitar o efeito de “ponte”. Segundo VAN MIER (2004) a interferência no processo
de micro-fissuração e no controle da macro-fissuração do concreto através da utilização
de fibras híbridas pode proporcionar o aumento na resistência à tração e
consequentemente na ductilidade do concreto.
NEHDI e LADANCHUK (2004) relatam vários estudos que mostram os benefícios nas
propriedades mecânicas do concreto com a utilização de diferentes tipos de fibras.
Entretanto, é importante ressaltar que, nem sempre, a hibridização do reforço conduz a
incrementos nas propriedades do compósito. Portanto, é importante que o compósito
18
seja cuidadosamente e antecipadamente projetado de modo a alcançar os resultados
desejados. Nos estudos conduzidos por NEHDI e LADANCHUK (2004), utilizou-se
uma combinação de diferentes tipos de macro fibras de aço, além de macro e micro
fibras poliméricas. Mostraram que a combinação de diferentes configurações e
comprimentos de fibras de aço permite que a redução no espalhamento do concreto seja
minimizada.
Uma outra linha de investigação para o controle da trabalhabilidade tem sido a
utilização de adições minerais. De acordo com SHI et al. (2002), um concreto com
excelente propriedade reológica deve ter baixa resistência interna ao escoamento e
apropriada coesão de modo a evitar desagregação dos materiais. Alterações na
trabalhabilidade do concreto para se obter tal comportamento pode ser alcançado com a
utilização de pós finos, tais como, sílica, calcário e escória. Em seus estudos, mostraram
que a utilização de sílica ativa em substituição ao cimento pode aumentar a fluidez e
reduzir a tensão cisalhante do concreto para um teor máximo de 6% e em menor
proporção, para o teor de 9%. Este comportamento pode ser atribuído ao efeito
lubrificante proporcionado pelas partículas esféricas de sílica ativa, minimizando a
ligação mecânica entre as partículas de cimento, assim como entre os agregados, e
permitindo o escoamento do concreto fresco.
A influência na trabalhabilidade do concreto com a utilização de duas ou mais adições
minerais em substituição ao cimento será em função de suas características físicas e
químicas. Misturas contendo sílica ativa e escória apresentaram acréscimos na
trabalhabilidade do concreto em teores iguais a 27% para a escória e 3% para a sílica
ativa em substituição ao material cimentíceo, em relação ao concreto contendo somente
escória no teor de 30%. Em menor escala, também foram observados acréscimos na
trabalhabilidade nos teores de 24% para a escória e 6% para a sílica ativa. Entretanto,
concretos com diferentes teores de pó de calcário juntamente com sílica ativa
apresentaram resultados de trabalhabilidade inferiores aos concretos contendo somente
pó de calcário. Estes comportamentos distintos podem estar relacionados com a
interação entre o cimento e as partículas das adições minerais. Estudos mostram que a
microestrutura vítrea da escória pode adsorver partículas do superplastificante e formar
uma camada elétrica em sua superfície, produzindo o efeito dispersante na pasta. Por
outro lado, a superfície não vítrea do pó de calcário atua de maneira oposta à escória,
19
unindo-se às partículas de cimento e formando um estado de coagulação, que dificulta o
escoamento das mesmas (SHI et al., 2002).
Os estudos de EREN e CELIK (1997) mostraram que a incorporação de sílica ativa em
concretos reforçados com fibras de aço propicia o aumento da coesividade e a redução
na segregação da matriz de concreto.
Outros benefícios também podem ser associados à utilização de adições minerais, como
redução de permeabilidade e conseqüente aumento da durabilidade, desenvolvimento de
altas resistências e maior resistência ao ataque de sulfatos. Além disso, as adições
minerais exercem importante função na zona de transição dos compósitos, que
compreende uma região de 10 a 20 μm da superfície da fibra, que está associada com a
exsudação de água em torno da fibra e ao ineficiente empacotamento das partículas de
cimento. A exsudação de água pode resultar em falhas ou vazios no concreto e na maior
quantidade de hidróxido de cálcio formado. Estas fontes de enfraquecimento na zona de
transição podem não existir em matrizes densificadas, devido à baixa relação
água/cimento e a utilização de materiais pozolânicos, como sílica ativa, que reagem com
o hidróxido de cálcio para a formação de silicato de cálcio hidratado. A alta resistência à
compressão devido à baixa relação água/cimento e a estrutura densificada da matriz
através da utilização de materiais pozolânicos ocasiona aumentos consideráveis na
resistência à aderência do concreto.
Os compósitos também podem apresentar melhor desempenho reológico com a
utilização da micro-fibra mineral denominada volastonita. Escassa informação sobre
este tipo de material está disponível na literatura, principalmente com relação ao efeito
da geometria da fibra e sua relação de aspecto, como reforço de materiais a base de
cimento. Os estudos encontrados na literatura, avaliando a influência da utilização
destas micro-fibras, estão mais direcionados aos significativos acréscimos nos valores
de resistência à flexão e nas características de durabilidade dos compósitos, do que sua
influência no estado plástico (LOW e BEAUDOIN, 1992, 1993 e 1994).
Excelente dispersão de fibras também pode ser obtida com a produção de concretos
auto-adensáveis. O aumento no teor de finos do concreto e a redução na proporção de
agregado graúdo permitem a obtenção de matrizes capazes de tolerar altas frações
volumétricas de fibras, produzindo um concreto fibroso auto-adensável. Em recente
trabalho, MARANGON (2006) produziu e caracterizou concretos fibrosos auto-
20
adensáveis reforçados com frações volumétricas variando de 0 a 2%. Para a obtenção de
tal compósito, fez- se uso de areia com duas frações granulométricas, fíller denominado
de sílica 325, e redução na quantidade de agregado graúdo (diâmetro máximo de 6,3
mm) com o aumento no teor de fibra.
2.3 Propriedades mecânicas
O objetivo principal da utilização de reforço fibroso em matrizes frágeis é o acréscimo
em suas propriedades mecânicas, principalmente na capacidade de deformação. A
adição de fibras em matrizes a base de cimento (pasta, argamassa ou concreto) altera o
comportamento mecânico do concreto fibroso, principalmente na região pós-fissuração.
Entretanto, mudanças na região pré-fissuração também podem ser observadas. Certas
características como o tipo e geometria da fibra, fração volumétrica, relação entre o
módulo de elasticidade da fibra e o da matriz e a relação entre a resistência da fibra e da
matriz são alguns fatores que provocam esta alteração no comportamento mecânico do
compósito.
Em geral, as fibras são divididas em dois grupos baseados no seu comprimento: macro
fibras e micro fibras. No grupo das macro-fibras encontram-se àquelas com
comprimentos iguais ou superiores a 30 mm. Elas permitem a transferência de cargas
através das macro-fissuras, contribuindo para o comportamento pós-fissuração do
compósito. Nesta região, as fibras possuem duas funções (BENTUR & MINDESS,
2007): (i) aumentar a resistência do compósito em relação à da matriz, uma vez que elas
transferem tensões e cargas através das fissuras; e (ii) aumentar a tenacidade do
compósito, uma vez que elas possibilitam os mecanismos de absorção de energia
relacionados com os processos de descolamento e arrancamento das fibras que
atravessam as fissuras. No segundo grupo estão as micro-fibras, que são mais finas e
mais curtas em relação às macro fibras, com dimensões longitudinais na faixa de 50 μm
a 2 mm Elas retardam a nucleação e coalescência das micro-fissuras, impedindo seu
alargamento devido ao pequeno espaçamento entre as fibras no interior da matriz de
concreto, o que aumenta a probabilidade de uma micro-fissura ser interceptada por uma
fibra. Nesse sentido, as micro-fissuras contribuem, principalmente, no comportamento
pré-fissuração do compósito, podendo incrementar propriedades como módulo de
21
elasticidade e tensão referente à carga de primeira fissura do compósito em relação à
matriz de referência.
Compósitos com fibras de origens variadas, como sisal, polipropileno, côco, juta e aço,
têm sido estudados através de ensaios em elementos submetidos a esforços tanto de
compressão, como flexão e tração. Fibras metálicas, como fibras de aço, por possuírem
alto módulo de elasticidade e boa aderência mecânica, após a fissura, permitem a
transferência de cargas da matriz para as fibras, proporcionando acréscimos na
resistência do compósito. Fibras minerais, como a fibra de vidro, possuem alto módulo
de elasticidade, o que permite que, após a fissuração, a carga também seja transferida da
matriz para as fibras. Entretanto, sua aderência não é tão boa e a ruptura é relativamente
frágil. Fibras de baixo módulo de elasticidade, como as fibras de polipropileno e sisal,
são mais benéficas no incremento da tenacidade da matriz do que no aumento da
resistência. Entretanto, a fibra de aço continua a ser a mais utilizada como elemento de
reforço das matrizes a base de cimento. Sua grande utilização está associada à excelente
compatibilidade existente entre o aço e o concreto, já verificada no concreto armado e
protendido, à facilidade de utilização, e ao ganho de tenacidade e de resistência a cargas
estáticas e dinâmicas que pode prover ao concreto. Além disso, a alta relação entre o
módulo de elasticidade da fibra de aço e o da matriz facilita a transferência de cargas
após a fissuração da matriz.
Para YAZICI et al. (2006) a fração volumétrica de fibras e a razão de aspecto da fibra,
isto é, a relação entre o comprimento e diâmetro da fibra (l/d), são as características
mais importantes que afetam as propriedades mecânicas do compósito.
No que diz respeito à relação de aspecto, o desempenho do compósito é diretamente
proporcional a esta característica, ou seja, maiores relações de aspecto proporcionam
maiores acréscimos nas propriedades dos compósitos. Entretanto, esta característica
deve ser limitada para que não interfira nas propriedades reológicas do concreto.
Segundo NUNES et al. (2001) a relação de aspecto é um índice que indica a eficiência
da fibra na tenacidade à flexão do compósito. A tenacidade do compósito será maior
com o incremento nas características de aderência-deslizamento da fibra na matriz
(resistência ao arrancamento da fibra) e com o aumento no número de fibras por
unidade de volume que interceptam a fissura. O incremento nas características de
aderência-deslizamento da fibra na matriz é possível com a alteração no seu
22
comprimento, de forma a melhorar o mecanismo de transferência de tensões friccionais.
Por outro lado, o aumento no número de fibras pode ocorrer com o aumento na fração
volumétrica do compósito ou com a redução do diâmetro equivalente das fibras, para
um mesmo comprimento. No que se refere à relação de aspecto das fibras (l/d) percebe-
se que, o aumento na relação de aspecto das fibras representa o aumento no seu
comprimento ou a redução do diâmetro equivalente das mesmas. Portanto, o aumento da
relação de aspecto representa o incremento à resistência ao arrancamento das fibras ou
também o aumento no número de fibras que interceptam as fissuras. Assim, quanto
maior é a relação de aspecto, maior é a tenacidade do compósito.
NUNES et al. (2001) realizaram testes em concretos reforçados com fibras de aço
segundo dois grupos de análise: fibras com mesmo comprimento (relação de aspecto
variada) e fibras com mesma relação de aspecto (comprimentos de fibras variados). No
primeiro grupo de análise, mostraram que para um mesmo comprimento de fibra, a
alteração na relação de aspecto da mesma, através da redução do diâmetro, ocasiona
efeitos na tenacidade à flexão para baixos níveis de deflexão (0,5mm e 1,0mm). Este
procedimento significa alteração no número de fibras no interior do compósito que são
capazes de “atravessar as fissuras”. Para níveis maiores de deflexão, os efeitos da
relação de aspecto são insignificantes. Isto ocorre devido ao fato que, para maiores
níveis de deslocamento, as fissuras estão se abrindo e as fibras sendo arrancadas. Nesta
região, a característica preponderante é o aumento no comprimento da fibra para a
transferência de tensões da matriz para a fibra e conseqüente aumento da tenacidade.
Assim, a influência da relação de aspecto, para fibras com mesmo comprimento, não é
significante para altos níveis de deslocamento. Além disso, mostraram que as maiores
alterações na tenacidade do compósito foram provocadas pelo teor de fibra utilizado. No
segundo grupo de análise, observaram que mudanças no comprimento de fibra
acarretam efeitos na tenacidade do compósito para níveis de deflexão de 2,0mm e
3,0mm.
Embora o índice relacionado à relação de aspecto não seja suficiente para explicar o
comportamento à tenacidade do compósito, sua importância consiste no fato que
apresenta influência significativa para baixos níveis de deflexão do concreto onde as
fissuras estão se propagando. Consequentemente, estão relacionados com a condição de
servicibilidade das estruturas de concreto e sua durabilidade através do controle de
fissuração, dificultando a penetração de agentes agressivos.
23
Em relação à fração volumétrica, este é um parâmetro importante no comportamento do
concreto fibroso. Em um compósito, existe um volume mínimo de fibras, denominado
de volume crítico, cuja finalidade é a capacidade de resistir ou aumentar a carga de
primeira fissura da matriz. As fibras apenas contribuirão para a resistência do compósito
quando o volume utilizado for superior ao volume crítico. Nesta situação, o modo de
fratura do compósito é caracterizado por múltipla fissuração da matriz. Após a primeira
fissura, a carga suportada pela matriz é transferida para as fibras que devido ao
suficiente volume podem suportar tensões sem ruptura. Em contrapartida, quando o
volume utilizado for inferior ao volume crítico, o modo de fratura é acompanhado pela
propagação de uma única fissura, visto que o volume de fibras é insuficiente para
suportar cargas.
Além dos aspectos relacionados acima, a geometria da fibra também influencia nas
propriedades do compósito, na medida em que altera a aderência entre fibra e matriz.
Fibras com extremidade em gancho ou onduladas, por exemplo, acarretam maiores
alterações no compósito quando comparadas às fibras lisas. É na região pós-fissuração
que se concentra a grande influência das fibras no compósito, onde as fibras cruzam as
fissuras que se propagaram na matriz frágil, transmitindo carga de um ponto a outro na
matriz e impedindo a ruptura brusca do material. O mecanismo de transferência de
tensões em matrizes fissuradas influenciará a resistência e a deformação última do
compósito, assim como seu modo de ruptura.
2.3.1 Resistência à compressão
A resistência à compressão é uma das propriedades mais importantes do concreto, pois é
uma referência na classificação do material e, indiretamente, na sua durabilidade. A
partir do ensaio de compressão e do seu diagrama tensão-deformação é possível obter,
além da resistência à compressão, outras propriedades necessárias ao dimensionamento
estrutural, como deformação de pico, módulo de elasticidade, coeficiente de Poisson e
tenacidade.
Quando submetidos a esforços de compressão, os elementos de concreto estão sob
tensões axiais de compressão, tensões internas e tensões de cisalhamento. Tensões
internas originam-se na concentração de tensões em micro-fissuras que surgem no
concreto durante o esforço, nos vazios e nas proximidades do agregado e fibra, quando
de sua utilização. Estas tensões são as principais responsáveis pela ruptura de materiais
24
frágeis, que normalmente acontece pela propagação de uma fissura superficial, de
fissuras na zona de transição matriz-agregado ou pela iniciação de fissuras a partir dos
poros internos do concreto sob carregamento. A principal função das fibras incide na
prevenção da ruptura brusca do concreto. Elas controlam a propagação da fissura,
interligando as superfícies da fissura, como um efeito de “ponte”, prevenindo uma falha
abrupta. Sua presença e influência na fissuração do concreto produzem alterações no
comportamento tensão versus deformação do concreto sob esforços de compressão.
Possibilitam o aumento da resistência residual (pós-pico) em relação à matriz sem
reforço e a manutenção de uma determinada resistência residual mesmo a grandes
deformações.
Para inclusões de frações volumétricas inferiores a 1% de fibras de baixo módulo de
elasticidade, em geral, a resistência à compressão de compósitos não é
consideravelmente afetada. Estudos mostram que reduções em torno de 10% podem ser
obtidas com a utilização de frações volumétricas próximas a 0,5% de fibras de
polipropileno e sisal (VELASCO, 2002). Para frações volumétricas acima de 1%, a
redução nos valores de resistência à compressão, para concretos produzidos com fibras
de baixo módulo de elasticidade, pode estar compreendida na faixa de 13 a 30%
(TOLEDO FILHO, 1997; MOTA, 2001; RESENDE, 2003). Com a utilização de fibras
de alto módulo de elasticidade, como as fibras de aço, os acréscimos obtidos nos valores
de resistência à compressão são bastante expressivos. Por exemplo, acréscimos
superiores a 25% foram registrados quando uma fração volumétrica da ordem de 1,5%
foi adicionada ao concreto de resistência normal (BALAGURU e SHAH, 1992).
Segundo BALAGURU e SHAH, 1992, concretos de resistência normal necessitam de
menores frações volumétricas de fibras para produzir ruptura dúctil do que concretos de
alto desempenho.
Com uma fração volumétrica de 2,5% de fibras de aço, LOPES (2005) obteve
acréscimos de 60% no valor de resistência à compressão em um concreto de referência
com resistência de 40 MPa, aos 28 dias. O concreto produzido apresentou elevado
tempo de VeBe, 80 segundos.O aumento na resistência à compressão das matrizes é
proveniente da alta rigidez da fibra e do confinamento lateral interno por elas produzido.
Estudos realizados por EREN e CELIK (1997) mostram que a utilização de 0,5%, 1% e
2%, em volume, de fibras de aço em concretos de alto desempenho, com adição de 10%
de sílica ativa, acarretaram acréscimos de no máximo 3% nos valores de resistência à
25
compressão, aos 28 dias, em relação à matriz sem reforço. Entretanto, reduções nos
valores de resistência à compressão da ordem de 23% foram observadas para os
mesmos concretos reforçados com fibras de aço, porém, produzidos com a adição de
5% de sílica ativa. Além disso, concretos reforçados com fibras de aço produzidos sem
a utilização da adição mineral apresentaram reduções nos valores de resistência à
compressão da ordem de 40%.
SONG e HWANG (2004) também investigaram os acréscimos nas propriedades
mecânicas de concretos de alto desempenho reforçados com frações volumétricas de
0,5%, 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço, em comparação ao concreto de alto desempenho
sem reforço. As fibras tinham comprimento de 35mm e diâmetro de 0,55mm, com
relação de aspecto igual a 64. A utilização de fibras de aço proporcionou acréscimos na
resistência à compressão na faixa de 7,1% a 15,3%, sendo o máximo obtido (15,3%)
para concretos reforçados com 1,5% de fibras.
YAZICI et al. (2006) utilizaram três geometrias de fibras de aço no teor de 0,5%, 1% e
1,5% para estudar o efeito da relação de aspecto e da fração volumétrica das fibras nas
propriedades mecânicas dos compósitos. Seus estudos mostraram que incrementos nos
valores de resistência à compressão na faixa de 4 a 19% foram obtidos com o aumento
na relação de aspecto e na fração volumétrica utilizada.
Além do módulo de elasticidade da fibra e da fração volumétrica utilizada, outros
fatores podem interferir na resistência à compressão dos compósitos, podendo-se citar a
geometria da fibra (tamanho e forma da seção), a resistência da matriz, o diâmetro
máximo do agregado e o método de produção do compósito. O aumento na relação de
aspecto da fibra (relação comprimento/diâmetro) proporciona acréscimos na capacidade
de absorção de energia pós-fissuração. Segundo BALAGURU e SHAH (1992), esta
característica apresenta maior intensidade em fibras retas e lisas do que em fibras com
extremidade em gancho. Com relação à composição da matriz, suas características de
aderência com a fibra contribuem para a resistência e ductilidade do concreto. Matrizes
contendo sílica ativa tendem a propiciar melhor aderência com as fibras, resultando no
melhor desempenho do compósito. Com relação ao método de produção, este deve ser
eficiente de modo a fornecer uma dispersão uniforme das fibras e prevenir a formação
de novelos de fibras durante a mistura, de forma a garantir boas propriedades
mecânicas.
26
2.3.2 Resistência à tração na flexão
O comportamento à tração na flexão é a propriedade mais importante no estudo de
concretos reforçados com fibras, uma vez que, na maioria das aplicações, o compósito
está sujeito a algum esforço de flexão. Além disso, a resistência à tração na flexão é a
propriedade que apresenta maiores acréscimos nos seus valores com a utilização de
fibras. Após o surgimento da primeira fissura, a carga de pico pode ser equivalente ao
dobro ou triplo da carga de primeira fissura. Este comportamento será dependente do
volume e do tipo de fibra utilizada.
A avaliação do comportamento do concreto sob esforços de flexão pode ser realizada
através de ensaio de flexão, segundo procedimentos da norma ASTM C1018 (1997). A
carga é aplicada através de suportes que permitem a rotação. A leitura das deflexões é
realizada por meio de transdutores elétricos (LVDT’s), localizados no meio do vão e
fixos a um dispositivo situado a meia altura por todo o perímetro da amostra. Visto que
os valores de carga e deslocamento referentes à primeira fissura são usados no cálculo
dos parâmetros de tenacidade, é de suma importância a precisa medição dos mesmos.
Os resultados dos ensaios de flexão são expressos através de curvas carga versus
deslocamento, através das quais se obtém a carga de fissuração e, principalmente,
mostram a importância das fibras na tenacidade do material, ou seja, na capacidade de
absorção de energia do material, mostrando a habilidade do compósito em suportar
grandes deformações antes da ruptura. Esta característica é avaliada através do cálculo
dos índices de tenacidade. O acréscimo na tenacidade favorece a utilização dos
compósitos, principalmente, em estruturas sujeitas a esforços de fadiga e impacto.
A forma da curva obtida no ensaio será influenciada pelo tipo e geometria da fibra,
fração volumétrica e resistência da matriz. A contribuição na resistência à tração na
flexão e na ductilidade do concreto, de fibras curtas distribuídas aleatoriamente, pode
ser avaliada de acordo com a Figura 2.4.
27
Região I
δcr
δm
Região II
δo δmo
Deflexão
Pmo
Po
Pcr
Pm
Carga
Figura 2.4 – Comportamentos típicos de compósitos na resistência à tração na flexão.
A Figura 2.4 apresenta duas regiões distintas: zona elástica antes da fissuração (região I)
e zona inelástica até a ruptura (região II). Na região I, o comportamento do compósito é
controlado pela matriz. O término desta região corresponde ao início da fissuração da
matriz e o ponto onde o gráfico desvia da linearidade. Geralmente, a obtenção deste
ponto, denominado de carga de primeira fissura (P
cr
), não é trivial, o que leva muitos
estudiosos a associarem o valor da carga máxima de ruptura (P
m
) com a carga de
primeira fissura (P
cr
). Este procedimento pode gerar resultados contraditórios entre
diversos trabalhos, uma vez que a carga de primeira fissura é usualmente utilizada para
a determinação dos índices de tenacidade dos compósitos.
Na região II, o comportamento do compósito é controlado em sua maior parte pelas
fibras, com uma pequena contribuição da matriz durante a propagação inicial da fissura.
Após a fissuração, há uma transferência de tensões da matriz para as fibras, o permite
uma deformação do compósito até certa deflexão δ
o
. A partir deste ponto, a capacidade
das fibras de continuar suportando cargas pode ou não gerar um aumento de carga do
compósito até um valor máximo pós-pico P
mo
. Em seguida, há uma redução da
capacidade portante até a ruptura do compósito. Para compósitos com fibras curtas e/ou
com baixa fração volumétrica de reforço, a carga máxima pós-pico P
mo
não excede a
carga máxima de ruptura P
m
. O valor correspondente a P
mo
pode ser superior a P
m
com a
utilização de altas frações volumétricas de fibras de alto módulo de elasticidade, como
28
fibras de aço, ou compósitos reforçados com fibras longas e alinhadas, onde o
comprimento de embebimento da fibra é suficiente para a transferência de tensões.
O formato da curva será dependente de alguns fatores, entre eles, a relação de aspecto
(relação comprimento/diâmetro) da fibra e as propriedades mecânicas das matrizes. O
aumento na relação de aspecto leva ao aumento da resistência à tração na flexão do
compósito, além de aumentar sua capacidade de absorver energia. Com relação às
propriedades mecânicas das matrizes, matrizes mais densas e resistentes propiciam
melhor aderência fibra-matriz, melhorando o comportamento pós-fissuração do
compósito.
Portanto, é notável a alteração que a utilização de fibras acarreta nos concretos,
modificando o seu comportamento na região pós-fissuração, permitindo maior
deformação dos compósitos devido ao aumento na capacidade de absorção de energia,
propriedade tal que, devido a inúmeras discussões como deve ser calculada, existe um
grande número de normas e diversas configurações de ensaios para determiná-la. As
técnicas utilizadas envolvem a aplicação de carga em alta ou baixa velocidade e a
aplicação múltipla de carga (BENTUR e MINDESS, 2007).
Na categoria de ensaios de alta velocidade estão os testes de impacto, do tipo
qualitativo, semi-quantitativo e quantitativo, nos quais a tenacidade é determinada como
a energia necessária para produzir a ruptura completa (em vários pedaços) do corpo de
prova ensaiado por aplicação de carga, através da queda de um peso ou de um pêndulo.
A diferença nos tipos de ensaio consiste na forma de avaliação (visualmente ou
analiticamente) e na configuração do ensaio. Nessa categoria estão, também, os testes
no qual a tenacidade é determinada empiricamente por um número de aplicações de
cargas repetidas necessárias para provocar a primeira fissura visível e a ruptura do
concreto. Segundo JOHNSTON (1985), citado por BENTUR e MINDESS (2007),
ensaios convencionais de fadiga, envolvendo ciclos repetidos de carga aplicados em alta
frequência, também se enquadram nessa categoria.
Na categoria de ensaios de baixa velocidade de aplicação de carga estão os ensaios de
ciclo único, chamados de ensaios de carregamento estático, nos quais a tenacidade é
determinada como sendo a energia representada pela área sob a curva tensão-
deformação em tração ou compressão uniaxial, ou pela área sob a curva carga-deflexão
em flexão. (TOLEDO FILHO, 1997). A caracterização da tenacidade através do ensaio
29
de flexão é o mais usado por simular de forma mais realista os carregamentos
observados na prática e por apresentar maior simplicidade na execução do que o ensaio
de tração.
Para a avaliação da tenacidade, a literatura apresenta alguns métodos, entre eles: ACI
Committee 544 (1982), ASTM C1018 (1992), Norma Japonesa JCSE-SF4 (1983) e
Norma Belga NBN B15-238 (1992).
A avaliação da tenacidade pelo ACI Committee 544 (1982) foi o primeiro índice de
absorção de energia utilizado para a caracterização do comportamento de concretos
reforçados com fibras. É definido como a relação da área sob a curva até uma deflexão
de 1,9 mm pela área sob a curva até a deflexão de primeira fissura. No presente
trabalho, com fins comparativos, os índices de tenacidade, obtidos segundo as normas
descritas anteriormente, são avaliados.
Pesquisas realizadas por SONG e HWANG (2004) em concretos de alto desempenho
reforçados com fibras de aço mostraram que acréscimos nos valores de resistência à
tração na flexão são diretamente proporcionais ao volume de fibras. O uso de 0,5%, 1%,
1,5% e 2%, em volume, de fibras ocasionaram acréscimos de 28,1%, 57,8%, 92,2% e
126,6%, respectivamente, nos valores de resistência à tração na flexão.
Resultados obtidos por BALAGURU e NAJM (2004) mostraram valores de módulo de
ruptura na primeira fissura variando de 6 a 8,5 Mpa para misturas reforçadas com teor
de fibras de aço variando de 2 a 3,75%, em volume. A máxima tensão à flexão
equivalente foi de 24 Mpa. Vale ressaltar que todas as misturas continham sílica ativa
em sua composição e com exceção de uma mistura de concreto de relação água/cimento
igual a 0,28, as demais eram argamassas cujo água/cimento variava de 0,28 a 0,32.
YAZICI et al. (2006) mostraram que a resistência à flexão de concretos reforçados com
diferentes geometrias de fibras de aço nas frações volumétricas de 0,5%, 1% e 1,5%
apresentou acréscimos na faixa de 3 a 81% em relação ao concreto sem reforço. Os
acréscimos obtidos foram diretamente proporcionais a relação de aspecto e ao teor de
fibra. Além disso, observaram que as fibras de aço proporcionaram acréscimos bem
mais expressivos na resistência à flexão em relação à resistência à compressão.
30
2.3.3 Resistência à tração direta
Os materiais à base de cimento são frágeis quando submetidos a esforços de tração. Isto
motivou o surgimento do concreto armado, do concreto protendido e dos materiais
compósitos, onde as fibras atuam eficientemente neste tipo de solicitação. Sua principal
função é impedir a ruptura brusca do material, proporcionando ganho de resistência pós-
fissuração e aumento na capacidade de absorção de energia.
Assim como na avaliação do comportamento à compressão e flexão, o comportamento à
tração de compósitos reforçados com fibras é governado pela matriz, até o surgimento
da primeira fissura. Após a fissuração da matriz, há uma transferência de carga da
matriz para as fibras, permitindo o desenvolvimento de tensões e deformações maiores
para o compósito.
Segundo BALAGURU e SHAH (1992), três tipos de comportamento podem ser
observados com a utilização de fibras em matrizes frágeis de cimento submetidas a
esforços de tração direta. O primeiro comportamento está mostrado na Figura 2.5-a,
onde o compósito rompe imediatamente após a fissuração da matriz, sem a eficiente
transferência de cargas da matriz para as fibras. Este tipo de ruptura pode ser
caracterizado pelo volume de fibras utilizado ser muito baixo. O segundo
comportamento é dominado pela matriz até a sua fissuração. Após a fissuração da
matriz, o compósito ainda resiste a cargas inferiores a carga de ruptura. Neste processo a
carga é transferida da matriz para as fibras e a ruptura é caracterizada pelo arrancamento
das fibras. Este tipo de compósito não acarreta acréscimos na resistência, entretanto
fornece ductilidade ao material (Figura 2.5-b). A Figura 2.5-c mostra o terceiro
comportamento do compósito sob tração direta com três segmentos, que é dominado
pelo aumento da carga mesmo após a fissuração da matriz. Com o acréscimo de carga,
fissuras surgirão ao longo da peça resultando no processo denominado de múltipla
fissuração e no descolamento da fibra. O arrancamento das fibras tem início após o
compósito atingir a carga de ruptura. Este comportamento depende se a fração
volumétrica de fibras é suficiente de forma que as fibras proporcionem aumento de
carga após a fissuração da matriz. E a inclinação pós-fissuração dependerá da fração
volumétrica de fibras e da sua capacidade de adesão à matriz.
31
(a) (b) (c)
Figura 2.5 – Tipos de comportamentos para compósitos submetidos a esforços de tração
direta (BALAGURU e SHAH, 1992)
O comportamento sob tração direta de compósitos com fibras, além de sofrer influência
do tipo e do volume de fibra, é dependente da dispersão e consequentemente da
orientação das fibras que, não sendo perfeitamente definida, pode gerar dispersão de
resultados para o mesmo tipo de compósito. Durante o processo de mistura as fibras são
dispersas aleatoriamente e no lançamento, apenas parte das fibras estará alinhada na
direção do carregamento.
O comprimento das fibras também constitui um fator que afeta o comportamento do
compósito. Compósitos com fibras longas e alinhadas na direção do carregamento
acarretam maiores acréscimos nos valores de resistência, em relação aos compósitos
com fibras curtas distribuídas aleatoriamente na matriz de concreto. Isto ocorre devido
ao fato que o comprimento das fibras é suficiente para a redistribuição de tensões,
permitindo o surgimento de novas fissuras e o incremento na resistência. Mesmo com a
utilização de fibras de baixo módulo de elasticidade, compósitos desta natureza
apresentam um comportamento pós-fissuração com ganho de resistência, caracterizado
como “strain hardening”. MELO FILHO (2005) realizou ensaios de tração direta em
compósitos laminados cimentícios com dimensões 50 x 200 x 12 mm, reforçados com
fibras longas e alinhadas de sisal com variações na fração volumétrica, pressão de
moldagem e número de camadas de reforço fibroso. O comportamento pós-fissuração
foi caracterizado pelo aparecimento de múltiplas fissuras com aumentos significativos
na resistência à tração direta pós-fissuração. O estudo mostrou a potencialidade do uso
de laminados à base de cimento reforçados com fibras longas e alinhadas de sisal em
sistemas semi-estruturais e estruturais.
32
De modo geral, compósitos com fibras curtas não apresentam o comportamento de
múltipla fissuração como acontece com os compósitos com fibras longas e alinhadas.
Isto porque as fibras que cruzam a fissura, durante a fissuração da matriz, não possuem
comprimento de embebimento suficiente para a transferência de tensões, ao longo de
seu comprimento, para as regiões não fissuradas da matriz. O comportamento pós-
fissuração é caracterizado como “softening”, com predominância de arrancamento das
fibras, onde as tensões desenvolvidas são aquelas decorrentes do processo de decoesão
da interface fibra-matriz e do deslizamento friccional.
LIMA (2004) realizou ensaios de tração direta em compósitos reforçados com fibras
curtas e longas de fibras de sisal. No primeiro estudo, foram produzidos laminados de
dimensões 50 x 200 x 15 mm, reforçados com fibras curtas de sisal distribuídas
aleatoriamente na matriz cimentícea. Foram utilizadas frações volumétricas de 1%, 2%
e 3%. Verificou-se uma redução de no máximo 14% nos valores de resistência à tração
e um aumento em torno de 9% na deformação última do compósito, em relação à
matriz. Após a fissuração da matriz, o comportamento do compósito foi caracterizado
pela abertura de uma única fissura. Devido ao insuficiente comprimento de
embebimento da fibra na matriz, parte das fibras foram arrancadas e outra parte sofreu
ruptura. No segundo caso, o estudo de laminados reforçados com fibras longas de sisal
englobou três variáveis, sendo elas, o volume de fibras, a influência da dimensão da
amostra e o número de camadas de reforço. Os laminados apresentaram tensão de
ruptura superior à tensão da matriz, com surgimento de múltiplas fissuras para o
laminado com maior volume de fibras. Na avaliação da influência da dimensão da
amostra, observou-se que o maior comprimento de fibra permitiu melhor ancoragem e
maior número de fissurados do laminado. O modo de ruptura dos laminados foi
caracterizado tanto pela abertura de uma única fissura, quanto pelo aparecimento de
múltiplas fissuras, sendo influenciado pelas variáveis envolvidas.
O comportamento de endurecimento na tensão sob esforços de tração direta tem sido
obtido por BOULAY et al. (2004), que desenvolveram um compósito a base de
cimento, denominado CEMTEC
multi-escala
, com a finalidade de apresentar
comportamento de endurecimento pós-fissuração e alta resistência à tração. Este tipo de
compósito possibilita a utilização de até 11%, em volume, de três tipos de fibras com
geometrias variadas. Como materiais constituintes do traço citam-se o cimento, sílica
ativa, areia, água, superplastificante e fibras de aço, com uma relação água/cimento
33
igual a 0,20 e água/material cimentante igual a 0,16. Os resultados confirmaram o
comportamento de endurecimento do material à tração, apresentando resistência à
tração média de 20 MPa e módulo de elasticidade de 55,5 GPa.
Com relação à execução do ensaio de tração direta, este tornou-se um desafio na área de
materiais à base de cimento, devido a dificuldade e ao grande número de fatores que
envolve a perfeita realização do mesmo. Devido a esta complexidade, métodos indiretos
foram adotados para a obtenção dos valores de tração, como por exemplo, o ensaio de
tração na flexão e o ensaio de tração por compressão diametral. Entretanto, apesar da
existência de uma correlação entre os resultados obtidos pelo ensaio de tração direta
com os resultados obtidos através dos ensaios indiretos, estes não são suficientes para
descrever o comportamento dos compósitos pós-fissuração. Devido a este fato e aliado a
ausência de um teste padrão para amostras submetidas a esforços de tração direta, há a
necessidade do aprimoramento e desenvolvimento de um aparato para este ensaio.
Conforme citado por LIMA et al. (2005), os primeiros ensaios de tração direta em
materiais à base de cimento foram realizados conforme ensaios executados em barras de
aço, o que acarretou o surgimento de alguns problemas na execução do ensaio e,
consequentemente, nos resultados obtidos. O primeiro problema encontrado é
decorrente do esmagamento da amostra devido à pressão da garra da máquina de ensaio,
resultando em dano da amostra e concentração de tensões. O segundo refere-se à
dificuldade no alinhamento, podendo gerar excentricidade na amostra durante o ensaio,
transformando-se o ensaio de tração direta em flexo-tração. Segundo alguns
pesquisadores, citados por LIMA et al. (2005), a primeira tentativa em solucionar a
questão do esmagamento da amostra concentrou-se na colagem de placas de alumínio
nas laterais da amostra de forma a evitar o seu contato direto com as garras da máquina
de ensaio. Outros optaram pela transmissão indireta de carregamento através da
colagem das amostras, com adesivo epóxi, a uma estrutura auxiliar que seria fixa na
garra da máquina de ensaio. Desta forma a transferência de cargas da máquina para a
amostra poderia ser por tração, quando da colagem do topo da amostra na peça auxiliar,
ou por cisalhamento, quando da colagem de placas somente nas laterais da amostra.
2.3.4 Cisalhamento
A falta de um procedimento de teste padrão tem sido uma das causas para o número
limitado de estudos na avaliação da resistência ao cisalhamento de concretos reforçados
34
com fibras. Assim, apesar de alguns ensaios estruturais já terem demonstrado os
benefícios do reforço fibroso no comportamento ao cisalhamento de vigas, os códigos
de projeto ainda não o reconhece como alternativa, como por exemplo, para a redução
ou a substituição de estribos, apesar de estes serem usados para fornecer propriedades
que podem ser obtidas através do reforço fibroso. Assim, para gerar um banco de dados
com propriedades ao cisalhamento de concretos reforçados com fibras e desenvolver
provisões de códigos que explicitem estas propriedades, é relevante um maior número
de pesquisas e o desenvolvimento de um método de teste padrão.
Sabe-se que a ruptura por cisalhamento em concreto é do tipo frágil. Para minimizar
este efeito, estudos têm sido realizados para mostrar a eficiência do reforço fibroso no
controle e melhoria do desempenho ao cisalhamento em concretos estruturais. E assim
como nas propriedades descritas anteriormente, a resistência ao cisalhamento depende
do tipo e geometria da fibra, orientação e fração volumétrica utilizada.
Segundo SWAMY e BAHIA (1985) citados por MIRSAYAH E BANTHIA (2002), a
presença de até 1,2%, em volume, de fibras de aço de comprimento 50mm, em vigas
retangulares e vigas “T”, reduziram as deformações por cisalhamento e aumentaram a
resistência ao cisalhamento em aproximadamente 80%.
LI et al. (1992), citado por MIRSAYAH E BANTHIA (2002), realizaram estudos em
vigas sem a utilização de estribos e vigas com até 2% de reforço fibroso. Os resultados
mostraram que as vigas sem reforço fibroso romperam por fissuração diagonal ao
cisalhamento. Por outro lado, o reforço fibroso proporcionou acréscimos na resistência
ao cisalhamento último de até 183%, permitindo a ruptura por flexão.
NARAYANAN e DARWISH (1987), também citados por MIRSAYAH E BANTHIA
(2002), mostraram que as fibras reduziram o espaçamento entre fissuras em
aproximadamente um quinto em comparação às vigas com estribos, indicando uma
distribuição mais uniforme de tensões em vigas produzidas com reforço fibroso. Além
disso, concluíram que é necessário, no mínimo, 1% de fibras para alterar o modo de
ruptura por cisalhamento para flexão.
Os estudos de MIRSAYAH E BANTHIA (2002) mostraram que fibras de aço fornecem
melhorias significativas na resistência ao cisalhamento, sendo maiores com o aumento
no teor de fibra. Acréscimos de 88% e 51,7% foram obtidos com a utilização de 1,5%,
35
em volume, de fibras de aço lisas ou onduladas, respectivamente, em relação à matriz
sem reforço.
MARANGON (2006) realizou estudos em concretos fibrosos auto-adensáveis com
frações volumétricas na faixa de 1% a 2% de fibras de aço. Observou que a resistência
ao cisalhamento dos concretos foi fortemente afetada pela adição de fibras, com
aumento significativo na tensão última em relação ao concreto de referência sem fibras.
As resistências últimas ao cisalhamento dos concretos com fibras foram de 3,8 a 4,8
vezes a resistência última ao cisalhamento da matriz de referência.
2.3.5 Resistência à abrasão
Segundo BENTUR e MINDESS (2007) os concretos reforçados com fibras de aço
apresentam maior resistência à abrasão que o concreto simples. Conforme o ACI
544.4R (1989), tanto ensaios laboratoriais quanto de campo, em escala real, indicaram
que o concreto reforçado com fibras de aço é mais efetivo que o concreto simples
quando altas velocidades de fluxo ocorrem nas obras civis, induzindo cavitação ou
erosão (se a água contiver detritos sólidos). No caso de baixas velocidades de fluxo, não
existe grande benefício no desempenho do concreto simples devido à adição do reforço
fibroso (HOUGHTON, BORGE & PRAXTON, 1978). Com base nos reparos realizados
nas barragens de Dworshak, Libby e Tarbella, exemplos da eficiência do concreto
reforçado com fibras de aço no combate a cavitação e erosão são apresentados. As
barragens foram originalmente construídas com concreto convencional para velocidades
de descarga de 30m/s, entretanto, apesar da boa qualidade do concreto, as mesmas
exibiram, rapidamente, severos danos devido à cavitação e à erosão. Segundo os
autores, após o reparo com concreto reforçado com fibras de aço as barragens passaram
a operar satisfatoriamente.
2.4 Propriedades térmicas
Tensões decorrentes de deformações térmicas representam a causa de fissuração do
concreto nas primeiras idades. Devido a este fato, o estudo das propriedades térmicas
dos concretos torna-se relevante, principalmente quando da utilização de concretos em
estruturas massivas. O conhecimento prévio de tais propriedades, em particular a
elevação adiabática da temperatura do concreto, permite a adoção de medidas que
36
buscam reduzir ou eliminar a tendência à fissuração do concreto durante seu
endurecimento, sendo de grande importância durante a elaboração de projetos de
estruturas de concreto massa (ANDRADE et al., 1997, SILVOSO et al., 2003 e
FAIRBAIRN et al., 2004, VELASCO et al., 2006).
Com a utilização de novos materiais em elementos de fundações ou em estruturas de
grandes dimensões como elementos da casa de força de uma usina hidrelétrica o
interesse e a importância da determinação das propriedades térmicas dos concretos têm
aumentado. Enquadram-se, neste contexto, as fibras de aço que têm sido direcionadas
na tentativa de reduzir as taxas de armadura de estruturas densamente armadas. Neste
sentido, tem-se avaliado a possibilidade de substituição da armadura de flexão (LOPES,
2005) e da armadura de cisalhamento (NUNES, 2006) por fibras de aço. Neste caso,
esta avaliação é de suma importância, uma vez que na revisão bibliográfica realizada na
presente tese não foi encontrado qualquer trabalho relacionado a este assunto com fibras
de aço.
As propriedades térmicas que constituem esta análise são elevação adiabática de
temperatura, calor específico, difusividade térmica e coeficiente de expansão térmica. A
principal propriedade é a elevação adiabática de temperatura, a partir da qual obtém-se a
evolução da temperatura no interior da massa de concreto, decorrente do calor liberado
pela reação de hidratação do cimento. Entre os principais fatores que influenciam esta
propriedade estão o consumo de cimento, tipo de cimento e aditivos minerais, e
temperatura do concreto fresco. Para minimizar o risco de fissuração, algumas medidas
podem ser adotadas, entre elas (ANDRADE et al., 1997):
• redução do consumo de cimento (conforme especificações do projeto): este
procedimento reduz a quantidade clínquer que é o principal responsável pelo
calor liberado na reação de hidratação;
• utilização de aditivos minerais: esta medida significa uma redução na quantidade
de cimento e, consequentemente, na quantidade de clínquer, uma vez que os
aditivos minerais são, geralmente, utilizados em substituição parcial ao cimento.
• utilização de cimentos de baixo calor de hidratação: esta opção limita a evolução
do calor liberado;
• pré-refrigeração do concreto através da utilização de escamas de gelo, em
substituição parcial ou total da água ou através da refrigeração dos agregados:
37
este procedimento possibilita a produção de concretos com temperaturas mais
baixas, reduzindo o aparecimento de gradientes térmicos. Contribui também
para uma menor elevação adiabática uma vez que a reação de hidratação é
termoativada pelo calor liberado neste processo.
A segunda propriedade é o calor específico que indica a quantidade de calor necessária
para que o concreto eleve em 1ºC a sua massa unitária. Ou seja, indica o quanto de calor
é necessário para que o concreto vença a sua inércia, dando início à elevação de
temperatura. Os principais fatores que influenciam esta propriedade são: temperatura,
grau da saturação do concreto, dimensão máxima característica do agregado,
composição mineralógica e volume dos agregados. Valores de calor específico estão
compreendidos na faixa de 840 J(kg.K) a 1260 J(kg.K) (ANDRADE et al., 1997):
A terceira propriedade, difusividade térmica, expressa a capacidade de difusão do calor
do interior da massa de concreto para o meio externo. Assim como o calor específico,
esta propriedade varia também em função da dimensão máxima característica do
agregado, composição mineralógica e volume dos agregados, além da relação
água/cimento.
Por fim, o coeficiente de dilatação térmica (α) expressa as variações volumétricas de
uma estrutura em função do gradiente de temperatura a que foi exposta. Os principais
fatores que influenciam esta propriedade são o tipo litológico do agregado, o teor de
pasta e a relação água/cimento. A avaliação da evolução deste coeficiente com a reação
de hidratação permite analisar as deformações de origem térmica dos concretos,
principalmente nas primeiras idades, onde o risco de fissuração é maior.
EMBORG (1998) apresenta uma série de trabalhos direcionados na avaliação do
coeficiente de dilatação térmica dos concretos em idades jovens, no qual observa que
este coeficiente é ligeiramente maior na fase de aquecimento do que na fase de
resfriamento. Além disso, EMBORG (1998) considera valores distintos de coeficiente
de dilatação térmica na fase jovem do concreto, sendo um de expansão e outro de
contração. Em fases de hidratação avançada estas diferenças não são consideradas.
O estudo da evolução do coeficiente de dilatação térmica com a idade também foi
realizado por LAPLANTE e BOULAY (1994). Este estudo iniciou logo após a
produção do concreto, cujos valores foram correlacionados com a idade equivalente
obtida pelo método da maturidade. Obtiveram como resultado um valor de
α
igual a
38
21x10
-6
/K para uma idade equivalente de 9 horas. Após 15 horas, o valor de
α
estabilizou em 12x10
-6
/K.
2.5 Propriedades referentes a variações
dimensionais
O concreto é um material que, desde o estado fresco até as idades mais avançadas, passa
por um processo de transformação e alteração de seu esqueleto, provocado pela reação
de hidratação, alterando sua rigidez e resistência mecânica. Durante tal evolução
ocorrem diferentes processos, sob carregamento ou não, que provocam variações
volumétricas no material, denominadas aqui de variações dimensionais. Uma grande
parte destas variações ocorre devido à movimentação da água presente na massa de
concreto sob diversas formas. O conhecimento das propriedades do concreto regidas por
este fenômeno, como a retração e a fluência, são fundamentais para previsão do
comportamento do material, e tem atraído o interesse de diversos pesquisadores.
Embora seus efeitos sobre o estado de tensões no concreto não sejam semelhantes, a
retração e a fluência são provocadas por causas similares (movimentação ou remoção de
água) com origem na pasta de cimento, e são parâmetros importantes associados ao
desempenho do concreto durante um longo período de tempo, justificando a necessidade
do aumento no número de pesquisas nesse tema.
2.5.1 Retração
No que se refere à retração, WITTMAN (2008) a define como uma variação de volume
imposta por alterações de umidade e por reações químicas e físicas entre o esqueleto
sólido e a solução de poro. Devido à complexidade deste fenômeno, uma vez que mais
de um mecanismo pode ocorrer simultaneamente para a ocorrência da retração, observa-
se que não há um consenso sobre mecanismo predominante.
De modo geral, pode-se dizer que o fenômeno da retração está associado a ações
hídricas. O concreto é um material poroso (com poros variando entre 10
-6
e 10
-9
m) e a
perda de massa de água livre nos poros maiores gera tensões capilares, que provocam a
compressão do esqueleto e a contração do material. Em função do mecanismo de
esvaziamento dos poros capilares podem-se definir dois tipos de retração: a retração de
39
secagem e a retração autógena. Ambas são caracterizadas por deformações no concreto,
ao longo do tempo, sem a presença de carregamentos externos.
A retração observada no concreto, quando exposto a um ambiente não saturado, isto é,
quando é permitida perda de água do material para o meio, abrange os dois tipos de
retração. A retração por secagem é proveniente da perda de água, fisicamente adsorvida
nos silicatos de cálcio hidratado, do concreto para o meio externo. Já a retração
autógena, que é provocada pelo consumo de água pela reação de hidratação, estará
sempre atuando enquanto a reação se processar, e será tanto mais significativa quanto
mais jovem for o material.
A retração autógena origina-se na remoção da água presente nos poros capilares para a
formação dos produtos de hidratação do cimento. A retração do sistema é restringida
pelo volume sólido representado pelos produtos em hidratação e, em parte, pela
presença dos agregados, sendo este um dos motivos da retração autógena em concretos
ser inferior à retração autógena de pastas de cimento (NEVILLE, 1997). Além disso, os
produtos formados pela reação de hidratação ocupam volume inferior ao volume
ocupado pelos reagentes, ocasionando a criação de poros vazios na estrutura da pasta
em hidratação. Este processo conduz a tensões de tração entre as fases líquidas e sólidas
no poro, através da formação de meniscos, dando origem a retração autógena (BENTZ e
JENSEN, 2003).
A retração autógena é um efeito do tamanho do poro, onde as tensões na fase líquida
são inversamente proporcionais ao tamanho do poro. A lei que governa a evolução desta
deformação está relacionada à cinética de hidratação do cimento, que também governa a
evolução das propriedades mecânicas. O processo da retração autógena é acelerado nos
primeiros dias de idade, atingindo 60 a 90% do seu valor total, aos 28 dias (ACKER,
1995). Com o desenvolvimento de concretos de alto desempenho, com baixas relações
entre água e cimento, e uma estrutura de poros refinada, o efeito da retração autógena
tornou-se mais pronunciado. Tal fato aumentou o interesse pelo tema, motivando a
realização de pesquisas e a discussão de estratégias para redução da retração autógena, e
conseqüente mitigação da fissuração (BENTZ e JENSEN, 2003, SILVA, 2007,
SCHAFFEL, 2008). Segundo BENTZ e JENSEN (2003), o concreto está susceptível às
fissuras por retração autógena, uma vez que as deformações produzidas neste processo
podem exceder 1000 µε. Além disso, este processo é rápido, e ocorre em pastas de
cimento ainda jovens, cujas propriedades mecânicas ainda não foram desenvolvidas por
40
completo. Como conseqüência, as estruturas de concreto podem ter sua resistência
mecânica e durabilidade reduzidas.
A retração autógena tem sido avaliada em concretos contendo diversos materiais como
constituintes do concreto, como por exemplo adições minerais, em substituição parcial
ao cimento. Um problema relacionado ao uso das adições minerais, como sílica ativa e
metacaulinita, é atribuído à elevada retração autógena gerada por estes materiais.
O trabalho apresentado por MEDDAH e TAGNIT-HAMOU (2008) mostra que as
misturas contendo, separadamente, sílica ativa e metacaulinita, em substituição parcial
ao cimento, apresentaram valores de retração autógena superiores ao valor obtido para o
concreto de referência, independentemente do fator água/cimento avaliado. Entretanto,
em tal estudo, um comportamento diferente foi observado quando uma mistura ternária
de cimento, sílica ativa e cinza volante foi avaliada, obtendo nesse caso uma retração
autógena inferior ao concreto de referência. Os autores atribuíram este resultado à
reatividade tardia das partículas de cinza volante.
Quando se trata de materiais como as fibras, utilizadas como reforço secundário, alguns
resultados presentes na bibliografia indicam uma diminuição da retração provocada pela
fibra. LOUKILI et al. (1999) realizaram ensaios de retração autógena em concretos de
altíssima resistência à compressão (faixa de 150 a 400 Mpa), obtendo reduções na
ordem de 14%, com a utilização de fibras de aço de 12 mm de comprimento, como
reforço. Estudos realizados por GARAS et al. (2008), mostraram uma redução em torno
de 42% nos valores de retração autógena, aos 7 dias de idade, quando 2%, em volume,
de fibras de aço foram adicionados no concreto. Os autores atribuem esse
comportamento à elevada aderência fibra-matriz obtida com o tratamento térmico dos
concretos (90
o
C, durante 48 horas após a desmoldagem). SUN et al. (2001) estudaram o
efeito de fibras de aço, polipropileno e PVA no controle de fissuração por retração dos
concretos. As amostras foram avaliadas após 72 horas de moldagem, o que inclui tanto a
retração autógena como a retração por secagem. A presença das fibras foi capaz de
reduzir os valores de retração de forma expressiva.
2.5.2 Fluência
Assim como os dois tipos de retração descritos anteriormente, a fluência também é uma
importante propriedade a ser avaliada, principalmente com o surgimento de novos
41
materiais. Modelos de formulação de fluência têm sido desenvolvidos desde o final do
século XIX, entretanto, segundo WESTMAN (1999), o primeiro trabalho de fluência
em concreto foi publicado somente em 1907. O estudo do comportamento das estruturas
de concreto sob o fenômeno da fluência aumentou gradativamente, intensificando-se a
partir de 1930, com projetos de estruturas de grandes arcos (represas e pontes) e pontes
de concreto protendido.
O termo fluência denomina o aumento, ao longo do tempo, da deformação provocada
por uma tensão constante aplicada no concreto. Essa deformação é mais rápida no início
da aplicação da carga diminuindo com o tempo e tendendo a um valor assintótico limite.
Quando determinada sem permitir a perda de água para o meio ambiente, isto é, em
condição selada, denomina-se fluência básica. Como o aumento desta deformação pode
ser significativamente superior à deformação elástica observada durante o
carregamento, a fluência é uma importante propriedade a ser avaliada e estudada na
estrutura (NEVILLE, 1997).
Quando submetido a carregamentos externos, o concreto pode apresentar três tipos de
deformações: elásticas, plásticas e viscosas (dependentes do tempo). Estas deformações
podem ocorrer segundo três tipos de combinações, tais como deformações visco-
elásticas, visco-plásticas e elasto-plásticas. As deformações visco-elásticas, visco-
plásticas caracterizam as deformações de fluência.
O conhecimento da fluência do concreto exerce importante função na avaliação das
estruturas, uma vez que tem efeitos distintos sobre as deformações e variam em função
do tipo de estrutura. Quando os pilares são solicitados com presença de excentricidades,
a fluência pode causar aumentos de deformações, conduzindo a uma flambagem do
elemento estrutural. A fluência exerce função benéfica em estruturas sujeitas a retração
não uniforme, por variações térmicas ou movimentação das fundações. Nestes casos, a
fluência alivia as concentrações de tensões devido à deformação imposta pela retração,
o que resulta numa redução da tendência de fissuração do concreto. Existem os casos
em que a fluência exerce funções contraditórias, como é o caso do concreto massa, por
apresentar ciclos de aquecimento e resfriamento. O calor liberado pelo processo de
hidratação do cimento induz uma tensão de compressão na grande massa de concreto
restringida. Neste momento, o módulo de elasticidade e as tensões são pequenas, e,
consequentemente, a fluência é alta, o que alivia as tensões de compressão devido às
deformações impostas. Com o início do resfriamento, surgem tensões de tração e com o
42
avanço na idade, a fluência é reduzida. A combinação destes dois fatores pode causar a
fissuração do concreto. Por isto, a importância do controle de temperatura no interior da
massa de concreto, preferencialmente com a utilização de concretos com baixo calor de
hidratação. Em concretos protendidos, o problema está relacionado à perda de protensão
pelo alívio de tensões provocada pela fluência.
O mecanismo de fluência está centrado na pasta de cimento hidratada, sendo
relacionado diretamente à movimentação interna da água adsorvida ou intercristalina.
Presume-se que ao longo do tempo há uma redução na espessura das camadas de água
adsorvida, até um nível onde não é possível se verificar mais qualquer redução, mesmo
sob tensão. Esse fato sugere, visto que a fluência é uma propriedade observada mesmo
em concretos com idades bem avançadas (por exemplo, acima de 30 anos), que a
fluência a longo prazo está relacionado a outros fatores que não sejam à percolação
interna da água, e sim, mais provavelmente, ao escoamento ou escorregamento viscoso
entre as partículas de gel de hidratos (NEVILLE, 1997).
Essa divisão da fluência, em curto e longo prazo, relacionada com mecanismos
microscópicos do concreto, também é apresentada por GUÉNOT (1996) e ULM e
ACKER (1997). A fluência de curto prazo pode ser atribuída aos movimentos da água
na direção dos espaços capilares, induzidos pela aplicação de uma tensão macroscópica.
O efeito destes movimentos de água na amplitude da deformação do material é tanto
maior quanto mais jovem for este material e quanto menos rígido for seu esqueleto.
A fluência de longo prazo age sobre uma escala de tempo bem maior que aquela ligada
à reação de hidratação. A evolução deste comportamento viscoso em longo prazo parece
ser similar para o concreto comum e o concreto de alto desempenho, o que o associa ao
comportamento dos nanoporos dos hidratos, que são comuns, em termos de estrutura e
textura, aos dois tipos de material. A fluência de longo prazo estaria associada a um
mecanismo de microcisalhamento das partículas de hidratos (CSH), o que explicaria a
parcela irreversível da fluência.
A fluência é representada por uma deformação instantânea no momento do
carregamento, dependente da velocidade de aplicação de carga e por um acréscimo de
deformação com o tempo, após a deformação elástica inicial. Com a retirada da carga, a
qual está submetido o concreto, há um decréscimo instantâneo no valor de deformação,
também denominado como recuperação instantânea de deformação. Esta recuperação
43
instantânea é seguida por um decréscimo gradual de deformação, sendo referenciada
como a recuperação por fluência (NEVILLE, 1997 e NEVILLE et al., 1983). O
esquema que descreve todo o processo que envolve as relações entre tensão e
deformação ao longo do tempo está ilustrado na Figura 2.6.
Figura 2.6 – Processo de carregamento e descarregamento na fluência.
Grande parte da avaliação de fluência tem sido realizada sob estado de compressão. Isto
se deve ao fato que o concreto é projetado para ser solicitado na compressão, já que sua
resistência à tração direta é pequena. Além disso, os ensaios de fluência à compressão
são executados com maior facilidade em relação aos demais estados de tensão. Por
outro lado, a fluência na tração torna-se importante à medida que retração ou tensões
térmicas podem induzir a fissuração do concreto e também no cálculo de tensões de
tração em concretos protendidos. Entretanto, este tipo de ensaio não é realizado com
freqüência dada à dificuldade na sua execução, principalmente porque o nível de tensão
de trabalho e deformações medidas são muito baixas, o que pode conduzir a imprecisões
nas medidas (NEVILLE et al., 1983, BROOKS e NEVILLE, 1977).
Pesquisas desenvolvidas por TOLEDO FILHO et al. (2001) sobre fluência de concretos
reforçados com fibras naturais sob compressão, mostraram que a adição de fibras de
coco reduziram as deformações por fluência, enquanto que a adição de fibras de sisal
acarretou aumentos nos valores de fluência. No caso de fibras de aço, não há um
consenso sobre o papel da fibra na fluência. De acordo com MANGAT e AZARI
(1986), citado por ZHANG (2003), a adição de fibras de aço pode reduzir a fluência.
Deformação por
fluência
Concreto
Descarregado
Deformação
elástica
Recuperação elástica
Fluência
irreversível
Tempo após carregamento (dias)
Recuperação da fluência
Deformação
44
Por outro lado, BALAGURU e RAMAKRISHANAN (1988) mostraram que a fluência
do concreto é maior para concretos reforçados com fibras de aço, quando comparados
aos concretos sem reforço fibroso.
Algumas aplicações para a importante avaliação do comportamento do concreto sob
fluência à tração encontram-se em áreas específicas de usinas nucleares. Em condições
acidentais, elas são pressurizadas, podendo induzir tensões de tração. Estas tensões
podem ocorrer mesmo após vários anos, caso as deformações ao longo do tempo forem
subestimadas, gerando fissuração e distribuição das fissuras pré-existentes (REVIRON
et al., 2008).
Na literatura encontram-se trabalhos que avaliaram as condições de cura das amostras
(seladas, imersas em água ou armazenadas em ar) e as diferentes idades de
carregamento em ensaios de fluência à compressão e tração (BROOKS e NEVILLE,
1977 e DOMONE, 1974). Porém, quando se trata em avaliar o reforço fibroso em tais
propriedades, poucos são os trabalhos existentes , sendo, muitas vezes, contraditórios.
Alguns trabalhos têm relatado a influência negativa das fibras de aço no comportamento
de fluência à tração dos concretos. BISSONNETTE e PIGEON (1995), citado por
GARAS et al. (2008), atribuem este comportamento ao aumento de vazios na estrutura
da pasta de cimento ocasionada pela redução da trabalhabilidade dos concretos fibrosos.
Outra hipótese está relacionada ao surgimento de uma região porosa em torno das
fibras, similarmente à zona de transição existente entre agregados e pasta de cimento
(BISSONNETTE et al., 2007, citado por GARAS et al., 2008). Em seus estudos,
BISSONNETTE et al. (2007), citado por MILLER (2008), avaliaram a influência de
dois tipos de fibras, com variações na relação de aspecto e nas frações volumétricas
utilizadas. Em seu estudo, as fibras de aço proporcionaram tanto acréscimos quando
decréscimos nos valores de fluência à tração, sendo este resultado dependente do tipo de
fibra utilizada.
GARAS et al. (2008) avaliaram a influência do reforço fibroso no comportamento de
fluência à tração de concretos de ultra-alto desempenho, dispostos em uma câmara a
90
o
C por um período de 48 horas após a desmoldagem. As medidas de deformação sob
fluência foram iniciadas aos 7 dias de idade. Observaram que a utilização de 2%, em
volume, de fibras de aço acarretou a redução da fluência específica na ordem de 40%,
em relação ao concreto sem fibra, após 14 dias de carregamento. A justificativa
45
apresentada para a redução da fluência com a presença das fibras reside na condição de
cura dos concretos. Segundo eles, os efeitos relacionados a uma região porosa em torno
das fibras foram minimizados com o tratamento térmico ao qual os concretos foram
submetidos. Como resultado, houve um refinamento microestrutural em torno das fibras
que causou um aumento na aderência fibra-matriz.
Os trabalhos apresentados neste tópico, que avaliam a influência de determinadas
condições de ensaio e diferentes materiais, mais precisamente no que diz respeito às
fibras de aço, nas propriedades ao longo do tempo dos concretos, mostram que ainda
não há um consenso sobre os efeitos decorrentes das fibras. Neste sentido, o presente
trabalho representa uma contribuição na avaliação do comportamento de concretos
reforçados com fibras de aço no que diz respeito à retração e fluência.
46
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
3
3
.
.
Caracterização das matérias-primas
3.1 Introdução
Os materiais utilizados neste trabalho seguem a linha de pesquisa em concretos
reforçados com fibras de aço do Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ,
(TOLEDO FILHO et al., 2004). Dentro dessa linha de pesquisa, foram produzidos
concretos com cimento, volastonita, agregado miúdo, agregado graúdo, fibras de aço,
água e dois diferentes aditivos químicos superplastificantes, de segunda e terceira
geração (LOPES, 2005).
No presente trabalho, foram introduzidos materiais complementares (sílica ativa, cinza
volante) selecionados de modo a obter concretos auto-adensáveis capazes de incorporar
altas frações volumétricas de fibras de aço, obtendo como produto final, compósitos
com elevado desempenho mecânico e reologia.
Testes preliminares de dosagem, realizados a partir de dois concretos previamente
produzidos por LOPES (2005), indicaram que o aditivo de 3ª geração à base de
policarboxilato apresentou, como esperado, um desempenho reológico superior àquele
obtido a partir do aditivo de 2ª geração à base de naftaleno sulfonado. Dessa forma, no
presente trabalho, foi utilizado o aditivo químico de 3ª geração à base de policarboxilato
em todos os concretos produzidos.
A utilização da micro fibra mineral de volastonita, introduzida visando atuar como
micro-reforço, resultou numa menor tendência de exsudação, maior coesão e
viscosidade ao concreto. Tais características facilitaram a incorporação de altas frações
volumétricas de fibras de aço, e a conseqüente produção de compósitos mais
47
homogêneos. Os benefícios trazidos pela utilização da volastonita foram analisados
através da caracterização reológica e mecânica dos concretos.
Com o objetivo de incrementar a trabalhabilidade dos concretos, tornando-os auto-
adensáveis, e aumentar a aderência fibra-matriz nos compósitos com fibras de aço, a
sílica ativa e a cinza volante foram utilizadas em substituição parcial ao cimento
Portland. Em conjunto com a volastonita e o aditivo de 3ª geração, buscou-se com a
utilização da cinza volante proporcionar acréscimos nas propriedades reológicas dos
concretos devido à sua superfície vítrea e à esfericidade de suas partículas, tornando,
dessa forma, o concreto mais trabalhável e, portanto, com maior eficiência na dispersão
das fibras de aço utilizadas.
Todos os materiais foram caracterizados, buscando identificar suas propriedades físico-
químicas e mecânicas, necessárias ao procedimento de dosagem dos concretos e à
avaliação do comportamento reológico e mecânico dos compósitos produzidos.
3.2 Materiais Cimentícios
Incluem-se como materiais cimentícios no presente trabalho o cimento, a sílica ativa e a
cinza volante. As características físicas, químicas e mecânicas, com os respectivos
métodos de análise para cada material, são apresentadas nos tópicos subsequentes. Por
fim, descreve-se um ensaio adicional (ensaio de demanda d’água), que não é padrão na
caracterização dos materiais, mas que permite a obtenção da compacidade experimental
dos materiais finos. Tal propriedade é essencial quando se pretende a utilização do
Método de Empacotamento Compressível (MEC), proposto por De LARRARD (1999),
para dosagem de concretos. Neste trabalho, o MEC foi utilizado no cálculo da
compacidade das misturas granulares secas dos concretos desenvolvidos, e na
retroanálise de suas propriedades através do Programa Betonlab Pro2
®
(SEDRAN e De
LARRARD, 2000). No capítulo 4, que trata da produção dos concretos, esse assunto
será abordado em detalhes.
3.2.1 Cimento
Objetivando a aplicação dos concretos produzidos em obras de grandes elementos
estruturais, com elevado consumo de cimento, e, portanto, grande liberação de calor e
48
susceptibilidade à fissuração, foi utilizado o cimento Portland de alto forno (CPIII-40)
da Votoran. Trata-se de um cimento contendo elevados teores de escória, sendo
classificado como de baixo calor de hidratação e recomendado para aplicações onde o
calor produzido pela hidratação do cimento acarrete risco de fissuração em função de
tensões térmicas.
Os valores de massa específica foram obtidos por meio do uso do Frasco Le Chatelier,
conforme procedimentos da norma MERCOSUR NM 23 (2000). Os valores de
resistência à compressão do cimento em função do tempo foram obtidos de acordo com
os procedimentos estabelecidos pela NBR 7215 (1996). Os valores de massa específica
e resistência à compressão do cimento estão apresentados na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 – Características físicas e mecânicas do cimento CPIII-40.
Propriedades Cimento CPIII-40
Massa específica (g/cm
3
) 2,99
1 dia 9,80
3 dias 21,40
7 dias 30,10
28 dias 43,90
Resistência à compressão (Mpa)
180 dias 58,10
A análise química do cimento utilizado, apresentada na Tabela 3.2, foi obtida por meio
da espectroscopia por fluorescência de energia dispersiva de raios-X. O equipamento
utilizado foi o EDX 800 da marca Shimadzu, do Laboratório de Estruturas da
COPPE/UFRJ, com tubo de ródio e detector de Si (Li), resfriado com nitrogênio
líquido. Foram pesquisados todos os elementos compreendidos na faixa do Ti ao U e do
C ao Sc.
49
Tabela 3.2 – Composição química do cimento CPIII-40.
Composto químico Composição (%)
SiO
2
25,970
Al
2
O
3
9,630
Fe
2
O
3
2,021
CaO 53,350
SO
3
4,485
MgO 3,194
K
2
O 0,460
TiO
2
0,456
MnO 0,418
A distribuição granulométrica do cimento foi obtida pelo ensaio de granulometria a
laser, utilizando o equipamento Malvern, mostrado na Figura 3.1, disponível no
Laboratório de Cimentação do CENPES/PETROBRÁS. A amostra de cimento foi
dispersa em solução de álcool etílico, por ser inerte e não interferir no processo de
hidratação das partículas de cimento durante a realização do ensaio. A Figura 3.2
apresenta a distribuição granulométrica nas quais 95% das partículas de cimento são
inferiores a 42 μm e 50% inferiores a 11 μm.
Figura 3.1 –Equipamento Malvern utilizado no ensaio de granulometria a laser.
50
0.1 1 10 100 1000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Peso passante acumulado (%)
Diâmetro (μm)
Figura 3.2 – Curva granulométrica do cimento CPIII-40.
3.2.2 Sílica ativa
Neste trabalho foi utilizada a sílica ativa Silmix, granular e não densificada, produzida
comercialmente e fornecida pela Camargo Corrêa Cimentos. A análise de massa
específica foi realizada em aparelho AccuPyc 1330 Pycnometer, Operator Manual
V2.01 à Hélio (He) da Micrometics Intrument Corporation (Figura 3.3), no Setor de
Caracterização Tecnológica do Centro de Tecnologia Mineral (CETEM) da UFRJ. Na
execução desse ensaio, preparou-se a amostra, pesando-se 4,5541 g e deixando em
estufa à 100
o
C até massa constante. Na cubeta do Picnômetro colocou-se 3,5093 g,
massa suficiente para encher o cadinho até a altura ideal. Foram realizadas 15 purgas
antes do início da leitura. A partir de cinco leituras, foi obtido o valor médio de 2,28
g/cm
3
, com desvio padrão de 0,0013 g/cm
3
.
Figura 3.3 – Picnômetro utilizado na determinação da massa específica da sílica ativa.
51
A distribuição granulométrica foi obtida através do ensaio de sedigrafia realizado em
um aparelho Sedigraph 5100 da Micrometrics, mostrado na Figura 3.4, no Setor de
Caracterização Tecnológica do Centro de Tecnologia Mineral (CETEM) da UFRJ. O
procedimento do ensaio é descrito a seguir.
Figura 3.4 – Sedígrafo utilizado na determinação da distribuição granulométrica da
sílica ativa.
A sílica ativa foi dispersa em água destilada, em uma solução de 60 ml de
hexametafosfato de sódio 0,05% p/v para 3,5005 g da amostra e homogeneização da
dispersão por 1 hora e doze minutos até estabilização do pH em 9,43. A análise foi
realizada em tamanhos de partículas de 50,00 a 0,20 μm. A distribuição granulométrica
está apresentada na Figura 3.5. Observa-se que 95% dos grãos de sílica são inferiores a
14 μm e 50% inferiores a 0,45 μm.
52
0.1 1 10 100 1000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Peso passante acumulado (%)
Diâmetro (μm)
Figura 3.5 – Distribuição granulométrica da sílica.
3.2.3 Cinza volante
A cinza volante utilizada neste trabalho é produzida comercialmente e fornecida pela
Pozo Fly. O valor de massa específica igual a 2350 kg/m
3
foi obtido por meio do uso do
Frasco Le Chatelier, conforme procedimentos da norma MERCOSUR NM 23 (2000). A
perda ao fogo (ABNT NBR NM18) e a composição química da cinza volante utilizada,
determinada por espectroscopia de difração de raios X, está apresentada na Tabela 3.3.
Tabela 3.3 – Composição química da cinza volante.
Composto químico Composição (%)
SiO
2
57,78
Al
2
O
3
28,24
Fe
2
O
3
4,76
CaO 1,26
Na
2
O 0,26
K
2
O 2,54
MnO 0,03
TiO
2
0,95
MgO 0,50
BaO < 0,16
P
2
O
5
0,06
Perda ao fogo 3,55
53
Sua curva granulométrica foi obtida por meio do ensaio de granulometria a laser,
realizado no Laboratório de Cimentação do CENPES/PETROBRÁS, através do
equipamento Malvern (Figura 3.1). Assim como no ensaio de caracterização do
cimento, a amostra de cinza volante foi dispersa em solução de álcool etílico. A Figura
3.6 apresenta a distribuição granulométrica da cinza volante. Nota-se que 95% dos grãos
são inferiores a 61 μm e 50% são inferiores a 10 μm.
0.1 1 10 100 1000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Peso passante acumulado (%)
Diâmetro (μm)
Figura 3.6 – Curva granulométrica da cinza volante.
3.2.4 Compacidade experimental dos materiais cimentícios
O Método de Empacotamento Compressível (MEC), desenvolvido por De LARRARD
(1999) para dosagem de concretos, foi utilizado neste trabalho para avaliação da
compacidade dos concretos e análise das propriedades obtidas. Tal método requer o
conhecimento da compacidade experimental dos materiais, que pode ser compreendida
como um valor característico de empacotamento das partículas. Os métodos
experimentais de obtenção dos valores de compacidade diferem em função das
dimensões dos grãos. Para partículas finas com dimensões inferiores a 100 μm, como é
o caso dos materiais cimentícios, a compacidade experimental é obtida por meio do
ensaio de demanda d’água. Para partículas com dimensões superiores a 100 μm, o
ensaio é denominado ensaio de compressão com vibração, descrito no item 3.3.3 da
presente tese.
O ensaio de demanda d’água tem por objetivo a obtenção de uma pasta no ponto de
saturação, cujas partículas encontram-se no máximo empacotamento, obtido pela adição
54
de uma determinada quantidade de água. Durante a realização do ensaio, percebe-se a
passagem por quatro fases distintas. A primeira delas consiste no material ainda no seu
estado seco, com alto índice de vazios (Figura 3.7-a). À medida que se adiciona água,
surgem pontes líquidas no contato entre os grãos, que tendem a se aglomerar devido à
tensão superficial da água, dando origem ao estado pendular (Figura 3.7-b). Com a
progressiva adição de água, as partículas do material tornam-se envoltas por uma
película de água, com a presença de bolhas no interior da pasta, em estado denominado
funicular (Figura 3.7-c). Por fim, obtém-se o estado capilar, onde todos os vazios da
pasta estão preenchidos por água (Figura 3.7-d), atingindo o máximo empacotamento de
todos os grãos. Qualquer água adicional após a obtenção do estado capilar, acarretará o
afastamento dos grãos, e, consequentemente, redução da compacidade.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 3.7 – Fases de empacotamento das partículas durante o ensaio de demanda
d’água: a) estado seco; (b) estado pendular; (c) estado funicular e (d) estado capilar
(CORDEIRO, 2006).
O ensaio é realizado em um misturador com capacidade de 2 litros. Inicia-se com a
adição de 350g do material na cuba do misturador e uma pequena quantidade de água a
uma velocidade baixa por 1 minuto. Daí em diante, são realizadas adições sucessivas de
55
água com o misturador na velocidade alta até a obtenção do ponto de demanda d’água.
A massa de água necessária para atingir a fase capilar (m
a
) é, então, utilizada no cálculo
da compacidade experimental através da Eq. (3.1). Dentro do quadro do MEC, este
método de determinação da compacidade experimental corresponde a um protocolo de
empacotamento K=6,7 (De LARRARD, 1999). Maiores detalhes sobre o ensaio de
demanda d’água podem ser encontrados em SEDRAN (1999), SILVA (2004),
FORMAGINI (2005) e CORDEIRO (2006).
m
m
c
a
.1
1
γ
+
=
(3.1)
onde:
c = compacidade experimental;
γ = massa específica do material;
m
a
= massa de água;
m = massa do material.
O ensaio de demanda d’água foi realizado para determinação da compacidade
experimental dos materiais dimentíceos em duas diferentes situações: sem a utilização
de aditivo superplastificante e com a adição de aditivo superplastificante. Nos ensaios
em que foi utilizado superplastificante, este foi dosado no ponto de saturação de cada
material, determinado através do ensaio do Cone de Marsh (item 3.5.1). Os valores
obtidos para o cimento, sílica ativa e cinza volante, apresentados na Tabela 3.4,
referem-se à média de três ensaios consecutivos.
Tabela 3.4 – Compacidade experimental dos materiais cimentícios.
Compacidade experimental
Materiais
Sem superplastificante Com superplastificante
Cimento 0,528 0,609
Sílica Ativa 0,405 0,418
Cinza volante 0,564 0,614
56
3.3 Agregados
As características físicas, químicas e mecânicas dos agregados miúdo e graúdo estão,
respectivamente, apresentadas nos itens 3.3.1 e 3.3.2. Conforme expressado no item 3.2,
foi realizado um ensaio adicional para determinação da compacidade experimental dos
agregados, propriedade necessária para utilização do Método de Empacotamento
Compressível (MEC). Desta forma, o item 3.3.3 descreve o método de ensaio e
apresenta a compacidade experimental dos agregados miúdo e graúdo.
3.3.1 Agregado miúdo
A areia utilizada é do tipo quartzosa de origem natural, proveniente do Rio Guandu,
situado a cerca de 80 quilômetros da cidade do Rio de Janeiro. A massa específica foi
obtida de acordo com os procedimentos da NBR NM 52 (2003). O valor correspondente
à absorção de água foi obtido através do ensaio descrito na NBR NM 30 (2001). Os
valores obtidos de massa específica, absorção de água e módulo de finura estão
apresentados na Tabela 3.5. Sua distribuição granulométrica foi obtida segundo os
procedimentos da NBR NM 248 (2003) e está apresentada na Figura 3.8.
Tabela 3.5 – Características do agregado miúdo.
Propriedades Resultados
Massa específica (g/cm
3
) 2,67
Absorção de água (%) 0,96
Módulo de finura 2,57
0.1 1 10
0
20
40
60
80
100
Peso passante acumulado (%)
Abertura das peneiras (mm)
Figura 3.8 – Curva granulométrica do agregado miúdo.
57
3.3.2 Agregado graúdo
O agregado graúdo utilizado é de origem natural, resultado do britamento de rocha do
tipo litológico granito, proveniente da Pedreira BritaBrás situada na cidade do Rio de
Janeiro. Concomitantemente ao processo de britagem, coletou-se um matacão da rocha,
retirado da pilha do britador primário, para ensaio de resistência à compressão e módulo
de elasticidade. Diferentes corpos de prova foram utilizados para a obtenção destes
valores. Os valores de resistência à compressão da rocha, apresentados na Tabela 3.6,
referem-se a uma média de três corpos de prova, ensaiados até a sua carga de ruptura.
Para a obtenção dos valores de módulo de elasticidade, dois corpos de prova,
instrumentados com transdutores elétricos de deslocamentos, foram ensaiados até cerca
de 50% da sua carga de ruptura. Neste caso, o ensaio não foi realizado até a ruptura, a
fim de evitar um possível dano à instrumentação. Uma curva típica tensão x deformação
está apresentada na Figura 3.9.
0 500 1000 1500 2000
0
10
20
30
40
50
60
70
Tensão (MPa)
Deformação (με)
~ 50% da tensão de ruptura
Figura 3.9 – Curva tensão x deformação da rocha (granito).
Os valores obtidos de massa específica, absorção de água e módulo de finura estão
apresentados na Tabela 3.6. A massa específica foi obtida de acordo com os
procedimentos da NBR NM 53 (2003). A distribuição granulométrica, apresentada na
Figura 3.10, foi obtida segundo os procedimentos da NBR NM 248 (2003).
58
0.1 1 10 100
0
20
40
60
80
100
Peso passante acumulado (%)
Abertura das peneiras (mm)
Figura 3.10 – Distribuição granulométrica do agregado graúdo.
Tabela 3.6 – Características do agregado graúdo.
Propriedades Resultados
Massa específica (g/cm
3
) 2,65
Absorção de água (%) 0,96
Módulo de finura 5,85
Resistência à compressão da rocha (Mpa) 123,0
Módulo de elasticidade da rocha (Gpa) 61,7
3.3.3 Compacidade experimental dos agregados
A determinação da compacidade dos agregados foi realizada conforme o ensaio
proposto por De LARRARD (1999) e adaptado por SILVA (2004). O ensaio consiste na
compactação dos agregados no interior de um cilindro com 160 mm de diâmetro e 320
mm de altura, conectado a um sistema de vibração. Os agregados são colocados no
interior do cilindro ilustrado na Figura 3.11 e submetidos a uma tensão constante de 10
kPa por meio de um pistão de peso igual a 200 N (Figura 3.11-a). O cilindro é vibrado
através de uma mesa vibratória a uma freqüência de 68 Hz por 3 minutos. Mede-se a
altura final da camada compactada de material (Figura 3.11-b), por meio de um
catetômetro (Figura 3.11-c). Previamente ao ensaio, cada material é separado em
frações de diferentes classes granulométricas. Para cada fração, são necessários 3 kg de
agregado miúdo e 7,5 kg de agregado graúdo para a realização do ensaio. A
compacidade experimental dos agregados é dada pela Eq. (3.2). Dentro do quadro do
MEC, este método de determinação da compacidade experimental corresponde a um
protocolo de empacotamento K=9,0 (De LARRARD, 1999). Os valores apresentados na
59
Tabela 3.7 referem-se à média de duas amostras distintas. Informações adicionais
podem ser obtidas em SILVA (2004), FORMAGINI (2005), CORDEIRO (2006).
(a) (b) (c)
Figura 3.11 – Equipamento e fases do ensaio de compacidade dos agregados: (a)
posicionamento do pistão na leitura inicial; (b) leitura final e (c) catetômetro.
γ
..
mc
hA
m
c =
(3.2)
onde:
c = compacidade experimental;
m = massa do material;
A
c
= área do cilindro;
h
m
= altura da camada de material ao término do ensaio;
γ = massa específica do material.
Tabela 3.7 – Compacidade experimental dos agregados.
Agregados Frações Compacidade
< 850 μm
0,627
Miúdo
> 850 μm
0,595
< 4,8 mm 0,560
Graúdo
> 4,8 mm 0,542
60
3.4 Fibras
3.4.1 Fibras de aço
Dois tipos de fibras de aço foram utilizados como reforço fibroso (Figura 3.12). A
primeira delas, fabricada pela Arcelor Mittal, foi a fibra Baekaert/Dramix de 35 mm de
comprimento, diâmetro igual a 0,54 mm, relação de aspecto (l/d) igual a 65, e com
ganchos nas extremidades, denominada DRAMIX RC65/35. A segunda fibra de aço,
fabricada pela Densit/KRAMPE apresenta 13 mm de comprimento e relação de aspecto
(l/d) igual a 65. O valor de massa específica das fibras é de 7800 kg/m
3
.
(a)
(b)
Figura 3.12 – Fibras de aço: (a) Dramix e (b) Krampe.
Ensaios de resistência à tração direta foram realizados na fibra de aço de 35 mm, no
Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ.. A Figura 3.13 ilustra a realização do
ensaio. As características e propriedades obtidas no ensaio de resistência à tração direta
da fibra de aço estão apresentadas na Tabela 3.8. Os resultados referem-se às
propriedades obtidos pelo fabricante e às propriedades obtidas experimentalmente. As
curvas tensão x deformação de cada amostra ensaiada estão apresentadas na Figura 3.14.
61
Figura 3.13 – Ensaio para determinação das propriedades das fibras de aço de 35 mm.
Tabela 3.8 – Características e propriedades das fibras de aço de 35 mm.
Fonte dos valores
Propriedades
Arcellor Mittal Experimental (CV)
Módulo de elasticidade (Gpa) 200,00 202,00 (0,47)
Resistência à tração (Mpa) 1150,00 1342,00 (1,88)
0 5000 10000 15000 20000
0
150
300
450
600
750
900
1050
1200
1350
1500
Tensão (MPa)
Deformação (με)
F01
F02
F03
F04
F05
F06
F07
F08
F09
F10
Figura 3.14 – Resistência à tração da fibra de aço de 35 mm (l/d= 65).
3.4.2 Micro fibra mineral volastonita
Micro-fibras de volastonita são minerais cristalinos sólidos, de superfície lisa e isenta de
defeitos. É um mineral composto quimicamente de cálcio e silício, em proporções quase
62
idênticas. Sua fórmula molecular pode ser expressa como CaSiO
3
ou CaO.SiO
2
,
originada da seguinte reação:
2222
.. COSiOCaOCOCaOSiO
+
→+
(3.3)
Por ser um silicato de cálcio natural, é compatível com os sistemas cimentícios. Assim,
fornecendo coesão à mistura, foram utilizadas micro-fibras minerais de volastonita JG
(Figura 3.15) que são produtos comercializados pela Energyarc. Sua dimensão
transversal pode variar de 5 μm a 100 μm e a longitudinal pode variar de 50 μm a 2
mm. Uma composição química típica para fibras de volastonita foi determinada através
de uma análise semi-quantitativa em um espectômetro de fluorescência de raios-X, com
tubo de 3kW e alvo de ródio (Rh), do Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ. A
análise química está apresentada na Tabela 3.9. Propriedades típicas físicas e mecânicas
da volastonita estão apresentadas na Tabela 3.10.
Figura 3.15 – Micro-fibra mineral de volastonita.
Tabela 3.9 – Composição química típica de micro-fibras de volastonita
(PAIVA, 2008).
Constituintes Teor (%)
Óxido de Ferro III (Fe
2
O
3
) 0,48
Óxido de Cálcio (CaO) 50,60
Óxido de Silício (SiO
2
) 47,20
Anidrido Sulfúrico (SO
3
) 1,70
63
Tabela 3.10 – Propriedades físicas e mecânicas da volastonita (NYCO).
Propriedades Valores
Massa específica (g/cm
3
) 2,87 a 3,09
Coeficiente de expansão térmica (mm/mm/
o
C) 6,5 x 10
-6
Ponto de fusão (
o
C) 1540
Resistência à tração (MPa) 2700 a 4100
Módulo de Elasticidade (GPa) 303 a 530
3.5 Superplastificante
A utilização de adições minerais, micro-fibras de volastonita e altos teores de fibras de
aço simultaneamente nos concretos acarretam uma tendência de acentuada redução na
trabalhabilidade dos mesmos. Portanto, a fim de proporcionar a manutenção das
propriedades reológicas, aliado ao eficiente mecanismo de dispersão inerente ao
produto, utilizou-se um superplastificante de terceira geração, a base de éter carboxílico
modificado, denominado de Glenium 51, fornecido pela MBT Brasil. A Tabela 3.11
apresenta as propriedades do superplastificante utilizado no estudo. O uso simultâneo de
cimento e superplastificante torna relevante a realização do ensaio de compatibilidade e
determinação do ponto de saturação do concreto (item 3.5.1).
Tabela 3.11 – Propriedades do superplastificante.
Superplastificante Tipo pH
Densidade
(g/cm
3
)
Teor de sólidos
(%)
Glenium 51 Policarboxilato 6,00 – 7,00 1,20 32,5
3.5.1 Ensaio de compatibilidade/ponto de saturação
O método utilizado para a verificação da compatibilidade entre cimento e
superplastificante é o ensaio de escoamento pelo funil de Marsh (AITCIN, 2000). O
princípio do método consiste em se medir o tempo necessário para que 1 litro de pasta
escoe através de um funil de um dado diâmetro. As medições do tempo de escoamento
são feitas em intervalos de tempo pré-determinados, de modo a verificar variações das
propriedades reológicas da pasta com o tempo, observando se ocorre redução na fluidez
da pasta com o tempo.
Além do funil de Marsh, outros acessórios são essenciais no ensaio de compatibilidade:
64
- Um becker graduado tendo volume mínimo de 1,2 litros para receber a pasta de
cimento escoada;
- Um cronômetro para a leitura do tempo de escoamento da pasta de cimento;
- Um misturador para a produção das pastas.
O funil de Marsh e o misturador industrial utilizados no ensaio de compatibilidade do
cimento com o superplastificante estão mostrados na Figura 3.16.
(a) (b)
Figura 3.16 – Ensaio de compatibilidade: (a) Funil de Marsh e (b) misturador industrial
O procedimento do ensaio de compatibilidade consiste dos seguintes passos:
a) Pesagem de cada componente: cimento, adição mineral, água e superplastificante.
Quando da utilização de adição mineral e cimento, procede-se à mistura e
homogeneização nesse estágio.
b) Introdução no misturador de toda a água com metade do superplastificante e
processamento por 15 segundos;
c) Introdução do material cimentíceo progressivamente no misturador. Quando a pasta
começa a tornar-se densa o suficiente para impedir a agitação do misturador, deve-se
adicionar uma quantidade do superplastificante, e assim sucessivamente, até o término
do material cimentíceo e do superplastificante;
d) Mistura da pasta por mais 30 segundos;
e) Medição do tempo de escoamento a diferentes intervalos de tempo, para 5, 30 e 60
minutos.
65
Entre um tempo de medida e outro, a pasta deve permancer em repouso em um
recipiente até 15 segundos antes do ensaio, quando a mesma é então colocada no
misturador.
A compatibilidade e o ponto de saturação do material cimentíceo x superplastificante
são avaliadas através da construção de curvas tempo de escoamento x porcentagem de
sólidos do material cimentíceo. Considera-se que ocorre compatibilidade entre o
cimento e o superplastificante quando os tempos de escoamento analisados após o início
da mistura, para um mesmo teor de sólidos de aditivo, permanecem próximos.
O ponto de saturação é determinado a partir do momento em que a pasta não apresenta
redução significativa no tempo de escoamento. Qualquer adição de superplastificante
superior ao ponto de saturação, não influenciará significativamente na dispersão das
partículas de cimento.
Quando adições minerais são utilizadas em concretos, é importante a realização do
ensaio de compatibilidade, adicionando-as ao cimento. A Figura 3.17 e a Figura 3.18
ilustram exemplos de curvas tempo de escoamento x tempo obtidas através do ensaio
para obtenção do ponto de saturação. A Figura 3.17 apresenta resultados individuais do
ensaio entre o cimento CPIII-40 e a sílica ativa com o superplastificante Glenium 51. O
resultado obtido para a mistura contendo 10% de sílica ativa e 20% de cinza volante, em
substituição parcial ao cimento, está apresentado na Figura 3.18. Os valores de ponto de
saturação obtidos para cada material individual estão apresentados na Tabela 3.12.
0.0 0.4 0.8 1.2 1.6
50
100
150
200
Ponto de saturação:
0,3%
Tempo de Escoamento (s)
Teor de SP (% de sólidos da massa
de material cimentíceo)
5 minutos
30 minutos
60 minutos
1234567
50
100
150
200
250
300
350
400
450
Tempo de Escoamento (s)
Teor de SP (% de sólidos da massa
de material cimentante)
5 minutos
30 minutos
60 minutos
Ponto de saturação:
4%
(a) (b)
Figura 3.17 – Ponto de saturação das pastas: (a) cimento e (b) sílica ativa.
66
0.0 0.4 0.8 1.2 1.6
50
100
150
200
Tempop de Escoamento (s)
Teor de SP (% de sólidos da massa
de material cimentíceo)
5 minutos
30 minutos
60 minutos
Ponto de saturação:
0,8%
Figura 3.18 – Ponto de saturação das pastas com cimento, sílica ativa e cinza volante.
Tabela 3.12 – Ponto de saturação de cada material cimentíceo.
Materiais Ponto de saturação (%)
Cimento 0,3
Sílica Ativa 4,0
Cinza volante 0,3
3.6 Água
Utilizou-se água proveniente da rede de abastecimento da cidade do Rio de Janeiro após
processo de deionização.
67
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
4
4
.
.
Produção e metodologias de ensaio
4.1 Introdução
Como já mencionado no item 3.1, este trabalho está inserido em uma linha de pesquisa
em concretos reforçados com fibras de aço do Programa de Engenharia Civil da
COPPE/UFRJ. O trabalho prévio de LOPES (2005) evidenciou que, apesar dos
acréscimos nas propriedades mecânicas, proporcionados pela utilização de fibras, a
trabalhabilidade é uma propriedade bastante afetada pela fração volumétrica e tipo de
fibras utilizada.
O programa experimental do presente trabalho foi elaborado visando a produção de
concretos reforçados com altas frações volumétricas de fibras de aço e elevadas
propriedades mecânicas, a partir de matrizes de concretos auto-adensáveis. Avaliou-se a
influência do tipo, comprimento e fração volumétrica do reforço fibroso e adições
minerais no comportamento reológico, mecânico, físico e térmico dos compósitos de
matrizes cimentíceas. Concretos com elevada trabalhabilidade (concretos auto-
adensáveis) permitem boa dispersão das fibras, gerando um material compósito de fácil
lançamento no estado fresco e mais homogêneo no estado endurecido. Assim,
objetivou-se neste trabalho agregar os benefícios de reologia alcançados pelo concreto
auto-adensável, à maior tenacidade proporcionada pelos concretos fibrosos.
Neste contexto, decidiu-se pela utilização de um superplastificante de terceira geração
com a finalidade de fornecer fluidez aos concretos. Foram utilizadas adições minerais
como substituto parcial do cimento Portland, visando incrementar as propriedades
reológicas. Neste sentido, foram produzidas e caracterizadas duas matrizes auto-
68
adensáveis contendo, respectivamente, 10% de sílica ativa, e 10% de sílica ativa mais
20% de cinza volante, em substituição parcial (em massa) ao cimento Portland, ambas
com 5%, em volume, de volastonita em sua composição. Finalmente, a partir de tais
matrizes foram produzidos e caracterizados experimentalmente compósitos com reforço
de frações volumétricas de 1%, 1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço. Além disso, avaliou-
se a utilização de um reforço híbrido nas duas matrizes auto-adensáveis produzidas.
Este compósito foi produzido com 1,5%, em volume, de fibras de aço de comprimento
igual a 35 mm e 0,5%, em volume de fibras de aço de comprimento igual a 13 mm.
As características de auto-adensamento das matrizes foram determinadas através dos
ensaios da caixa “L”, do espalhamento do tronco de cone e do ensaio de reologia
medida no reômetro BTRHEOM. A trabalhabilidade do concreto reforçado com fibras
foi determinada pelo ensaio de abatimento do tronco de cone e pelo tempo de VeBe. A
caracterização mecânica foi realizada através de ensaios de resistência à compressão e
resistência à tração na flexão, que permitiram a obtenção das relações constitutivas de
compressão e da curva carga x deslocamento na flexão e a avaliação da tenacidade dos
compósitos para todas as frações volumétricas utilizadas.
De posse desses resultados, determinou-se a matriz e os respectivos compósitos que
seriam avaliados nos ensaios mais específicos. Neste contexto, foram realizados ensaios
de resistência à tração direta e cisalhamento. Variações dimensionais, no que se refere à
retração autógena, por secagem, fluência na compressão, na tração e na flexão também
foram avaliadas. Além disso, as propriedades térmicas foram avaliadas através da
obtenção das curvas de elevação adiabática de temperatura, ensaios de calor específico,
difusividade térmica e coeficiente de dilatação térmica. A Figura 4.1 ilustra os ensaios
realizados para avaliação dos comportamentos reológico, mecânico, térmico e físico dos
concretos. Os ensaios realizados para avaliação dos compósitos produzidos a partir da
matriz constituída de sílica ativa, em substituição parcial ao cimento, denominada
MCWS, estão apresentados na Figura 4.2. Os ensaios realizados para avaliação dos
compósitos produzidos a partir da matriz constituída de sílica ativa e cinza volante, em
substituição parcial ao cimento, denominada MCWSF, estão apresentados na Figura 4.3
e Figura 4.4.
69
Avaliação dos
concretos
Comportamento
reológico
Comportamento
térmico
Variações
dimensionais
Compósitos
(com fibra)
Matrizes
(sem fibra)
Cone
de Abrams
Cone
invertido
Caixa “L”
Reômetro
BTRHEOM
Cone
de Abrams
Tempo
de VeBe
Comportamento
mecânico
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Tração
direta
Cisalhamento
Elevação
adiabática
de temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente de
dilatação
térmica
Retração
autógena
Retração por
secagem
Fluência
na compressão
Fluência
na tração direta
Fluência
na flexão
Avaliação dos
concretos
Comportamento
reológico
Comportamento
térmico
Variações
dimensionais
Compósitos
(com fibra)
Matrizes
(sem fibra)
Cone
de Abrams
Cone
invertido
Caixa “L”
Reômetro
BTRHEOM
Cone
de Abrams
Tempo
de VeBe
Comportamento
mecânico
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Tração
direta
Cisalhamento
Elevação
adiabática
de temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente de
dilatação
térmica
Retração
autógena
Retração por
secagem
Fluência
na compressão
Fluência
na tração direta
Fluência
na flexão
Figura 4.1 – Quadro geral dos ensaios realizados para avaliação do comportamento dos concretos.
70
Matriz 1
Sílica ativa
Comportamento
reológico
Comportamento
térmico
Compósitos
Vf=1%, 1,5%,
2% e 2,5%
Matriz
Vf=0%
Cone
de Abrams
Cone
invertido
Caixa “L”
Reômetro
BTRHEOM
Cone
de Abrams
Tempo
de VeBe
Comportamento
mecânico
Matriz
Vf=0%
Compósitos
Vf=1%, 1,5%,
2% e 2,5%
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Matriz
Vf=0%
Compósitos
Vf=2%
Elevação
adiabática de
temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente
de dilatação
térmica
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente
de dilatação
térmica
Matriz 1
Sílica ativa
Comportamento
reológico
Comportamento
térmico
Compósitos
Vf=1%, 1,5%,
2% e 2,5%
Matriz
Vf=0%
Cone
de Abrams
Cone
invertido
Caixa “L”
Reômetro
BTRHEOM
Cone
de Abrams
Tempo
de VeBe
Comportamento
mecânico
Matriz
Vf=0%
Compósitos
Vf=1%, 1,5%,
2% e 2,5%
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Matriz
Vf=0%
Compósitos
Vf=2%
Elevação
adiabática de
temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente
de dilatação
térmica
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente
de dilatação
térmica
Figura 4.2 – Ensaios realizados na avaliação dos compósitos produzidos a partir da matriz MCWS.
71
Matriz 2
Sílica ativa +
cinza volante
Comportamento
reológico
Compósitos
Vf=1%, 1,5%,
2% e 2,5%
Matriz
Vf=0%
Cone
de Abrams
Cone
invertido
Caixa “L”
Reômetro
BTRHEOM
Cone
de Abrams
Tempo
de VeBe
Comportamento
mecânico
Matriz
Vf=0%
Compósitos
com fibras
de aço
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Tração
direta
Cisalhamento
Vf=1%, 1,5%,
2%
Vf=2,5%
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Tração
direta
Cisalhamento
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Matriz 2
Sílica ativa +
cinza volante
Comportamento
reológico
Compósitos
Vf=1%, 1,5%,
2% e 2,5%
Matriz
Vf=0%
Cone
de Abrams
Cone
invertido
Caixa “L”
Reômetro
BTRHEOM
Cone
de Abrams
Tempo
de VeBe
Comportamento
mecânico
Matriz
Vf=0%
Compósitos
com fibras
de aço
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Tração
direta
Cisalhamento
Vf=1%, 1,5%,
2%
Vf=2,5%
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Tração
direta
Cisalhamento
Compressão
uniaxial
Tração
na flexão
Figura 4.3 – Ensaios realizados na avaliação dos compósitos produzidos a partir da matriz MCWSF (PARTE 1)
72
Matriz 2
Sílica ativa +
cinza volante
Comportamento
térmico
Variações
dimensionais
Matriz
Vf=0%
Compósitos
com fibras
de aço
Elevação
adiabática de
temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente
de dilatação
térmica
Vf=1%
Vf=1%,
e 2%
Elevação
adiabática de
temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Matriz
Vf=0%
Compósitos
com fibras
de aço
Retração
autógena
Retração
por secagem
Fluência
compressào
Vf=1%
e 2%
Vf=1,5%
Retração
autógena
Retração
por secagem
Fluência
compressào
Retração
autógena
Retração
por secagem
Fluência
compressào
Coeficiente
de dilatação
Térmica (Vf=2%)
Fluência
tração
Fluência
flexão
Fluência
tração
Fluência
flexão
Matriz 2
Sílica ativa +
cinza volante
Comportamento
térmico
Variações
dimensionais
Matriz
Vf=0%
Compósitos
com fibras
de aço
Elevação
adiabática de
temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Coeficiente
de dilatação
térmica
Vf=1%
Vf=1%,
e 2%
Elevação
adiabática de
temperatura
Calor
específico
Difusividade
térmica
Matriz
Vf=0%
Compósitos
com fibras
de aço
Retração
autógena
Retração
por secagem
Fluência
compressào
Vf=1%
e 2%
Vf=1,5%
Retração
autógena
Retração
por secagem
Fluência
compressào
Retração
autógena
Retração
por secagem
Fluência
compressào
Coeficiente
de dilatação
Térmica (Vf=2%)
Fluência
tração
Fluência
flexão
Fluência
tração
Fluência
flexão
Figura 4.4 – Ensaios realizados na avaliação dos compósitos produzidos a partir da matriz MCWSF (PARTE 2).
73
4.2 Produção e Avaliação dos Concretos
4.2.1 Dosagem dos concretos
Os concretos foram dosados a partir de um traço prévio utilizado por LOPES (2005),
considerando um concreto inicial de resistência à compressão aos 28 dias de 40 MPa.
Quatorze misturas com agregados de D
max
igual a 9,5 mm foram produzidas. O teor de
reforço de fibras de aço variou de 1,0 a 2,5% (em volume) do total da mistura, enquanto
que o teor do micro reforço mineral de volastonita utilizado foi de 5%, em volume.
Quando da utilização de reforço fibroso, a dosagem foi realizada com a substituição de
cada material constituinte do concreto pelo volume correspondente ocupado pelo
reforço fibroso.
A Tabela 4.1 apresenta as dosagens dos concretos. As seguintes abreviações são
utilizadas para representar os constituintes dos concretos e compósitos produzidos:
M = matriz;
C = cimento;
W = fibra de volastonita;
S = substituição parcial de cimento por sílica ativa;
F = substituição parcial de cimento por cinza volante (fly ash);
A = fibra de aço;
Um número após a letra A indica a fração volumétrica de fibra de aço de comprimento
de 35 mm. No caso em que também foi utilizada a fibra de aço de comprimento de 13
mm, dois números são utilizados para indicar a fração volumétrica de cada fibra,
(A15+05). Exemplificando, a abreviação da mistura MCWSFA15+05 significa um
concreto micro-reforçado com volastonita, tendo como adições minerais a sílica ativa e
a cinza volante, e 1,5%, em volume, de fibras de aço de comprimento de 35 mm e 0,5%,
em volume, de fibras de aço de comprimento de 13 mm, como elementos de reforço.
74
Tabela 4.1 – Proporcionamento dos materiais, em kg/m
3
.
Fibras de aço Volastonita Água
Concreto nº Nomenclatura Cimento
Sílica
ativa
Cinza
volante
Areia Brita Teor SP (%)
Dramix Krampe
1 MCWS 319,85 35,54 – 863,11 863,11 1,50 – – 145 177,70
2 MCWSA10 316,64 35,18 – 854,44 854,44 1,50 78 – 145 175,91
3 MCWSA15 315,00 35,00 – 850,20 850,20 1,50 117 – 145 175,00
4 MCWSA20 313,50 34,83 845,83 845,93 1,50 156 – 145 174,16
5 MCWSA25 311,94 34,66 841,74 841,74 1,50 195 – 145 173,30
6 MCWSA15+05 313,50 34,83 845,83 845,93 1,50 117 39 145 174,16
7 MCWSF 248,78 35,54 71,08 863,11 863,11 0,80 – – 145 177,70
8 MCWSFA10 246,28 35,18 70,36 854,44 854,44 1,50 78 – 145 175,91
9 MCWSFA15 245,05 35,00 70,01 850,20 850,20 1,50 117 – 145 175,00
10 MCWSFA20 243,83 34,83 69,66 845,83 845,93 1,50 156 – 145 174,16
11 MCWSFA25 242,62 34,66 69,32 841,74 841,74 1,50 195 – 145 173,30
12 MCWSFA15+05 243,83 34,83 69,66 845,83 845,93 1,50 117 39 145 174,16
13 MCSF 262,09 37,44 74,88 909,27 909,27 0,50 – – – 187,20
14 MCSFA20 256,60 36,66 73,31 890,23 890,23 1,00 156 – – 183,28
75
4.2.1.1 Compacidade da mistura granular seca do concreto sem
reforço fibroso
Um programa computacional (MEC_COPPE 1.0) desenvolvido no Laboratório de
Estruturas do PEC/COPPE/UFRJ (SILVOSO, 2008), baseado no Método de
Empacotamento Compressível (MEC), foi utilizado na avaliação da compacidade da
mistura granular seca do concreto MCSF apresentado na Tabela 4.1.
O Método de Empacotamento Compressível (MEC) foi proposto por DE LARRARD e
pesquisadores (1999), para simulação do empacotamento das partículas granulares, de
diferentes materiais e classes granulométricas. Esse método, associado a um algoritmo
de otimização, permite determinar, através de procedimentos numéricos, a mistura ideal
correspondente à máxima compacidade da mistura granular. Do mesmo modo, também
é possível determinar a compacidade de uma dada mistura com proporções conhecidas.
O MEC pode ser dividido em dois módulos. O primeiro módulo trata do cálculo da
compacidade virtual da mistura seca. O empacotamento virtual é definido como um
arranjo ideal das partículas, quando dispostas uma a uma. No caso de partículas cúbicas,
por exemplo, o arranjo geométrico ideal ó obtido com a disposição face a face das
partículas. O segundo módulo estabelece a relação entre o empacotamento virtual e o
empacotamento real da mistura seca, quando submetida a um determinado processo de
empacotamento. Uma vez que não é possível a obtenção de uma compacidade máxima
similar ao arranjo virtual das partículas, através de um processo real de compactação, o
modelo proposto relaciona o empacotamento virtual ao empacotamento real por meio de
um parâmetro K, definido como índice de compactação, ou protocolo de
empacotamento. Este parâmetro está relacionado com a energia fornecida ao concreto
durante a sua produção. Utilizando procedimentos de adensamento com protocolos de
empacotamento conhecidos, e a partir de características de cada material, como
granulometria e densidade, em conjunto com as compacidades experimentais das
diferentes classes granulométricas dos materiais, é possível determinar numericamente a
compacidade de uma determinada mistura. Maiores informações sobre o Modelo de
Empacotamento Compressível podem ser encontradas em De LARRARD (1999),
SILVA (2004) e FORMAGINI (2005).
76
Para utilização do MEC_COPPE 1.0, que tem por base o MEC, é necessário inserir
todas as características inerentes a cada material granular, apresentadas no capítulo
anterior, tais como, granulometria, massa específica e compacidade experimental. Estes
parâmetros de entrada são utilizados no cálculo da máxima compacidade da mistura.
Esta análise foi realizada para os concretos sem presença de reforço, considerando os
valores de compacidade experimental dos materiais cimentícios obtidos com a
utilização de superplastificante. O valor obtido de compacidade experimental para o
concreto MCSF, utilizando protocolo de empacotamento K=9, foi igual a 0,8262. A
Figura 4.5 ilustra a utilização do programa MEC_COPPE 1.0.
Figura 4.5 – Compacidade experimental do concreto MCSF.
Para uma análise mais adequada do empacotamento promovido pelas adições minerais
na escala dos materiais cimentícios, deve-se analisar o empacotamento das misturas
binárias e ternárias entre esses materiais. A Figura 4.6 ilustra o empacotamento entre o
cimento e as duas adições minerais utilizadas, adotando um protocolo de
empacotamento de K=6,7 (mesmo do ensaio demanda d’água). A Figura 4.6-a mostra
que quase não há empacotamento entre o cimento e a cinza volante, isso se deve a
proximidade entre a granulometria e a compacidade experimental dos dois materiais
(item 3.2). Por outro lado, observa-se na Figura 4.6-b, um bom empacotamento entre a
sílica ativa e o cimento, com a máxima compacidade obtida para 20% de sílica ativa em
Valor de compacidade
77
conjunto com 80% de cimento (em volume). Dessa forma, observa-se que o aumento de
empacotamento entre os materiais cimentícios se deve primordialmente a presença de
sílica ativa e a sua granulometria mais fina que a da cinza volante e do cimento.
No presente trabalho, o concreto MCSF possui 70% de cimento, 10% de sílica ativa e
20% de cinza volante (proporções dadas em massa). Essa mistura ternária, que em
termos de volume apresenta um proporcionamento de 64,48% de cimento, 12,08% de
sílica ativa e 23,44% de cinza volante, apresenta isoladamente uma compacidade de
0,6284 (K=6,7), conforme ilustrada na Figura 4.7. Esse valor é próximo à compacidade
experimental máxima possível de ser obtida com esses três materiais, que é de 0,6315
(K=6,7). Esses resultados indicam que o proporcionamento adotado entre materiais
cimentícios está bem próximo da mistura ideal em termos de empacotamento.
Também é possível avaliar, através do MEC_COPPE 1.0, o empacotamento entre
agregados. A Figura 4.8 mostra que a proporção de 50% (em volume) entre agregado
graúdo e agregado miúdo, utilizada nos concretos produzidos (Tabela 4.1), é aquela que
proporciona a máxima compacidade (K=9,0).
(a) (b)
Figura 4.6 – Relações entre materiais cimentícios para a máxima compacidade: (a)
Cimento e cinza volante e (b) Cimento e sílica ativa.
Relação de melhor
compacidade
78
Figura 4.7 – Compacidade experimental dos materiais cimentícios.
Figura 4.8 – Relação agregado graúdo/agregado miúdo para a máxima compacidade.
Relação de melhor
compacidade
Valor de compacidade
79
4.2.1.2 Previsão das propriedades do concreto pelo BetonLab Pro2
®
O concreto sem reforço fibroso (MCSF), apresentado na Tabela 4.1, também foi
analisado utilizando o programa computacional BetonLab Pro2
®
(SEDRAN e DE
LARRARD, 2000), desenvolvido no LCPC (Laboratoire Central de Ponts et
Chaussèes), baseado no Método de Empacotamento Compressíve (MEC). O programa
BetonLab Pro2
®
permite a simulação dos constituintes do concreto em variadas
proporções, de forma a determinar as dosagens com as propriedades desejadas, sejam
elas reológicas ou mecânicas. No presente estudo, a utilização do programa
computacional em questão teve por finalidade avaliar os resultados experimentais
obtidos, confrontando-os com valores calculados numericamente. As propriedades
avaliadas numericamente foram os valores de resistência à compressão, aos 7, 28 e 365
dias, módulo de elasticidade e ar incorporado. Os resultados numéricos apresentados na
Figura 4.9, obtidos segundo o programa computacional BetonLab Pro2
®
, são utilizados
na discussão dos resultados experimentais das propriedades avaliadas.
Ressalta-se que somente este concreto foi avaliado por não apresentar nenhum tipo de
reforço fibroso, seja volastonita ou fibra de aço, uma vez que o programa não considera
este tipo de material.
Figura 4.9 – Previsão das propriedades reológicas e mecânicas, via BetonLab Pro2
®
, do
concreto MCSF.
80
No quadro já pode ser observado que não será possível comparar os resultados
reológicos, obtidos experimentalmente, com o Programa BetonLab Pro2
®
. O resultado
obtido pelo programa de abatimento zero, pode ser devido ao fato que nos dados de
entrada que caracterizam o superplastificante, não há nenhum parâmetro que permita
qualificar a sua eficiência como um material de terceira geração, capaz de incrementar
as características de trabalhabilidade dos concretos. Portanto, somente as propriedades
mecânicas serão utilizadas como dados comparativos.
4.2.2 Produção dos concretos
Os concretos foram produzidos em sala climatizada a 21°C ± 1°C, utilizando o
misturador planetário com capacidade de trabalho de 100 litros, mostrado na Figura
4.10-a. Previamente a introdução dos materiais, procedeu-se a limpeza do misturador
planetário, retirando qualquer excesso de água que poderia alterar as propriedades do
concreto. Após a mistura, foram executados os ensaios reológicos e, em seguida, foram
moldados corpos de prova para a realização dos ensaios. O adensamento do concreto foi
realizado em mesa vibratória (Figura 4.10-b) com frequência de 68 Hz. Após a
moldagem, os corpos de prova foram cobertos por uma manta úmida para prevenir e
impedir a perda de água para o meio externo. Em função do retardamento de pega
provocado pela utilização do superplastificante de terceira geração, os corpos-de-prova
foram retirados dos moldes após 48 horas, identificados e transferidos para uma câmara
úmida (Figura 4.10-c) com umidade relativa de 100% temperatura de 21ºC±1ºC, onde
foram mantidos em cura até a idade de realização dos ensaios.
81
(a) (b)
©
Figura 4.10 – (a) Misturador planetário; (b) mesa vibratória e (c) câmara úmida.
O procedimento de mistura está detalhado na Tabela 4.2 e ilustrado na Figura 4.11.
Tabela 4.2 – Procedimento de mistura utilizado na produção dos concretos.
Etapa Procedimentos
Duração
(segundos)
1 Mistura dos agregados 30
2 Adição dos materiais cimentícios 30
3 Adição da volastonita 30
4 Adição de 80% da água de amassamento 180
5 Parada para raspagem das pás e parede do misturador 60
6 Adição dos 20% restantes da água e do superplastificante 420
7 Adição da fibra de aço 180
82
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 4.11 – Ordem de colocação dos materiais no misturador: (a) mistura dos
agregados; (b) adição dos materiais cimentícios; (c) adição da volastonita; (d) mistura
após a adição do superplastificante; (e) adição da fibra de aço e (f) aspecto final da
mistura.
Os procedimentos de adensamento e cura descritos são característicos dos corpos de
prova utilizados na avaliação mecânica e térmica. Para os corpos de prova moldados
visando o estudo das variações dimensionais são necessários procedimentos especiais
que serão apresentados com mais detalhes no item 4.6.
83
4.3 Propriedades reológicas
O método mais usual utilizado para avaliação da trabalhabilidade de concretos é o cone
de Abrams (abatimento do tronco de cone). Entretanto, concretos de alta
trabalhabilidade, como concretos auto-adensáveis, devem ser também avaliados através
de outros métodos de ensaio.
As características de auto-adensamento das matrizes de concreto, utilizadas na produção
dos compósitos com fibras de aço, foram determinadas através dos ensaios de
abatimento e espalhamento do tronco de cone (NBR NM 67, 1998), espalhamento do
cone invertido (FERRARIS e DE LARRARD, 1998), caixa “L” (SEDRAN (1999) e
FERRARIS e DE LARRARD, (1998)) e teor de ar aprisionado (NBR NM 47, 2002).
Além disso, foram determinados, para as matrizes, os parâmetros reológicos, τ
0
e μ,
utilizando o reômetro BTRHEOM desenvolvido no LCPC – França. A trabalhabilidade
do concreto reforçado com fibras foi determinada pelo ensaio de tempo de VeBe (BS
1881, 1983) e, apenas para controle, pelo abatimento do tronco de cone (NBR NM 67,
1998).
4.3.1 Cone de Abrams
O ensaio de abatimento e espalhamento pelo cone de Abrams realizado nas matrizes
está ilustrado na Figura 4.12-a. O espalhamento do concreto também foi determinado
através do ensaio do cone invertido, cujo aparato utilizado é o cone de Abrams,
posicionado invertido sobre uma base metálica (ver Figura 4.12-b). Após o escoamento
do material sobre a base metálica, mede-se o diâmetro correpondente ao espalhamento
da mistura de concreto. Segundo NEHDI et al. (2004), o diâmetro médio de
espalhamento pelo cone invertido para concretos auto-adensáveis deve ser superior a
550 mm. Os ensaios foram realizados logo após o término da homogeneização e
produção dos concretos no misturador planetário.
84
(a) (b)
Figura 4.12 – (a) Ensaio de abatimento do tronco de cone e (b) espalhamento pelo
tronco de cone invertido.
4.3.2 Caixa “L”
O ensaio conhecido como caixa “L” fornece um parâmetro que indica a dificuldade do
material em escoar através de obstáculos, neste caso, as barras de aço. O ensaio de
escoamento na caixa “L” é realizado l ançando uma amostra de concreto fresco em uma
caixa na forma de “L”, cujas seções vertical e horizontal são separadas por uma tampa
removível e por três barras de aço (φ14 mm), com a função de simular o fluxo de
material entre as barras de aço como em uma concretagem (Figura 4.13). Após o
término do fluxo do material, medem-se as alturas finais H
1
(na seção vertical) e H
2
(na
seção horizontal) e o tempo de fluxo. Este ensaio deve ser executado num tempo
máximo de 5 minutos. As vistas lateral e frontal da caixa L podem ser visualizadas
através da Figura 4.14
85
concreto
seção
horizontal
vista em planta
grade
tampa
remóvivel
grade metálica
vista em perspectiva
vista em corte
Figura 4.13 – Geometria da caixa “L” (FORMAGINI ,2005).
(a) (b)
Figura 4.14 – Caixa L : (a) vista lateral e (b) vista frontal.
Quando o material flui livremente pela caixa, sem obstáculos, e a massa de concreto se
auto-nivela na seção horizontal, tem-se a relação H
2
/H
1
igual a 1. Quando o processo
inverso ocorre, ou seja, quando os obstáculos são suficientes para impedir o escoamento
do material, tem-se a relação H
2
/H
1
igual a 0. Segundo NEHDI et al. (2004), valores de
H
2
/H
1
para concretos auto-adensáveis encontram-se na faixa de 0,7 a 0,9.
86
4.3.3 Reômetro BTRHEOM
Ensaio que fornece características reológicas como tensão cisalhante e viscosidade
plástica. O BTRHEOM, desenvolvido no Laboratoires des Ponts et Chaussées (LCPC),
é um reômetro de pratos paralelos recomendado para uso em concretos com abatimento
superior a 100 mm e com diâmetro máximo de agregado de 25 mm. O equipamento
utiliza uma amostra de cerca de 7 litros de concreto fresco que é cisalhada entre sua
base, que permanece fixa durante o ensaio, e o topo, que é rotacionado em torno do seu
eixo vertical (ver Figura 4.15-a). Tal rotação se dá através de um sistema de pás que é
ligado a um motor localizado sob o recipiente que acondiciona a amostra (ver Figura
4.15-b). O torque resultante da resistência do concreto ao cisalhamento é então
correlacionado com a velocidade de rotação de modo a determinar os parâmetros que
caracterizam a reologia do material. Detalhes sobre o funcionamento do reômetro
utilizado podem ser encontrados no trabalho de DE LARRARD et al. (1997); HU e DE
LARRARD (1996).
A Figura 4.16 apresenta o reômetro utilizado, a introdução do material no equipamento
e o início do ensaio.
(a) (b)
Figura 4.15 – a) Princípio de funcionamento do BTRHEOM (DE LARRARD et
al.,1997); b) Desenho esquemático do BTRHEOM (DE LARRARD et al.,1997).
87
(a) (b) ©
Figura 4.16 – (a) Reômetro BTRHEOM utilizado; (b) colocação da amostra no
equipamento e (c) execução do ensaio.
O ensaio realizado através do reômetro BTRHEOM fornece uma série de pares de
medidas de torque (Γ) e velocidade de rotação (N). A relação entre torque e velocidade
de rotação é uma função da forma apresentada na Eq. (4.1)
b
o
AN+Γ=Γ
(4.1)
onde
o
Γ , A e b são parâmetros numéricos, determinados por ajuste dos dados
experimentais, que são correlacionados com o comportamento reológico do material de
acordo com modelos conhecidos.
Após o preenchimento do recipiente do reômetro com aproximadamente 7 litros de
concreto fresco, uma pré-vibração de 15 segundos a uma frequência de 40 Hz é
aplicada, com a finalidade de acomodação do concreto. A amostra é cisalhada a uma
máxima taxa de deformação (6s
-
), que corresponde a uma velocidade de rotação de 0,8
ver/s, com redução gradativa da velocidade até 0,2 ver/s, correpondente a uma taxa de
deformação de 0,25s
-
. Para cada ponto, obtém-se um valor de torque após 20 segundos
de velocidade constante.
A relação linear entre o aumento no torque e na velocidade de rotação descoberta nos
ensaios realizados por TATERSALL (1991), citado por DE LARRARD et al. (1998),
para a avaliação reológica dos concretos permitiu caracterizá-los como um fluido de
Bingham. O desenvolvimento do reômetro BTRHEOM permitiu a realização de ensaios
que possibilitaram a determinação dos parâmetros reológicos do concreto e uma
avaliação do melhor modelo capaz de ajustar os dados experimentais. No trabalho de De
LARRARD et al. (1998) concluiu-se que o concreto, no seu estado fresco, pode se
88
comportar como fluido de Bingham. Este, porém, nem sempre representa uma boa
aproximação, sendo em alguns casos o modelo Herschel-Bulkley mais adequado para
descrição do comportamento observado experimentalmente. O modelo Herschel-
Bulkley descreve melhor o comportamento dos concretos de elevada trabalhabilidade e
reduzida tensão de escoamento, onde através do modelo de Bingham costumam ser
obtidos valores negativos de tensão de escoamento.
Assim,neste trabalho, para cada ensaio do reômetro, o comportamento das matrizes de
concreto auto-adensáveis foi avaliado conforme dois modelos: Modelo de Bingham e
Modelo de Herschel-Buckley.
4.3.3.1 Modelo de Bingham
O fluido de Bingham é caracterizado por dois parâmetros: tensão inicial de escoamento
(
o
τ
) e viscosidade plástica (
μ
). A Eq. (4.2) que descreve a lei de Bingham é uma
relação linear entre a tensão de cisalhamento (
τ) e a taxa de deformação de cisalhamento
imposta à amostra (
γ
&
).
γ
μ
τ
τ
&
+=
o
(4.2)
Os parâmetros
o
τ
e
μ
são determinados aplicando-se uma tensão de cisalhamento ao
concreto e medindo-se a taxa de deformação cisalhante. No momento em que o concreto
começa a escoar, tem-se a tensão inicial de escoamento, que é resultante da combinação
entre o atrito e a coesão existente entre os contatos dos grãos para o material entrar em
movimento. Após o início do escoamento, a viscosidade plástica é a inclinação da reta
ajustada sobre os pontos experimentais no gráfico tensão de cisalhamento versus taxa de
deformação, obtida em função da dissipação dos líquidos entre os grãos. A Figura 4.17
apresenta a contribuição das fases sólida e líquida na determinação dos parâmetros
o
τ
e
μ
e o gráfico que rege o modelo de Bingham.
89
(a) (b)
Figura 4.17 – Modelo de Bingham: (a) elementos que contribuem na determinação dos
parâmetros
o
τ
e
μ
e (b) definição dos parâmetros
o
τ
e
μ
(FORMAGINI, 2005
adaptado de DE LARRARD, 1999).
Para cada ensaio realizou-se previamente uma regressão linear dos dados experimentais
(b=1) de modo a determinar os parâmetros numéricos
o
Γ
, A que são correlacionados
com a lei de Bingham de forma a determinar a tensão cisalhante, ou tensão inicial de
escoamento (
o
τ
) e a viscosidade plástica (
μ
), conforme procedimento dado por DE
LARRARD et al. (1997) e HU e DE LARRARD (1996).
4.3.3.2 Modelo de Herschel-Buckley
O comportamento do concreto pelo modelo de Herschel-Bulkley é realizada através de
uma regressão não linear dos dados experimentais, obtendo-se assim os parâmetros
numéricos
o
Γ , A e b da Eq.(4.1). Estes parâmetros foram então correlacionados com o
modelo Herschel-Bulkley para concreto fresco de acordo com o trabalho de DE
LARRARD et al. (1998). A Eq.(4.3) descreve o modelo de Herschel-Bulkley, onde
o
τ
′
,
a e b são novos parâmetros característicos do material que descrevem o comportamento
do concreto fresco.
b
o
a
γττ
&
+
′
=
(4.3)
Para correlacionar os parâmetros do material (
o
τ
′
e a) do modelo de Herschel-Bulkley
com os parâmetros numéricos
o
Γ , A e b, foram utilizadas as expressões deduzidas por
DE LARRARD et al. (1998), apresentadas nas Equações (4.4) e (4.5).
90
oo
RR
Γ
−
=
′
)(2
3
3
1
3
2
π
τ
(4.4)
A
RR
hb
a
bb
b
b
)(
)2(
)3(
9,0
3
1
3
2
1
++
+
−
+
=
π
(4.5)
onde
1
R e
2
R são o raio interior e exterior da amostra de concreto fresco no reômetro
(20 mm e 120 mm, respectivamente), e h é a altura da amostra (100 mm), como
apresentado na Figura 4.15-a.
Como o modelo de Herschel-Bulkley é não linear e a fim de manter uma
correspondência entre este e o modelo de Bingham, foi determinada uma viscosidade
plástica equivalente utilizando os parâmetros a e b, através da Eq. (4.6), conforme
apresentada por DE LARRARD et al. (1998).
1
max
2
3
−
+
=
′
b
b
a
γμ
&
(4.6)
onde
max
γ
&
representa a máxima taxa de deformação utilizada durante o ensaio
(
−
= s6
max
γ
&
).
4.3.4 Tempo de VeBe
Tempo de VeBe é um ensaio dinâmico apropriado para concretos reforçados com fibras.
O ensaio tem início com o preenchimento de um cone análogo ao cone de Abrams,
disposto no interior de uma peça de aço cilíndrica. Após a retirada do cone, uma peça
cilíndrica de acrílico apóia-se no topo do cone de concreto. Mede-se o tempo decorrido
entre o momento em que o motor do equipamento é ligado e o momento em que todo o
cone de concreto acomodou-se no interior da peça de aço cilíndrica, observado através
do faceamento do concreto na peça de acrílico. Os valores de tempo obtidos permitem
diferenciar concretos com frações volumétricas distintas. A Figura 4.18 ilustra o
equipamento utilizado no ensaio descrito.
91
Figura 4.18 – Ensaio de tempo de VeBe.
4.4 Propriedades mecânicas
A caracterização mecânica dos concretos foi realizada através de ensaios de resistência
à compressão, resistência à tração na flexão, resistência à tração direta e resistência ao
cisalhamento, que permitiram a obtenção das relações constitutivas de compressão, da
curva carga versus deslocamento e avaliação da tenacidade dos compósitos na flexão e
das relações constitutivas na tração direta. Os ensaios foram realizados em uma prensa
Shimadzu servo-controlada, modelo UH-F 1000 kN, capacidade de 100 toneladas,
mostrada na Figura 4.19.
Figura 4.19 – Máquina de ensaio Shimadzu, servo controlada, com capacidade de
1000kN.
Condicionador
Lynx
92
4.4.1 Comportamento sob compressão
Os ensaios de resistência à compressão uniaxial foram realizados na máquina de ensaio
Shimadzu, mostrada na Figura 4.19, em cilindros de 100 mm de diâmetro e 200 mm de
altura, conforme procedimentos sugeridos pela NBR 5739 (1994).
Sabendo-se que superfícies irregulares e não planas dos topos dos corpos de prova
causam problemas tais como transmissão não uniforme da tensão de compressão, com
conseqüente concentração de tensão em pontas da superfície das amostras, tendo a
ruptura antecipada das mesmas, superfícies planas e paralelas entre si foram obtidas
através do capeamento dos corpos de prova com uma mistura a base de enxofre e cinza
volante, na proporção de 3:1. A utilização de cinza volante junto com o enxofre gera
uma “capa” mais rígida no topo e na base do corpo de prova, propício e necessário para
concretos de elevada resistência.
Os ensaios foram realizados aos 7 dias, obtendo-se somente a carga de ruptura, aos 28
dias e 365 dias de idade. Para estas últimas idades, curvas completas tensão x
deformação foram obtidas. Para cada concreto, três amostras foram submetidas a
esforços de compressão.
A velocidade de carregamento utilizada sofreu uma pequena variação, em função da
idade de ensaio. Aos 28 dias, as amostras foram submetidas a esforços de compressão
com controle de deformação axial a uma taxa de 0,025 mm/min. Devido a rigidez da
amostra em idades avançadas (365 dias), a taxa de controle de deformação axial foi
reduzida para 0,01 mm/min. Procurou-se, desta forma, evitar a ruptura explosiva das
matrizes de concreto, uma vez que a dificuldade no controle do ensaio aumenta com
aumento da taxa de carregamento. Esta alteração também é benéfica para os concretos
reforçados com fibras, principalmente para as menores frações volumétricas, como 1%
de fibras. Imediatamente após a carga de ruptura, não há uma perda súbita de carga,
mesmo para pequenos trechos, e as curvas obtidas apresentam um ramo descendente
suave até o término do ensaio.
Os ensaios de resistência à compressão permitiram a obtenção dos valores de resistência
à compressão, módulo de elasticidade, deformação axial de pico e coeficiente de
Poisson. Deslocamentos axiais do corpo de prova foram obtidos a partir da leitura média
de dois transdutores elétricos de deslocamento acoplados, longitudinalmente, em anéis
fixos na região central do corpo de prova. Deslocamentos transversais foram obtidos por
93
meio de um transdutor elétrico de deslocamento acoplado, transversalmente, em um
anel posicionado na região central da amostra e entre os anéis existentes para a fixação
dos transdutores elétricos de deslocamento axial. A Figura 4.20 mostra a configuração
utilizada nos ensaios de compressão. Com os dados de deslocamento axial obtém-se a
deformação axial do corpo de prova, sob uma base de leitura de 100 mm, e o módulo de
elasticidade. Juntamente com os dados de deslocamento transversal, obtém-se os valores
de coeficiente de Poisson. Os dados de deslocamentos axiais, transversais e o
carregamento foram obtidos por meio de um sistema de aquisição de dados composto de
um condicionador ADS 2000, de 16 bits e um “software” AQDados versão 7.02.08, da
Empresa Lynx.
Figura 4.20 – Configuração do ensaio de resistência à compressão.
O módulo de elasticidade e o coeficiente de Poisson do concreto foram calculados a
partir do diagrama tensão-deformação. O módulo de elasticidade foi calculado a partir
da equação (4.7):
)(
)(
12
)12
aa
cc
εε
σ
σ
−
−
=Ε
(4.7)
onde:
E = módulo de elasticidade;
σ
c2
= tensão de compressão correspondente a 40% da carga última;
σ
c1
= tensão de compressão correspondente a deformação axial, ε
a1
, de 0,000050;
Transdutor elétrico A
(deslocamento axial)
Transdutor elétrico B
(
deslocamento axial
)
Transdutor elétrico
(deslocamento transversal)
94
ε
a1
= deformação axial igual a 0,000050;
ε
a2
= deformação axial produzida pela tensão σ
2
.
O coeficiente de Poisson foi determinado a partir da equação (4.8):
)(
)(
12
12
aa
ll
εε
ε
ε
ν
−
−
=
(4.8)
onde:
ν = coeficiente de Poisson;
ε
l2
= deformação lateral a meia altura do corpo de prova produzida pela tensão σ
c2
;
ε
l1
= deformação lateral a meia altura do corpo de prova produzida pela tensão σ
c1
.
4.4.2 Comportamento sob tração na flexão
Os ensaios de resistência à tração na flexão foram realizados na máquina de ensaio
Shimadzu, mostrada na Figura 4.19, em amostras prismáticas de 100 x 100 x 400 mm,
com relação vão livre (300 mm)/altura (100 mm) igual a 3, conforme procedimentos
sugeridos pela NBR NM 55 (1996).
Curvas carga versus deflexão dos concretos foram obtidas aos 28 e 365 dias de idade.
Cada curva média é o resultado do ensaio de três amostras. Os ensaios foram realizados
com controle de deslocamento do travessão a uma taxa de 0,1 mm/min.
Os ensaios de resistência à tração na flexão permitiram a obtenção dos valores de carga
de ruptura e deslocamento (flecha) da amostra no meio do vão livre. O comportamento
foi avaliado com ensaio de flexão a quatro pontos, com carregamento aplicado nos
terços do vão livre. O vão livre foi mantido fixo em 300 mm em todos os ensaios. Os
deslocamentos foram obtidos por meio de um transdutor elétrico de deslocamento
acoplado a um dispositivo tipo Yoke posicionado a meia altura da amostra prismática. A
Figura 4.21 mostra a configuração utilizada no ensaio.
95
Figura 4.21 – Configuração do ensaio de resistência à flexão.
Com os dados de carga ao longo do ensaio, obtém-se dois valores de resistência: o
primeiro é a resistência de primeira fissurra, calculada a partir da carga de primeira
fissura. O segundo valor corresponde à tensão máxima pós-fissuração, calculada com o
valor da carga de ruptura. Os dados de deslocamentos e carga foram aquisitados por um
“software” Trapezium versão 2.22, da Shimadzu, conectado diretamente a máquina de
ensaio.
Admitindo-se uma distribuição linear de tensões e deformações, a resistência de
primeira fissura foi calculada a partir da equação (4.9):
2
6
hb
M
cp
=
σ
(4.9)
onde:
M = momento correspondente à primeira fissura no concreto;
b
cp
= base do corpo de prova;
h = altura do corpo de prova.
Após o desenvolvimento da primeira fissura, a amostra inicia o seu processo de
deformação e suas dimensões (b
cp
e h), obtidas da amostra ainda não-fissurada, não
seriam mais válidas para o cálculo da resistência de acordo com a equação (4.9).
Entretanto, a título comparativo, a tensão máxima equivalente pós-fissuração é
calculada através da equação acima. Neste caso, o momento é calculado com a carga
máxima pós-fissuração.
96
Adicionalmente às características de resistência do material, o ensaio de resistência à
tração na flexão também fornece a capacidade de absorção de energia do material com a
utilização de fibras, denominado índice de tenacidade. Esta propriedade foi avaliada
através de três métodos: norma Belga B15-238, norma japonesa JCSE SF4 e norma
ASTM C1018.
4.4.2.1 Norma Belga B15-238
A norma belga NBN B15-238 (1992) determina o uso de corpos de prova com
comprimento total entre 4 e 5 vezes a altura da viga e um vão de 3 vezes a altura da
viga, submetidos a ensaios de flexão a quatro pontos. Caracteriza a forma da curva
carga-deflexão no regime pós-fissuração através de relações entre cargas (P*), que são
índices de resistência adimensionais, conforme mostra a equação (4.10). Obtém-se a
carga de primeira fissura no ponto de deflexão no qual a curva começa a perder sua
linearidade.
fissura
n
a
P
P
P
1
*
=
(4.10)
onde:
P
1 fissura
= carga de primeira fissura;
P
n
= cargas pós-fissuração obtidas, no presente caso, para deflexões limites de L/300,
L/150, L/100 e L/50. Como o vão livre do ensaio é de L=300mm, os índices P* serão
obtidos para as deflexões de 1,0mm, 2,0mm, 3,0mm e 6,0mm.
4.4.2.2 Norma Japonesa JCSE-SF4
A norma japonesa JCSE-SF4 (1983) avalia a tenacidade dos compósitos pela
capacidade de absorção de energia até uma deflexão limite. A tenacidade (T
b
) é definida
como a energia necessária para se fletir uma viga até uma deflexão limite no meio do
vão igual a L/n, sendo n igual a 150. A relação dada por L/n equivale a uma deflexão
limite de 2 mm. Como concretos reforçados com fibras apresentam deflexão superior a
este valor, decidiu-se por avaliar deflexões adicionais. Desta forma, valores de n iguais
a 300, 100 e 60, correspondendo a deflexões de 1 mm, 3 mm e 5 mm, respectivamente,
também foram avaliados.
97
Em acréscimo ao valor de tenacidade, um fator de tenacidade na flexão (FT) é definido,
conforme mostra a equação (4.11).
2
hb
L
T
FT
cp
tb
b
×=
δ
(4.11)
onde:
FT = fator de tenacidade na flexão (kgf/cm
2
ou MPa);
T
b
= tenacidade na flexão (kgf.cm ou J);
δ
tb
= deflexão equivalente a L/n (cm ou mm);
b
cp
= largura do corpo de prova;
h = altura do corpo de prova;
L = vão entre apoios do corpo de prova durante o ensaio.
A especificação JCI-JSCE recomenda o uso de dois tamanhos diferentes de vigas
dependendo do comprimento da fibra empregada. Para fibras maiores que 40 mm, uma
viga de seção quadrada de 150 mm com 450 mm de vão é recomendada, enquanto que
para fibras menores que 40 mm, uma amostra de seção transversal de 100 x 100 mm e
300 mm de vão deve ser usada.
Uma das grandes vantagens deste método é o não requerimento do ponto de primeira
fissura para a determinação do índice de tenacidade. Entretanto, os resultados obtidos
são dependentes do tamanho da amostra. Contudo, GOPALARATNAM
et al. (1991)
afirmam que, para uma determinada dimensão de amostra, os valores são mais sensíveis
ao tipo de fibra que os índices adimensionais propostos pela ASTM C1018.
4.4.2.3 Norma ASTM C1018
A norma ASTM C1018 – 97 sugere o uso de índices adimensionais para a avaliação da
tenacidade na flexão, onde as deflexões limites são lidas como múltiplos da deflexão de
primeira fissura. Assim, os índices de tenacidade (I
5
, I
10
, I
20
, I
30
) são calculados
dividindo-se a área sob a curva carga
x deslocamento até deflexões de 3; 5,5; 10,5 e
15,5 vezes a deflexão de primeira fissura, respectivamente, pela área sob a curva carga
x
deslocamento até a deflexão de primeira fissura, conforme mostra a Figura 4.22. Neste
98
trabalho o máximo índice analisado foi I
200
, correspondendo a uma deflexão de 100,5
vezez a deflexão de primeira fissura.
Estes índices são adimensionais e indicam não somente a capacidade de absorção de
energia do material, mas também a forma aproximada da curva carga
x deflexão pós-
fissuração. Os índices (I
5
, I
10
, I
20
, I
30
) têm um valor mínimo de 1 para comportamento
elástico/frágil e valores iguais a 5, 10, 20 e 30, respectivamente, para comportamentos
elasto-plástico ideais (GOPALARATNAM
et al., 1991).
Figura 4.22 – Definição dos issure de tenacidade segundo procedimentos da ASTM
C1018.
No entanto, alguns problemas na determinação dos índices de tenacidade conforme
ASTM C1018 foram destacados por MINDESS
et al. (1996), considerando os
resultados de vários pesquisadores:
a)
Segundo CHEN et al., 1994 os valores obtidos conforme a ASTM C1018 são
dependentes da geometria da amostra;
b)
Para MINDESS et al., 1994, o teste e resultados de tenacidade dependem da
precisão na determinação da primeira fissura;
99
c)
GOPALARATNAM et al. (1991) e CHEN et al. (1995) destacam a indiferença
nos índices de tenacidade para diferentes tipos e volumes de fibras,
principalmente, com o uso de baixas frações volumétricas.
d)
Por último, GOPALARATNAM et al. (1991) e CHEN et al. (1995)
demonstraram a existência de uma grande variação de resultados entre estudos
inter-laboratoriais comparativos.
4.4.3 Comportamento sob tração direta
Neste trabalho são utilizados dois dispositivos distintos para a obtenção das leis
constitutivas à tração direta do concreto, sendo um utilizado para ensaios em amostras
prismáticas e o outro para amostras cilíndricas.
No âmbito deste trabalho, foi executada uma série de ensaios preliminares para
determinação da geometria e configuração de ensaio mais adequadas para
caracterização do comportamento mecânico dos concretos fibrosos, quando submetidos
à esforços de tração. Na primeira fase de testes, três diferentes geometrias de corpos-de-
prova foram avaliadas em amostras cilíndricas, segundo configurações de ensaio
distintas. Na primeira configuração, os corpos de prova foram ensaiados em condições
rotulados, e na segunda, os corpos de prova foram testados sob condições fixas, ou seja,
com todo o sistema rígido, sem presença de rótulas. Nesta fase, estes parâmetros foram
avaliados somente com uma fração volumétrica de fibra. A título comparativo, amostras
prismáticas foram testadas utilizando uma única geometria de amostra e sob a condição
rotulada. Os resultados desta extensiva série de ensaios foram apresentados em
VELASCO (2006).
Definida a geometria, e a configuração de ensaio mais adequada, foram realizados os
ensaios corresponde à avaliação do comportamento à tração direta dos concretos em
amostras prismáticas e cilíndricas de concreto reforçado com 0%, 1%, 1,5% e 2%, em
volume, de fibras de aço. A avaliação em corpos de prova com geometrias distintas
(cilíndricos ou prismáticos) buscou identificar a influência de diferentes situações de
moldagem e adensamento na determinação do comportamento dos concretos sob tração
direta.
100
4.4.3.1 Corpos de prova cilíndricos
Um procedimento do ensaio de tração direta foi desenvolvido no Laboratório de
Concreto de FURNAS Centrais Elétricas S.A., dando origem ao Dispositivo Leroy,
credenciado pelo INMETRO (Procedimento FURNAS, 1996). O dispositivo de
aplicação de carga consiste de cilindros de aço contendo uma mola em seu interior, cuja
conicidade desta permite a retenção da amostra, peças rosqueadas, pinos rotulados e
barras de aço maciço, ilustradas na Figura 4.23.
Figura 4.23 – Acessórios do dispositivo de tração para amostras cilíndricas.
Os cilindros são presos à garra da máquina de ensaio por meio de barras de aço maciço
e sua ligação às barras de aço é feita através de peças rosqueadas e pinos com cabeça
rotulada, estes últimos para permitir a livre acomodação entre os elementos na direção
do carregamento, quando a condição de ensaio é do tipo rotulada. Para a condição fixa,
o pino rotulado está totalmente rosqueado nos cilindros.
O sistema de montagem das peças consiste na introdução do pino rotulado e da peça
rosqueada no interior de um copo metálico vazado (Figura 4.24-a,b). O pino com cabeça
rotulada faz a ligação deste conjunto com os cilindros de aço e a peça rosqueada faz a
ligação com a barra de aço maciço, peça utilizada para posicionamento do conjunto nas
garras da máquina de ensaio (Figura 4.24-c). O dispositivo completo está ilustrado na
Figura 4.24-d.
Barra de
aço maciça
Peça
rosqueada
Pino
rotulado
Cilindro
Copo
metálico
101
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.24 – Dispositivo do ensaio de tração direta proposto por FURNAS: (a) e (b)
montagem inicial das peças, (c) encaixe dos cilindros e das barras de aço maciço e (d)
vista geral do dispositivo na máquina de ensaio.
Anteriormente a definição da geometria final das amostras cilíndricas, corpos de prova
com dimensões distintas foram produzidos e submetidos a esforços de tração direta em
FURNAS. Na primeira geometria avaliada, os corpos de prova possuíam as seguintes
dimensões: H = 200 mm, D
e
= 100 mm, D
i
= 90 mm, R
c
= 55 mm, R
T
= 20 mm e S
c
=
50 mm. A Figura 4.25 ilustra o dispositivo de tração e a ruptura do corpo de prova.
(a) (b)
Figura 4.25 – Primeira geometria analisada: (a) configuração do ensaio e (b) ruptura do
corpo de prova.
102
Considerando a pequena região do corpo de prova submetida ao esforço de tração direta
e a concentração de tensões nas extremidades desta região, a geometria foi alterada para
os seguintes valores: H = 300 mm, D
e
= 100 mm, D
i
= 75 mm, R
c
= 55 mm, R
T
= 45
mm e S
c
= 100 mm. A Figura 4.26 ilustra o dispositivo de tração no início do ensaio e a
ruptura do corpo de prova.
(a) (b)
Figura 4.26 – Segunda geometria analisada: (a) início do ensaio e (b) ruptura da
amostra.
Com o objetivo de auxiliar no desenvolvimento da geometria do corpo-de-prova,
buscando minimizar a possibilidade de ocorrência da ruptura tanto na seção de
aplicação de carga, quanto no final da transição da seção transversal (observadas nos
ensaios preliminares), foram realizadas diversas análises numéricas através do programa
DIANA 8.1 (Displacement ANAlysis). Estas análises visaram encontrar a geometria do
corpo-de-prova ideal, com ruptura por tração direta na seção central. Nas análises
utilizaram-se elementos axissimétricos de quatro nós (Q8AXI) e modelagem em seção
simplificada devido à geometria simétrica dos corpos-de-prova. A malha de elementos
finitos e o esquema de carregamento e de condições de contorno destas análises estão
apresentados na Figura 4.27. A título ilustrativo, na primeira análise (Figura 4.27-a)
considerou-se um cilindro de 100 x 300 mm, sem variações de seção. Os resultados
mostraram que a tensão máxima de tração ocorreu na zona de aplicação da carga, sendo
134% superior à observada na seção central.
Em seguida, a análise foi realizada em corpos de prova com as seguintes dimensões: H
= 300 mm, D
e
= 100 mm, D
i
= 75 mm, R
c
= 55 mm, R
T
= 45 mm e S
c
= 100 mm. Este
procedimento, mostrado na Figura 4.27-b, foi adotado para avaliar a ruptura mostrada
na Figura 4.26. Observou-se a tensão máxima na zona de transição entre as seções, onde
103
o valor foi 72% maior que a tensão observada na seção central, resultado que
corresponde à observação experimental.
Para reduzir a concentração de tensões na região de transição de seção, nova análise foi
realizada em corpos de prova com as seguintes dimensões: H = 400 mm, D
e
= 100 mm,
D
i
= 75 mm, R
c
= 55 mm, R
T
= 95 mm e S
c
= 100 mm. Observa-se a diferença na
variação de seção quando o diâmetro é alterado de 100 mm para 75 mm. Apesar da
ocorrência de uma pequena concentração de tensões na região de transição entre seções,
a tensão máxima observada nessa região foi superior à tensão na seção central em
apenas 4%. A intensidade do carregamento axial foi adotada de modo obter uma tensão
de 10 MPa na seção central do corpo-de-prova e a pressão exercida pelo dispositivo de
tração nas extremidades do corpo-de-prova foi arbitrada em 5 MPa.
(a) (b) (c)
Figura 4.27 – Geometrias analisadas pelo programa DIANA 8.1: (a) cilindro 100 x 300
mm; (b) cilindro 100 x 300 mm e valor referente a “D
i
” igual a 75 mm com variação
brusca na entrada de seção e (c) cilindro 100 x 400 mm e valor referente a “D
i
” igual a
75 mm com variação suave na entrada de seção.
Portanto, os primeiros ensaios sob esforços de tração direta foram realizados em corpos
de prova possuindo os dois últimos formatos e geometrias analisados anteriormente,
porém ambos com 400 mm de comprimento.
104
A Figura 4.28 apresenta um desenho esquemático com o formato e geometria final das
amostras cilíndricas. O desenho esquemático ilustra o corpo de prova dividido em
seções, cujas dimensões são: valor do diâmetro interno, que corresponde à região de
fixação dos transdutores elétricos para leitura das deformações (D
i
=75mm); seção
central (S
c
=100mm); região de transição entre os diâmetros interno e externo
(R
T
=95mm); região interna aos capacetes (R
C
=55mm); e altura (H=400mm). A
transição entre as diferentes seções dos corpos de prova se dá em formato de curva, com
o objetivo de minimizar a concentração de tensões nas extremidades desta região.
Transição
Região interna
ao cilindro
Transição
de seçãode seção
central
Região tracionada
ao cilindro
Região interna
Transição
Seção
externo
Diâmetro
Diâmetro
interno
Di=75 mm
suave
RcRT
Sc
RT
Rc
H
Figura 4.28 – Desenho esquemático da geometria dos corpos de prova cilíndricos
A Figura 4.29 apresenta uma vista dos moldes utilizados para a produção dos concretos,
bem como as peças que são colocadas no interior dos moldes, previamente à moldagem,
que funcionam como redutores de seção. Por meio destas, obtém-se um diâmetro
interno na seção central do corpo de prova diferente do diâmetro nas extremidades.
105
(a) (b)
Figura 4.29 – Vista dos moldes cilíndricos: (a) visão externa do molde e (b) visão
interna com redutores de seção.
Os ensaios de resistência à tração direta permitiram a obtenção dos valores de
resistência à tração, módulo de elasticidade e deformação axial de pico. Deslocamentos
axiais do corpo de prova foram obtidos a partir da leitura média de dois transdutores
elétricos de deslocamento acoplados, longitudinalmente, em anéis fixos na região
central do corpo de prova (região “S
c
” da Figura 4.28). A Figura 4.30 mostra a
configuração utilizada nos ensaios de tração direta. Com os dados de deslocamento
axial obtém-se a deformação axial do corpo de prova e o módulo de elasticidade, sob
uma base de leitura de 100 mm. Os dados de deslocamento axial e a carga foram
armazenados por meio de um sistema de aquisição de dados composto de um
condicionador ADS 2000, de 16 bits e um “software” AQDados versão 7.02.08, da
Empresa Lynx. Os ensaios foram realizados com controle de deslocamento do travessão
a uma taxa de 0,3 mm/min.
Os ensaios foram realizados mantendo as amostras com as duas extremidades mantidas
fixas, todas as peças que fornecem o sistema de rótulas estão rosqueadas o suficiente
para impedir qualquer rotação. O sistema é único e firme. Neste caso, o principal
cuidado é a manutenção do alinhamento da amostra na montagem inicial do ensaio de
maneira a evitar qualquer excentricidade. Este procedimento favorece a indução de
esforço somente de tração direta durante o carregamento, principalmente no ramo pós-
fissuração dos compósitos reforçados com fibras.
Redutor de seção
106
Figura 4.30 – Configuração do ensaio de resistência à tração direta (FURNAS-COPPE),
para amostras cilíndricas.
Os valores de tensão foram calculados a partir da seguinte equação:
cp
A
F
=
σ
(4.12)
onde:
F = carga aplicada;
A
cp
= área de ruptura corpo de prova
4.4.3.2 Amostras prismáticas
O aparato utilizado para a realização do ensaio de tração direta em amostras prismáticas
foi desenvolvido por LIMA (2004) e adaptado por VELASCO (2008). Consiste de dois
acessórios ligados entre si por pinos de fixação. O primeiro acessório é constituído por
uma barra de aço maciça e por uma segunda peça em formato de “U”. A barra de aço
maciça fica presa entre as garras da máquina de ensaio e foi desenvolvida para evitar o
esmagamento da amostra. A segunda peça, em formato de “U”, possui três furos em
suas laterais, sendo ligada ao segundo acessório por três pinos de fixação.O segundo
Transdutores elétricos
(deslocamento axial)
Transdutores elétricos
(deslocamento axial)
107
acessório é constituído de placas de aço, que também possuem três furos para a
passagem dos pinos que fazem a conexão destas placas com a peça em formato de “U”.
As placas são coladas nas faces maiores da amostra por meio de um adesivo epóxi de
alta resistência, possibilitando, desta forma, a transferência de cargas. A Figura 4.31
mostra um desenho esquemático do aparato utilizando no ensaio de resistência à tração
direta Este sistema possibilita a realização do ensaio na condição fixa, eliminando
rotações da amostra. Desta forma, tem-se um ensaio onde a amostra está submetida
somente a esforço de tração direta durante o carregamento, principalmente no ramo pós-
fissuração que é considerada uma região crítica para os compósitos reforçados com
fibras. A Figura 4.32 ilustra as placas de aço coladas na amostra através de uma resina
epóxi.
F
F
Amostra
Adesivo Epoxi
Pinos de Fixação
Região de fixação na
garra da máquina
Placa de Aço
Corte
Vista Lateral
Figura 4.31 – Aparato desenvolvido para o ensaio de tração direta.
Figura 4.32 – Amostra utilizada no ensaio de tração direta.
Similarmente ao apresentado no item anterior, para as amostras cilíndricas, a Figura
4.33 apresenta um desenho esquemático com o formato e a geometria da amostra
prismática utilizada no ensaio de tração direta. O desenho ilustra o corpo de prova
Placas de aço Placas de aço
Resina epóxi
108
dividido em seções, cujas dimensões são: valor do diâmetro interno(D
i
=75mm), que
corresponde à região de fixação dos transdutores elétricos para leitura das deformações,
denominada de seção central (S
c
=100mm); região de transição entre os diâmetros
interno e externo (R
T
=95mm); região interna aos capacetes (R
C
=55mm); e altura
(H=400mm). A transição entre as diferentes seções dos corpos de prova se dá em
formato de curva, com o objetivo de minimizar a concentração de tensões nas
extremidades desta região.
55.00 95.00 100.00 95.00 55.00
100
.
75.00
Transição
suave
Figura 4.33 – Desenho esquemático da geometria e dimensões da amostra prismática.
O comportamento sob tração direta, utilizando amostras prismáticas, foi verificado em
amostras moldadas na direção paralela e perpendicular ao plano de vibração. Desta
forma, verifica-se a influência da condição de moldagem e adensamento, mais
precisamente, a dispersão das fibras no comportamento tensão
x deformação na tração
direta dos compósitos. Em amostras prismáticas moldadas na direção paralela ao eixo
de vibração, as fibras tendem a se orientar paralelamente à base do molde, alinhando-se
na direção do carregamento e, consequentemente, há um maior número de fibras
cruzando as fissuras, permitindo a transferência de tensões entre as regiões não
fissuradas da matriz. Nas amostras prismáticas moldadas na direção perpendicular ao
eixo de vibração, as fibras encontram-se dispersas aleatoriamente no interior da massa
de concreto, semelhante às amostras cilíndricas.
Todas as amostras utilizadas tinham espessura de 50 mm. Os concretos foram moldados
em prismas de dimensões 100 x 100 x 400 mm e, em torno de 15 dias após a moldagem,
foram cortados em serra diamantada para gerar 2 corpos de prova por molde. A Figura
4.34-a ilustra o molde utilizado e os acessórios de aço (redutores de seção) fixados no
interior dos moldes, fornecendo diferentes larguras ao longo da amostra. A Figura 4.34-
b ilustra os moldes utilizados para a produção das amostras moldadas em diferentes
direções. As amostras após serem cortadas na serra diamantada estão ilustradas na
Figura 4.34-c.
109
(a) (b)
(c)
Figura 4.34 – Tração direta: (a) molde com redutor de seção; (b) direções de moldagem
e (c) amostras após cortes na serra diamantada.
Durante o processo de colagem das placas auxiliares, deve-se garantir o alinhamento de
todas as placas. Além disso, durante o processo de transferência de cargas entre a garra
da máquina de ensaio e a amostra, é importante a ausência de excentricidade. Segundo
TOUTANJI (1999) pequenos valores de excentricidade no carregamento podem resultar
em uma redução de carga de 25 a 50% no cálculo da resistência à tração direta.
Os ensaios de resistência à tração direta permitiram a obtenção dos valores de
resistência à tração, módulo de elasticidade e deformação axial de pico. Deslocamentos
axiais do corpo de prova foram obtidos a partir da leitura individual de dois transdutores
elétricos de deslocamento acoplados, longitudinalmente, em anéis fixos na região
central do corpo de prova. A Figura 4.35 mostra a configuração utilizada nos ensaios de
tração direta, utilizando o sistema de três pinos. Com os dados de deslocamento axial
obtém-se a deformação axial do corpo de prova, sob uma base de leitura de 100 mm, e o
módulo de elasticidade. Os dados de deslocamento axial e a carga foram obtidos por
meio de um sistema de aquisição de dados composto de um condicionador ADS 2000,
de 16 bits juntamente como o “software” AQDados versão 7.02.08, da Empresa Lynx, e
também através do “software” Trapezium, da Shimadzu. Seis amostras prismáticas
Redutor de seção
110
foram utilizadas para a avaliação desta propriedade. Os ensaios foram realizados com
controle de deslocamento do travessão a uma taxa de 0,1 mm/min.
(a) (b)
Figura 4.35 – Configuração do ensaio de resistência à tração direta: (a) amostras
prismáticas e (b) detalhe do sistema de fixação das amostras.
Os valores de tensão foram calculados a partir da seguinte equação:
eb
F
cp
×
=
σ
(4.13)
Onde:
F = carga aplicada;
b
cp
= largura do corpo de prova (seção central);
e = espessura do corpo de prova.
Transdutor
elétrico
Transdutor
elétrico
(
111
4.4.4 Comportamento sob cisalhamento
O ensaio de resistência ao cisalhalhamento foi realizado conforme procedimento
proposto por MIRSAYAH e BANTHIA (2002) e implementado na COPPE/UFRJ por
MARANGON (2006). Para a realização deste ensaio, amostras prismáticas com
presença de entalhes na região de cisalhamento são utilizadas. As amostras foram
moldadas em moldes prismáticos de dimensões 100 x 100 x 400 mm e após a
desmoldagem, foram mantidas em cura úmida até a idade de ensaio. Os entalhes podem
ser feitos nesta idade ou em qualquer período que antecede a idade de ensaio, desde que
o concreto esteja hidratado o suficiente para impedir a formação de novelos de fibras na
região de corte. Os entalhes foram feitos com o auxílio de uma serra de mármore com
rotação de disco de 13 mil rpm, em torno de toda amostra, com 10 mm de profundidade
e 2,5 mm de espessura, sendo localizados nas extremidades de uma região
correspondente a 150 mm da seção central da amostra. Esta região do entalhe pode ser
vista ao redor da amostra inteira e corresponde exatamente ao vão de 5 mm existente
entre as extremidades do aparato superior, com base de 150 mm, com as extremidades
do aparato inferior cuja base é de 155 mm. Detalhes podem ser obtidos em
MARANGON (2006).
Curvas carga x deslocamento foram obtidas aos 28 dias de idade. Os ensaios foram
realizados com controle de deslocamento do travessão a uma taxa de 0,1 mm/min. Os
deslocamentos foram obtidos a partir da leitura individual de dois transdutores elétricos
de deslocamento presos por bases magnéticas, tendo contato com o aparato do ensaio,
para leitura dos deslocamentos, por meio de guias de aço fixadas na base e no topo da
amostra. A Figura 4.36 mostra a configuração utilizada no ensaio de cisalhamento com
o posicionamento dos transdutores elétricos e o detalhe do entalhe na amostra. Os dados
foram coletados por meio de um sistema de aquisição de dados composto de um
condicionador ADS 2000, de 16 bits juntamente com o “software” AQDados versão
7.02.08, da Empresa Lynx.
112
(a) (b)
Figura 4.36 – Ensaio de cisalhamento: (a) configuração do ensaio e (b) detalhe do
entalhe e do sistema de medição das deflexões.
4.5 Propriedades térmicas
O comportamento térmico dos concretos foi avaliado através dos ensaios de elevação
adiabática de temperatura (NBR 12819/1993), calor específico (NBR 12817/1993),
difusividade térmica (NBR 12818/1993) e coeficiente de dilatação térmica
(NBR12815/1993). Uma descrição detalhada da metodologia empregada pode ser
encontrada em ANDRADE
et al. (1997). Os ensaios de calor específico, difusividade
térmica e coeficiente de dilatação térmica foram realizados nas matrizes produzidas a
partir de sílica ativa (MCWS) nas matrizes produzidas a partir de sílica ativa e cinza
volante (MCWSF). Nesta última, as propriedades térmicas em concretos fibrosos foram
avaliadas para uma fração volumétrica de 1% e 2%.
4.5.1 Elevação adiabática de temperatura
O ensaio de elevação adiabática visa o estudo da evolução da temperatura do concreto,
decorrente do calor liberado pela reação exotérmica da hidratação do cimento em
condições adiabáticas (sem troca de calor com o meio ambiente). Este ensaio foi
realizado em duas matrizes de concreto (MCWS e MCWSF – Tabela 4.1) e no
compósito reforçado com 1% de fibras de aço, produzido a partir da matriz MCWSF,
utilizando o calorímetro adiabático do Laboratório de Estruturas do PEC-COPPE/UFRJ.
Trata-se de um calorímetro de água, equipado com uma serpentina de resfriamento e
resistências elétricas, cujo acionamento é controlado digitalmente de modo a manter a
temperatura da água que envolve o corpo-de-prova na mesma temperatura do corpo-de-
113
prova, com precisão de 0,1ºC. O corpo-de-prova utilizado é de cerca de 200 litros, e
permanece no interior do calorímetro até a idade de 28 dias, quando o ensaio é
finalizado. Durante sua execução, na medida em que o corpo-de-prova se aquece em
função da liberação de calor pela reação de hidratação, a controladora do calorímetro
aciona as resistências elétricas de modo a garantir que a temperatura da água
acompanhe a elevação da temperatura do corpo-de-prova. Esse procedimento garante a
condição adiabática, uma vez que o corpo-de-prova e a água ao seu redor têm sempre
temperaturas iguais, não havendo desbalanceamento térmico que origine troca de calor.
No caso de ensaios com temperatura inicial do concreto mais baixa que a temperatura
ambiente, é acionada uma bomba que faz circular um líquido gelado através das
serpentinas instaladas no calorímetro, controlando assim a temperatura da água. O
calorímetro conta ainda com dois agitadores que garantem a homogeneidade da
temperatura do banho. Alguns detalhes do interior do calorímetro podem ser observados
na Figura 4.37.
(a) (b)
Figura 4.37 – Calorímetro adiabático: (a) equipamento e (b) interior do calorímetro
mostrando as serpentinas, resistências e agitador do banho.
O molde do corpo-de-prova é provido de uma guia para colocação do termômetro no
centro do corpo-de-prova responsável pela medida da elevação adiabática da
temperatura, como pode ser observado na Figura 4.38-a. Cabe ressaltar ainda que as
moldagens dos corpos-de-prova foram realizadas em duas etapas e durante o tempo
decorrente entre as betonadas o molde foi coberto com uma manta úmida para evitar a
perda de água da mistura (Figura 4.38-b). Para os dois ensaios realizados a temperatura
inicial do concreto foi de 24 ºC.
Serpentinas
Agitador do
banho
Resistências
Controladora
114
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.38 – Processo de moldagem: (a) moldagem do corpo-de-prova, (b) espera da
segunda betonada, (c) retirada do corpo de prova do calorímetro após 28 dias e (d)
corpo de prova após o ensaio.
Os principais fatores que afetam esta propriedade são o consumo de cimento, o tipo de
cimento, a temperatura do concreto fresco e o calor específico do concreto. A elevação
adiabática de temperatura é diretamente proporcional ao consumo de cimento, uma vez
que expressa a evolução da temperatura em estruturas de concreto. Quanto maior é o
consumo de cimento , maior é quantidade de reação de hidratação a liberar calor. Com
relação ao tipo de cimento, a maior quantidade de clínquer em cimento Portland tipo I,
em relação aos cimentos pozolânicos, acarreta maiores elevações de temperatura. A
elevação adiabática de temperatura aumenta com o decréscimo do calor específico.
Através do ensaio, determina-se a curva de elevação adiabática da temperatura do
concreto, que permite caracterizar, de modo indireto, a cinética da hidratação do
material. A curva de elevação adiabática da temperatura é comumente utilizada com
dado de entrada em modelos de previsão das tensões de origem térmica durante o
Guia do termômetro
200 litros de concreto
115
endurecimento do concreto. Tradicionalmente, costuma-se, ainda, determinar os
seguintes parâmetros característicos da liberação de calor provocada pela evolução da
reação de hidratação:
Elevação adiabática da temperatura ao final do ensaio (
ad
E ), dada pela equação
(4.14), onde
Tf é a temperatura final do ensaio e Ti a temperatura inicial do concreto.
ifad
TTE −=
(4.14)
Coeficiente de elevação adiabática (
a
C ), dado pela relação entre a elevação
adiabática total (
ad
E ) e o consumo de material cimentíceo (
c
C ), conforme equação
(4.15).
c
ad
a
C
E
C =
(4.15)
4.5.2 Calor específico
O ensaio de calor específico fornece a quantidade de calor necessária para elevar a
temperatura da massa unitária do material em 1ºC.
De acordo com experiências do US Bureau of Reclamation, citado por ANDRADE
(1977), não há interferência nos resultados do calor específico com a idade de ensaio.
SILVOSO
et al. (2005) não encontraram mudanças significativas nos valores de calor
específico para idades superiores a 1 dia. BASTIAN e KHELIDJ (1995) também
consideram que o calor específico permanece constante com a evolução do material.
Assim, os ensaios do presente trabalho foram realizados após 7 dias de idade.
O corpo-de-prova cilíndrico utilizado no ensaio possui diâmetro de 200 mm e altura de
400 mm, com um orifício central de 38 mm ao longo de seu comprimento. Para
determinação do calor específico são realizados quatro ensaios para cada corpo-de-
prova em temperaturas que variam de 25ºC a 55ºC. Dois corpos de prova foram
utilizados para a determinação da propriedade em estudo. A Figura 4.39 mostra o
molde, o corpo-de-prova e o equipamento utilizado para a determinação do calor
específico.
116
(a) (b)
Figura 4.39 – Ensaio de calor específico: (a) molde e corpo-de-prova e (b) calorímetro
para determinação do calor específico.
O ensaio foi realizado em corpos de prova de concreto sem e com armadura. Uma vez
que o presente trabalho está inserido em um contexto para aplicação de concretos
fibrosos em estruturas de grandes dimensões, para redução da taxa de armadura, tornou-
se importante avaliar a influência de barras de aço nas propriedades térmicas do
concreto. Neste estudo, somente as propriedades relacionadas ao calor específico e
difusividade foram avaliadas.
Neste contexto a primeira etapa de ensaio consiste na avaliação do calor específico em
corpos de prova de concreto sem armadura. A matriz MCWS e respectivo compósito
reforçado com 1% de fibras, assim como a matriz MCWSF e respectivos compósitos
reforçados com 1% e 2% de fibras foram avaliados. Na seqüência, esta propriedade foi
avaliada em corpos de prova com barras de aço de 5 mm de diâmetro, com 1% de taxa
de armadura, em concretos produzidos a partir da matriz MCWSF. Esta taxa foi
definida em função de ser a taxa de armadura mínima utilizada em um elemento
estrutural típico da casa de força de uma barragem, a caixa espiral. E o diâmetro das
barras foi definido de maneira a que todo o volume de concreto apresentasse uma
distribuição uniforme de barras. A influência das barras de aço foi verificada
considerando-as em sua totalidade (1% de barras) e a influência da substituição de 50%
destas barras por 2%, em volume, de fibras de aço. A Figura 4.40 mostra o desenho
esquemático da disposição das barras de aço para o molde cilíndrico utilizado neste
ensaio,de diâmetro igual a 200 mm, considerando as duas condições de ensaio: 1%
barras e 0,5% barras + 2% fibras.
117
30.0
100% barras
55.0
55.0
30.0
16φ5 mm (380 mm)
8φ5 mm (380 mm)
50% barras
Figura 4.40 – Desenho esquemático das condições de ensaio e disposição das barras no
molde: (a) 1% barras e (b) 0,50% + 2% fibras.
A montagem das barras e seu posicionamento no interior dos moldes cilíndricos
considerando as duas condiçõe de ensaio analisadas estão apresentadas na Figura 4.41 e
Figura 4.42.
Figura 4.41 – Montagem e disposição das barras no interior do molde para a condição
100% barras.
118
Figura 4.42 – Montagem e disposição das barras no interior do molde para a condição
50% barras + 50% fibras.
Na execução do ensaio, o calor é fornecido por uma resistência elétrica e a agitação da
água dentro do recipiente é obtida por uma hélice. Ambos são posicionados no orifício
central do corpo-de-prova. A temperatura de ensaio é medida por um termômetro
inserido no interior do recipiente e a quantidade de energia para elevar a temperatura do
corpo-de-prova é obtida por um wattímetro. A Figura 4.43 apresenta alguns dos
acessórios utilizados para a realização do ensaio de calor específico.
(a) (b) (c)
Figura 4.43 – Acessórios para realização do ensaio de calor específico: (a) resistência
elétrica; (b) termômetro e (c) hélice.
119
O corpo de prova deve ser previamente pesado e imerso em um recipiente interno do
equipamento. Este recipiente já deve estar com uma quantidade de água acuradamente
pesada (6,2 litros), conforme mostrado na Figura 4.44-a e b. Ambos, a resistência
elétrica e a hélice são posicionados no orifício central do corpo de prova (Figura 4.44-c)
A resistência elétrica fica disposta na metade da altura corpo de prova, sendo fixada por
um bloco de apoio situado na extremidade do orifício do corpo de prova. A hélice situa-
se entre a face superior da resistência elétrica e a base do bloco de apoio. Em seguida,
coloca-se uma cobertura no recipiente interno, com o devido cuidado de alinhamento do
eixo da hélice, e logo após insere-se o termômetro, que está conectado a um data logger
para aquisição dos dados, conforme ilustrado na Figura 4.44-d. A hélice, o termômetro e
a resistência elétrica mantêm-se firmes com o apoio de fita adesiva (Figura 4.44-e).
Logo após, espalha-se uma paina isolante sobre a cobertura, de forma a impedir a
dispersão do calor (Figura 4.44-f). Uma tampa externa é inserida mantendo-se o
alinhamento do eixo da hélice, assim como o posicionamento do termômetro e da
resistência elétrica (Figura 4.44-g). Finalizando, a polia do bloco de apoio superior
deverá ser fixada ao eixo da hélice, para que transmita a ela o movimento de rotação
fornecido pelo motor (Figura 4.44-h).
120
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
(g) (h)
Figura 4.44 – Procedimentos do ensaio de calor específico: (a) pesagem do corpo de
prova; (b) corpo de prova imerso no recipiente; (c) inserção da resistência elétrica e da
hélice; (d) inserção da cobertura e do termômetro; (e) estabilidade da hélice, termômetro
e resistência elétrica; (f) introdução da paina isolante; (g) introdução da tampa externa e
seu alinhamento e (h) colocação do bloco de apoio superior.
Resistência
elétrica
Hélice
Bloco de apoio
Hélice
Resistência
elétrica
Termômetro
Tampa
externa
Bloco de apoio
superior
Data logger
121
O agitador assegura o equilíbrio da temperatura inicial da água por um período de 30
minutos. Em seguida, o interruptor do aquecedor é ligado automaticamente,
permanecendo em funcionamento por um período de 1 hora. Após o período de
aquecimento, o registro de temperatura continua por mais 150 minutos. Todo o ensaio é
realizado com intervalo de leitura automático de 5 minutos, obtido por meio de um data
logger.
O ensaio foi realizado com o concreto na condição de saturação com superfície seca
(SSS). O calor específico é igual ao calor total fornecido pelo equipamento subtraído
pelo calor necessário para elevar a temperatura da água e do calorímetro e pela perda de
calor do calorímetro, dividido pelo produto do gradiente de temperatura durante o
ensaio com a massa do corpo de prova, dado pela Equação (4.16).
tm
E
C
cp
Δ
=
.
(4.16)
onde:
C = calor específico, em J/(kg.K) ou cal/(g.ºC);
E
cp
= energia absorvida pelo corpo de prova, em J ou cal;
m = massa do corpo de prova, em kg ou g;
Δt = variação de temperatura durante o ensaio.
Entre alguns fatores que causam variações nos resultados de calor específico estão a
temperatura e o grau de saturação. Assim, cada corpo de prova foi ensaiado com
temperaturas na faixa de 20ºC a 60ºC. Com relação ao grau de saturação, WHITING
et
al., citado por ANDRADE (1997), estabeleceram uma relação existente entre o grau de
saturação e o calor específico do concreto. Conhecendo o valor do calor específico na
condição de saturação com superfície seca (SSS), o valor da absorção de água do
concreto e o teor de umidade no qual se pretende avaliar o calor específico, obtém-se o
valor do calor específico no teor de umidade utilizando a Equação (4.17). No presente
estudo, adotou-se um teor de umidade de 20% da condição SSS conforme recomendado
por ANDRADE (1997).
122
)1(1
)1(
20
20
−+
−+
=
sss
sss
sss
ssssss
HH
HHC
C
(4.17)
onde:
C = calor específico, em J/(kg.k) ou cal/(g.ºC);
C
sss
= calor específico na condição saturada superfície seca (SSS);
H
sss
= teor de umidade na condição SSS, ou seja, valor da vabsorção de água do
concreto;
H
20sss
= teor de umidade na condição 20%SSS.
4.5.3 Difusividade térmica
O ensaio de difusividade térmica expressa a capacidade de difusão do calor e a
facilidade com que o concreto sofre variações de temperatura.
Similarmente ao calor específico, os ensaios de difusividade foram realizados após 7
dias de idade, uma vez que de acordo com experiências do US Bureau of Reclamation,
citado por ANDRADE (1977), a idade de ensaio não acarreta interferências nos
resultados. Silvoso
et al. (2005) realizaram ensaios de difusividade para idades variando
entre 1 a 28 dias, não encontrando variações significativas nos valores de tal
propriedade. O corpo-de-prova cilíndrico utilizado no ensaio possui diâmetro de 200
mm e 400 mm de altura, com um orifício central de 10
± 1mm de diâmetro até a metade
da sua altura. A Figura 4.45 apresenta o corpo de prova descrito e o molde utilizado
para produzi-lo.
Figura 4.45 – Corpo de prova e molde do ensaio de difusividade térmica.
123
O ensaio foi realizado na matriz MCWS e respectivo compósito reforçado com 1% de
fibras, assim como na matriz MCWSF e respectivos compósitos reforçados com 1% e
2% de fibras. Como descrito e ilustrado no item anterior (4.5.2), o ensaio de
difusividade térmica também foi realizado em corpos de prova com armaduras no
interior da massa de concreto, conforme mostra a Figura 4.46. O ensaio com barras de
aço foi realizado em concretos produzidos a partir da matriz MCWSF.
Figura 4.46 – Moldagem dos corpos de prova com barras de aço no interior da massa de
concreto.
Cada ensaio é iniciado em três temperaturas diferentes (20ºC, 40ºC e 60ºC), em salas
climatizadas, sendo o corpo-de-prova aquecido por resistências elétricas em um
recipiente tendo sua temperatura monitorada por um termômetro inserido no orifício
central, mantido fixo com gesso de alta pega inicial. Para a temperatura de 20ºC, o
corpo de prova é mantido saturado em água até a estabilização de sua temperatura. O
recipiente nas quais as temperaturas de 40ºC e 60ºC são atingidas por meio de
resistências elétricas permanece fixo em uma sala climatizada a 40ºC. A sala
climatizada utilizada durante os ensaios está apresentada na Figura 4.47 e os locais de
disposição dos corpos de prova de acordo com a temperatura estão ilustrados na Figura
4.48. O ensaio foi realizado em dois corpos de prova, cada um submetido às três
temperaturas.
124
Figura 4.47 – Sala climatizada a 20ºC, 40ºC e 60ºC.
(a) (b)
Figura 4.48 – Disposição dos corpos de prova de acordo com a temperatura avaliada: (a)
corpo de prova a 20ºC e (b) recipiente com corpo de prova a 40 ou 60ºC.
Após atingir a temperatura estabelecida, o corpo de prova é transferido para a sala de
4ºC, onde é resfriado em um banho de água gelada mantido em uma câmara com
temperatura controlada de 4ºC±2ºC. A temperatura do banho, de 4ºC, é monitorada por
um termômetro, e mantida, se necessário, através da adição de gelo moído. Desta forma,
o ensaio fornece a curva de resfriamento do corpo-de-prova a partir de uma determinada
temperatura (temperatura inicial de ensaio) até a temperatura de estabilização do banho
(4ºC). Os valores obtidos são aquisitados por meio de um data logger. A Figura 4.49
ilustra o banho onde é realizado o resfriamento das amostras e o data logger para
monitoramento e aquisição dos dados.
Resistências
40ºC
20ºC 4ºC
Termômetro
fixo com gesso
125
(a) (b)
Figura 4.49 – Ensaio de difusividade térmica: (a) banho a 4ºC e (b) data logger.
O cálculo de difusividade é baseado em uma tabela elaborada pelo U.S Bureau of
Reclamation, citado por ANDRADE (1997). Os ábacos e tabelas utilizados neste
cálculo são baseados em equações de trocas de calor. Com o auxílio de ábacos e a partir
de relações entre a temperatura de resfriamento do corpo de prova e a temperatura do
banho, diâmetro do corpo de prova e tempo decorrido de ensaio é possível calcular o
valor de difusividade.
4.5.4 Coeficiente de dilatação térmica
O ensaio para a determinação do coeficiente de dilatação térmica fornece a relação entre
variação linear por unidade de comprimento e a variação de temperatura que a
provocou. O ensaio foi realizado para os concretos MCWS e MCWSF sem e com
reforço de 2% de fibras de aço, em volume.
As medidas de deformação e temperatura foram obtidas por meio de extensômetros
elétricos do tipo Carlson embutidos no interior de corpos-de-prova cilíndricos de
dimensões 150 x 300 mm (ver Figura 4.50-a). A Figura 4.50-b apresenta os corpos-de-
prova selados e o equipamento para medida da temperatura e deformação. Durante o
ensaio, os corpos-de-prova são submetidos a ciclos de deformações variáveis devidos à
exposição a temperaturas diferentes, sendo armazenados em câmaras com temperaturas
controladas de 23ºC±2ºC, 38ºC±2ºC e 4ºC±2ºC, mostrada na Figura 4.47. O início do
ensaio corresponde à estabilização de temperatura dos corpos-de-prova na sala de
23ºC±2ºC. Em seguida, são transferidos para a sala de 38ºC±2ºC e mantidos neste
ambiente até à estabilização da temperatura. O ciclo prossegue com o retorno dos
corpos-de-prova para a sala de 23ºC±2ºC. Posteriormente são transferidos para a sala de
Termômetro do banho
Termômetro do corpo de prova
126
4ºC±2ºC, retornando novamente a sala de 23ºC±2ºC. É importante ressaltar que os
corpos-de-prova somente são transferidos de uma sala climatizada para outra, após a
estabilização da temperatura, o que corresponde a três leituras diárias de deformações e
temperaturas, por no mínimo 48 horas. O ensaio foi realizado em dois corpos de prova
para cada mistura.
(a) (b)
Figura 4.50 – Dilatação térmica: (a) moldagem do corpo-de-prova com extensômetro
Carlson e (b) corpos-de-prova preparados para as leituras.
4.6 Variações dimensionais
Este tópico trata da apresentação e descrição das metodologias de ensaio relacionadas a
variações dimensionais, mais claramente, a alterações na estrutura do concreto
originadas por movimentação de umidade, não dependendo, necessariamente, de
carregamentos externos. Neste contexto estão inseridas as retrações e a fluência.
De acordo com MEHTA e MONTEIRO (2008), algumas razões levam a discutir,
principalmente, a retração por secagem e a fluência em conjunto, podendo-se destacar
que os dois fenômentos ocorrem na pasta de cimento endurecida e originam-se da
remoção da água fisicamente adsorvida nos silicatos de cálcio hidratado (CSH), entre
outros fatores. A diferença consiste no fato que a deformação resultante da retração por
secagem é devido a variações de umidade entre o concreto e o meio externo, enquanto
que na fluência esta deformação é oriunda de uma tensão aplicada e constante ao longo
do tempo. Outra deformação importante provocada pelo movimento da água na
microestrutura do concreto é a deformação autógena, provocada pelo consumo contínuo
de água pela reação de hidratação. Retração e fluência não são fenômenos
Extensômetro tipo Carlson
127
independentes. Sob as mesmas condições, muitos elementos estruturais estão
submetidos às deformações originárias destes dois fenômenos (NEVILLE, 1997).
4.6.1 Retração autógena
Similarmente à retração por secagem, a retração autógena também é uma propriedade
de variações volumétricas causadas pela remoção da água presente no concreto. Porém,
neste caso, as deformações observadas no concreto originam-se do consumo da água ao
se combinar quimicamente pela hidratação do cimento anidro.
O ensaio é realizado em amostras prismáticas de dimensões 75 x 75 x 285 mm. Alguns
procedimentos devem ser seguidos antes da realização da moldagem. Placas de teflon
são colocadas no fundo e nas laterais do molde, durante a sua montagem, de maneira a
não restringir as variações volumétricas. Com o auxílio de porcas e arruelas, pinos
metálicos, que possibilitam a leitura das variações volumétricas, atravessam o orifício
das laterais de teflon e dos moldes. A distância interna entre os pinos metálicos é
anotada e será a leitura de referência utilizada no cálculo das deformações. A Figura
4.51 ilustra este procedimento.
Figura 4.51 – Preparação dos moldes de retração autógena.
A moldagem é realizada em três camadas com o posicionamento de termopares tipo J a
meia altura da amostra e colocação da última placa de teflon na seu topo (Figura 4.52-
a,b). Concluído o preenchimento dos moldes, estes são envolvidos por camadas de filme
plástico nas duas direções, com a finalidade de impedir a perda de água para o meio
externo (Figura 4.52-c). Os termopares são conectados a um sistema de aquisição de
dados (MyPCLab) para monitoramento da elevação de temperatura das amostras
(Figura 4.54-e).
128
(a) (b) (c)
Figura 4.52 – Moldagem das amostras de retração autógena: (a) preenchimento dos
moldes; (b) posicionamento do termopar e (c) selagem com filme plástico.
No instante que antecede o tempo de pega (cerca de 10 horas após a moldagem),
relógios comparadores fixados em bases magnéticas são posicionados nos pinos das
duas laterais dos moldes. O início de tempo de pega é caracterizado como uma transição
no concreto do estado fluido para o estado sólido, definido como patamar de percolação,
onde o desenvolvimento do esqueleto sólido do concreto permite uma transferência de
tensões entre seus constituintes. Maiores informações sobre patamar de percolação
podem ser encontrados em SILVA (2007).
Previamente ao posicionamento dos relógios comparadores, deve-se retirar os parafusos
das laterais do molde e a porca externa que serve como guia e fixação dos pinos (Figura
4.53). Neste ponto tem-se a primeira leitura que será o ponto inicial para a obtenção das
variações volumétricas. Os moldes permanecem nesta posição até que a temperaturas da
sala e das amostras sejam igualadas.
(a) (b) (c)
Figura 4.53 – Procedimentos para posicionamento dos relógios comparadores: (a)
retirada dos parafusos e porcas (SILVA, 2007); (b) relógios comparadores (SILVA,
2007) e (c) configuração final.
Atingindo a igualdade ou proximidade entre as temperaturas da sala e da amostra,
procede-se à desmoldagem e posterior selagem das amostras com filme plástico e fita de
129
alumínio, seguido por novo posicionamento dos relógios comparadores (Figura 4.54-a).
Leituras constantes são realizadas e as amostras permanecem nesta posição por um
período de 30 dias, quando então a maioria da retração autógena já ocorreu. A partir
deste momento, as leituras são realizadas no dispositivo ilustrado na Figura 4.54-b.
Nesta fase, o controle de massa é realizado a cada leitura e o ensaio é finalizado quando
há uma perda de massa superior a 0,5% em relação a massa de água da amostra.
Maiores detalhes e informações deste ensaio pode ser encontrada em BALTHAR (2004)
e SILVA (2007).
(a) (b)
Figura 4.54 –Retração autógena: (a) selagem e posicionamento dos relógios e (b)
leituras na posição vertical.
A medida da deformação de retração autógena é dada pela Eq. (4.1). Com a leitura
inicial e as leituras sucessivas têm-se as variações de comprimento para cada intervalo
de tempo (
ΔL). Com estes valores e a medida da distância entre os pinos, denominada
leitura de referência, obtêm-se os valores de deformação.
L
LΔ
=
ε
(4.1)
onde:
ε = deformação de retração por secagem;
ΔL = variações dimensionais;
L = distância entre os pinos no interior do molde.
A perda de massa é dada com uma relação entre as diferenças de massas e a massa de
água da amostra, dada pela Eq. (4.2).
130
CPa
if
V
mm
W
_
−
=
(4.2)
onde:
m
i
= massa inicial da amostra;
m
f
= massa final da amostra (com leituras sucessivas);
V
a_CP
= volume de água da amostra
4.6.2 Retração por secagem
O ensaio de retração por secagem tem por objetivo a obtenção das deformações
ocorridas no concreto por remoção da água fisicamente adsorvida do CSH, para o meio
externo, por exposição do concreto a variações de umidade.
O ensaio é realizado em amostras prismáticas de dimensões 75 x 75 x 285 mm,
possuindo pinos em suas laterais que permitirão as leituras de variações de volume, as
deformações impostas ao material.
Previamente à moldagem, os moldes são montados com a colocação dos pinos nos
oríficos das laterais das formas (Figura 4.55-a e b). A distância entre os pinos no interior
do molde (L) deve ser lido antes da concretagem, uma vez que será utilizado para o
cálculo das deformações. Após a concretagem, as amostras são mantidas em cura, com
o auxílio de uma manta úmida com a finalidade de impedir a perda de água para o
ambiente, por um período de 48 horas, quando iniciou o processo de desmoldagem.
Nesta fase, é importante garantir que o concreto tenha passado do estado fresco para o
estado endurecido, de forma a evitar o desprendimento dos pinos da massa de concreto
(Figura 4.55-c).
(a) (b) (c)
Figura 4.55 – Preparação dos moldes de retração por secagem: (a) posicionamento dos
pinos nas laterais dos moldes (SILVA, 2007); (b) montagem concluída (SILVA, 2007) e
(c) amostra após desmoldagem.
131
Após a desmoldagem, as amostras são mantidas em cura úmida até a idade para início
do ensaio. Completado 28 dias, as amostras são retiradas da câmara úmida e faz-se a
leitura inicial do seu comprimento, em um relógio comparador, e da sua massa em uma
balança analítica (Figura 4.56-b e c). Esta leitura será o ponto inicial na obtenção das
variações de comprimento e, conseqüentemente, na deformação. A partir deste ponto, as
amostras são mantidas ao ar (Figura 4.56-d), em sala climatizada, com controle de
temperatura (21
°C ± 2) e umidade (50% ± 2), realizando leituras constantes, com maior
intensidade na primeira semana de ensaio. É importante ressaltar que antes de qualquer
leitura, o relógio comparador é zerado com o auxílio da barra de referência Invar
(Figura 4.56-a).
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.56 – Etapas do ensaio de retração por secagem: (a) barra de referência de
Invar; (b) leitura das varições dimensionais no relógio comparador; (c) verificação da
massa e (d) posicionamento das amostras após as leituras.
132
A medida de deformação é dada conforme a Eq. (4.1), apresentada no item anterior
(4.6.1). A perda de massa é dada com uma relação entre as diferenças de massas e a
massa inicial da amostra, dada pela Eq. (4.3).
i
if
m
mm
W
−
=
(4.3)
onde:
m
i
= massa inicial da amostra apõs 28 dias de cura em água;
m
f
= massa da amostra, com leituras sucessivas no tempo.
4.6.3 Fluência na compressão
O ensaio de fluência na compressão foi realizado em corpos de prova cilíndricos de
dimensões 150 x 300 mm, conforme procedimentos sugeridos pela NBR8224/83. Para
cada concreto avaliado, foram moldados quatro corpos de prova, sendo dois utilizados
para carregamento e os outros dois como corpos de prova de controle, para medida da
retração e da perda de massa. Corpos de prova distintos destinados a carregamento e
controle são necessários para obter a deformação decorrente somente da tensão aplicada
ao longo do tempo, descontando a interferência das deformações autógena e térmica.
As medidas de deformação foram obtidas utilizando-se extensômetros elétricos
embutidos no interior da massa de concreto. Os termômetros também embutidos no
concreto forneceram as variações de temperatura e, consequentemente, as deformações
térmicas.
O ensaio pode ser dividido em três etapas: (i) preparação dos moldes e moldagem; (ii)
desmoldagem e selagem dos corpos de prova; e (iii) carregamento com medidas das
deformações e descarregamento seguido das medidas de recuperação das deformações.
Os procedimentos utilizados nas três etapas estão detalhados a seguir.
4.6.3.1 Preparação dos moldes e moldagem dos corpos de prova
Os equipamentos e acessórios necessários para a realização da primeira etapa incluem
moldes cilíndricos de dimensão 150 x 300 mm, extensômetros elétricos KM120 da
Excel Sensores, termômetros PT100, fio cordonê (semelhante a barbante, porém mais
fino) e 2 discos metálicos, ambos com um um gancho soldado em um dos seus lados
(Figura 4.57). Um dos discos deve possuir um orifício no seu centro e uma ranhura com
133
origem neste orifício e comprimento igual ao raio do disco, a fim de permitir a
passagem dos fios do sensores. Esta ranhura localiza-se no lado oposto ao gancho
soldado no disco metálico, que por sua vez localiza-se próximo a borda do disco. O
segundo disco possui apenas um gancho soldado no seu ponto central.
Figura 4.57 – Acessórios para a moldagem do corpo de prova destinado ao ensaio de
fluência na compressão.
O molde cilíndrico contém quatro pequenos orifícios, dois em cada lado e
diametralmente opostos separados por uma distância próxima ao comprimento do
extensômetro utilizado. Um dos discos metálicos (sem a ranhura) é posicionado no
fundo do molde com o gancho soldado para cima (Figura 4.58-a). A presença dos
ganchos auxilia a fixação do disco metálico ao concreto, principalmente na
desmoldagem. Externamente ao molde cilíndrico, 2 fios de cordonê são presos em cada
extremidade do extensômetro, em lados opostos (Figura 4.58-b). Estes fios precisam ser
finos o suficiente para atravessar os orifícios do molde. Junto ao extensômetro, fixa-se o
termômetro com o auxílio de uma fita adesiva (Figura 4.58-c). O conjunto
extensômetro/termômetro é posicionado no centro do molde cilíndrico com o auxílio
dos fios que atravessam os orifícios do molde, passando por toda a sua circunferência
com o objetivo de posicionar o extensômetro e garantir o seu alinhamento vertical
(Figura 4.58-d). Ao final desse procedimento, o molde está pronto para receber o
concreto.
Molde
Termômetro
Discos metálicos
Extensômetro
Fio
cordonê
134
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.58 – Processo de montagem do corpo de prova: (a) posicionamento do disco
metálico no fundo do molde; (b) amarração dos fios no extensômetro; (c) fixação do
termômetro no extensômetro e (d) posicionamento do extensômetro/termômetro no
molde.
A moldagem foi realizada em três camadas, com o adensamento feito por meio de
vibradores internos. Durante o preenchimento do molde, procura-se colocar quantidades
similares de material em cada lado do extensômetro, de forma a manter o extensômetro
centrado e na posição vertical (Figura 4.59-a). Deve-se tomar cuidado, durante o
adensamento, de evitar o contato do vibrador com o extensômetro, uma vez que, se isso
ocorrer, o extensômetro poderá ser danificado. Além disso, o posicionamento dos fios
presos ao extensômetro deve ser observado mesmo após serem cobertos por completo
pelo concreto, pois a força exercida sobre eles pelo vibrador, durante o adensamento,
pode issu-los ou afrouxá-los. Caso isto aconteça, o extensômetro poderá desalinhar no
interior do concreto, o que não é desejado. Concluído o preenchimento do molde, o
segundo disco metálico é posicionado no topo do molde (Figura 4.59-b), com a ranhura
voltada para a parte superior. Pelo orifício central passam-se os fios do extensômetro e
do termômetro e acomodam-se os mesmos ao longo da ranhura. O posicionamento deste
135
disco é verificado com um nível (Figura 4.59-c) e deve ser o mais preciso possível, de
maneira a possibilitar, no momento do carregamento, o adequado contato do disco
metálico do corpo de prova com o atuador de carga. Este procedimento foi utilizado na
moldagem de todos os corpos de prova (Figura 4.59-d).
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.59 – Etapas da moldagem dos corpos de prova para fluência à compressão: (a)
colocação do material; (b) posicionamento do segundo disco metálico; (c) nivelamento
do disco metálico e (d) corpos de prova após a moldagem.
Concluída a moldagem, os moldes cilíndricos são acondicionados em sacos plásticos,
com panos umedecidos em seu interior, de forma a garantir a cura com 100% de
umidade, sendo vedados (Figura 4.60-a). Nesta fase, leituras de deformações
(originadas da retração autógena), podem ser iniciadas utilizando-se o medidor de
deformação mostrado na Figura 4.60-b, no momento que antecede o tempo de pega. As
deformações térmicas podem ser calculadas utilizando os valores de temperatura
obtidos através dos termômetros que são conectados a um data logger, com leituras
digitais, ou a um sistema de aquisição de dados, via computador. Utilizando a segunda
136
opção, obtém-se a curva de elevação de temperatura no período compreendido entre a
moldagem e a desmoldagem.
(a) (b)
Figura 4.60 – Procedimentos pós-moldagem: (a) condicionamento dos corpos de prova
em ambiente saturado e selado e (b) medidor de deformação.
4.6.3.2 Desmoldagem e selagem dos corpos de prova
Completado o período de 48 horas, inicia-se o processo de desmoldagem e selagem dos
corpos de prova. Estes são desmoldados um a um, verificando se houve uma perfeita
ligação dos discos metálicos com o concreto, garantido pela presença dos ganchos (item
4.6.3.1). A primeira etapa de selagem dos corpos de prova consiste na limpeza de
resquícios de concreto presente nos discos metálicos. Em seguida, as superfícies do
concreto são cobertas com uma fina película de água que permitirá melhor aderência do
filme plástico (Figura 4.61-a). Cinco camadas deste material são utilizadas para
envolver o concreto (Figura 4.61-b). Na seqüência, uma camada de fita alumínio é
colocada sobre o filme plástico (Figura 4.61-c). As faixas de fita são coladas com uma
superposição de aproximadamente 2 cm entre elas. No contato entre a fita de alumínio e
os discos metálicos uma camada de silicone cobre todo o perímetro do concreto. Por
fim, abraçadeiras são fixadas nas extremidades dos corpos de prova, sobre o silicone,
solidarizando ainda mais o conjunto, de modo a garantir que não haja evaporação de
água. Os corpos de prova recebem, então, as suas devidas identificações (Figura 4.61-
d). Com o término da selagem, os corpos de prova são pesados para realização do
controle de massa, de modo a verificar a eficiência da selagem e garantir que não há
secagem durante o ensaio. Este controle de massa é realizado utilizando-se os corpos de
137
prova de controle e assume-se que as amostras sob arga estão sob condições de perda de
massa semelhantes.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.61 – Procedimentos de selagem dos corpos de prova para fluência à
compressão: (a) leve umedecimento da superfície do concreto; (b) colocação das
camadas de filme plástico; (c) colocação da fita de alumínio; (d) aspecto final do corpo
de prova após colocação da camada de silicone e abraçadeiras.
Após a selagem, os corpos de prova são mantidos nesta condição até a idade de ensaio
(carregamento). Durante este período, as leituras de deformação são realizadas através
do medidor de deformação (Figura 4.62-a) e as leituras de temperatura para obtenção
das deformações térmicas são obtidas conectando-se os termômetros a um datalogger
para realização das leituras (Figura 4.62-b).
Abraçadeiras + silicione
138
Figura 4.62 – Dispositivos de leitura: medidor de deformação e data logger para
medidas de temperatura.
4.6.3.3 Fases de carregamento e descarregamento dos corpos de
prova
Completado o período de 28 dias após a moldagem, os corpos de prova destinados ao
carregamento são transferidos para o pórtico. Os corpos de prova e o atuador hidráulico
são ajustados no pórtico, conforme ilustrado na Figura 4.63-a. Os corpos de prova
devem estar alinhados e posicionados perpendicularmente ao sistema de carregamento
para que não haja excentricidade na aplicação de carga. O adequado posicionamento do
conjunto é verificado com o auxílio de um nível colocado na placa superior do pórtico.
Os corpos de prova de controle são mantidos em prateleira próxima aos pórticos durante
todo o ensaio (Figura 4.63-b).
O carregamento é realizado utilizando-se umabomba hidráulica manual conectada a
uma linha de pressão, constituída por uma série de saídas de mangueiras (Figura 4.63-
c). Cada mangueira está conetada a um atuador hidráulico, que impõe o carregamento
ao conjunto. A pressão em cada pórtico é verificada constantemente por meio de um
manômetro existente na saída do atuador. Uma visão geral do sistema de carregamento
de fluência é mostrada na Figura 4.63-d.
Medidor de deformação
Data
logger
139
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.63 – Sistema de carregamento dos corpos de prova de fluência na compressão:
(a) posicionamento dos corpos de prova e o atuador hidráulico no pórtico; (b) corpos de
prova de controle; (c) sistema de pressão e (d) visão geral do sistema de carregamento.
Os corpos de prova foram carregados aos 28 dias de idade a uma tensão correspondente
a 40% da tensão de ruptura, obtida através dos ensaios de resistência à compressão
uniaxial. As amostras foram mantidas sob carga por um período de 90 dias e, ao final
desse período, os corpos de prova foram descarregados e as leituras de recuperação das
deformações foram realizadas até a estabilização dos seus valores (Figura 4.64). A
leitura inicial foi realizada antes do carregamento (leituras de referência) e, tanto após o
carregamento quanto o descarregamento, as leituras foram realizadas a cada 5 minutos
no período inicial até 30 minutos, meia hora durante as próximas duas horas e a cada 1
hora durante as 10 horas seguintes. Após este tempo, são realizadas leituras diárias.
Bomba
manual
Linha de
p
ressão
Mangueiras
Atuador hidráulico
Manômetro
140
Figura 4.64 – Continuidade nas leituras de deformação após o descarregamento.
Uma vez que não se permitiu a secagem dos corpos de prova, a fluência básica é obtida
(ver Eq. (4.4)) pela diferença entre a deformação total (obtida com o carregamento) e as
deformações autógenas (obtida pelas leituras dos corpos de prova de controle) e
térmicas (obtidas com o auxílio dos termômetros embutidos nos corpos de prova). A
divisão da fluência básica pela tensão aplicada fornece o valor de fluência específica
(ver Eq.(4.5)).
Tatf Δ
−−=
εεεε
(4.4)
onde:
ε
f
= deformação de fluência;
ε
tot
= deformação total
ε
sh
= deformação autógena
ε
ΔT
= deformação térmica.
σ
ε
f
específicaFluência =_
(x10
-6
/MPa)
(4.5)
onde:
σ = tensão aplicada de carregamento (neste caso, 40% da tensão de ruptura)
As curvas de deformação por fluência fornecem a deformação elástica e por fluência na
fase de carregamento. Na fase de descarregamento, são obtidas a recuperação elástica, a
fluência reversível e a irreversível.
141
4.6.4 Fluência na tração
Outro aspecto importante do comportamento viscoelástico do concreto é o efeito
provocado por um esforço constante de tração e a conseqüente evolução da deformação
do material. Para avaliar este comportamento, foi implantado, no âmbito da presente
tese, no Laboratório de Estruturas do PEC/COPPE-UFRJ, um novo sistema de
determinação da fluência do concreto sob tração, descrito a seguir.
O ensaio foi realizado em amostras prismáticas de dimensões 100 x 50 x 400 mm. De
modo análogo ao ensaio de fluência na compressão (item 4.6.3), foram moldadas quatro
amostras, sendo duas destinadas ao carregamento e as outras duas, utilizadas como
controle. As medidas de deformação por retração autógena ou fluência também foram
obtidas por meio de extensômetros elétricos embutidos no interior da massa de
concreto, conectados a um sistema de de aquisição de dados, e as medidas de
deformações térmicas foram realizadas com o auxílio de termômetros.
O ensaio também pode ser dividido nas etapas referentes à preparação dos moldes e
moldagem; desmoldagem e selagem; e carregamento seguido pelo descarregamento das
amostras prismáticas.
4.6.4.1 Preparação dos moldes e moldagem das amostras de tração
Os equipamentos e acessórios necessários para a realização da moldagem são similares
aos apresentados no item 4.6.3.1 (extensômetro elétrico, termômetro e fio cordonê),
com exceção dos moldes, que são prismáticos com dimensões 100 x 100 x 400 mm, e
por não haver necessidade dos discos metálicos. Os moldes prismáticos também
possuem orifícios em suas laterais para a passagem dos fios que auxiliam o
posicionamento e fixação do extensômetro junto ao termômetrono no interior do molde.
Como os moldes possuem o dobro da altura da amostra utilizada no ensaio, os orifícios
nas laterais dos moldes estão localizados a ¼ da sua altura. A Figura 4.65 ilustra o
extensômetro e termômetro posicionados ao longo do eixo longitudinal do molde
prismático.
142
Figura 4.65 – Posicionamento dos extensômetros e termômetros no interior dos moldes.
A moldagem foi realizada conforme procedimentos descritos no item anterior (4.6.3.1),
com o auxílio de vibradores internos. Os mesmos cuidados durante a moldagem foram
tomados, como a alternância dos locais no momento da disposição do concreto nos
moldes e evitar o contato do vibrador com o extensômetro e com os fios. Após a
moldagem, os moldes prismáticos foram igualmente acondicionados em sacos plásticos
onde a cura úmida foi mantida com panos umedecidos em seu interior. Os moldes
prismáticos permaneceram nesta situação por 48 horas, quando foi iniciada a
desmoldagem. A Figura 4.66 mostra as amostras após a conclusão da moldagem e no
interior dos sacos plásticos.
(a) (b)
Figura 4.66 – Amostras de fluência na tração: (a) após o término da moldagem e (b)
amostras condicionadas em sacos plásticos.
4.6.4.2 Procedimentos de desmoldagem e selagem das amostras de
tração
Os procedimentos de desmoldagem e selagem das amostras prismáticas são idênticos
aos apresentados para a fluência na compressão. As amostras são desmoldadas uma por
143
vez, para evitar qualquer perda de água para o meio externo. As superfícies do concreto
são cobertas por uma película de água, envolvidas com o filme plástico e, por fim, a fita
de alumínio garante a vedação (Figura 4.67-a, b e c). Quantidades iguais de camadas de
filme plástico (mínimo três) cobrem a superfície do concreto, tanto longitudinalmente,
como perpendicularmente ao eixo da amostra.
Em uma das laterais da amostra, existem os fios do extensômetro e do termômetro.
Neste local, o filme plástico e a fita de alumínio são colocados bem próximos aos fios,
de tal forma a garantir que toda a superfície do concreto esteja vedada. Além disso,
gotas de silicone são aplicadas neste local (contato fita de alumínio/fios), garantindo
melhor a vedação (Figura 4.67-d). As amostras são pesadas e armazenadas até a idade
de carregamento.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 4.67 – Selagem das amostras prismáticas para fluência na tração: (a)
umedecimento das amostras; (b) colocação das camadas de filme plástico; (c) colocação
da camada de fita alumínio e (d) colocação da camada de silicone .
Filme plástico Película de água
Fita alumínio
Silicone
144
4.6.4.3 Carregamento e descarregamento das amostras
Após 28 dias de idade, o ensaio de fluência na tração é iniciado com o carregamento das
amostras. Antes, porém, as amostras precisam ser preparadas para se adequar ao sistema
de carregamento desenvolvido para o ensaio. Duas chapas de aço devem ser coladas em
cada extremidade da amostra, de modo a permitir a transferência de cargas entre o
pórtico e a amostra. Para iniciar este procedimento, uma vez que as amostras estão
completamente seladas, a região das amostras, onde as placas serão coladas, precisará
estar isenta de qualquer impureza ou material. Desta forma, numa região de cerca de 7
cm de comprimento, a partir das duas extremidades da amostra, retira-se a fita alumínio
e o filme plástico que cobrem a superfície da amostra, e utilizando uma cola de alta
resistência (base epóxi), fixam-se as chapas de aço ao concreto. Para se evitar um
possível descolamento das placas, principalmente no decorrer do ensaio, foram
realizadas ranhuras em toda a superfície da chapa. Assim, espera-se fornecer maior
aderência e maior segurança a uma perfeita execução do ensaio. Cada chapa possui um
orifício central por onde atravessa um pino, que faz a conexão com o sistema
desenvolvido. Detalhes das chapas coladas nas amostras e do sistema de transferência
de carga entre a amostra e o pórtico de tração pode ser visualizado na Figura 4.68.
Figura 4.68 – Detalhe na colagem das placas na amostra e do sistema de transferência
de cargas entre o pórtico e a amostra, através dos pinos.
Após a colagem das placas e a secagem da cola, as amostras destinadas ao carregamento
são posicionadas no pórtico (Figura 4.69-a), enquanto que as amostras de controle são
colocadas em prateleira próxima ao pórtico de tração. Em seguida, os terminais dos fios
145
dos extensômetros das amostras, tanto de carregamento quanto de controle, são
soldados aos terminais dos cabos que fazem a conexão com o sistema de aquisição de
dados (Figura 4.69-b, c).
(a) (b)
(c)
Figura 4.69 – Procedimentos de carregamento das amostras: (a) posicionamento das
amostras no pórtico de tração; (b) detalhes dos fios dos extensômetros nas amostras de
carregamento e (c) fios dos extensômetros das amostras de controle
No sistema de aquisição de dados desenvolvido, uma malha de cabos parte do sistema
de aquisição de dados (Figura 4.70), no interior de calhas, até atingir o pórtico de
ensaio. Após a soldagem dos cabos nos fios dos extensômetros, a aquisição de dados é
iniciada em intervalos de leitura pré-determinados. Neste ponto, com as amostras ainda
não carregadas, as primeiras leituras são aquisitadas (leituras de referência).
Fios sol
d
ados
Fios sol
d
ados
146
Figura 4.70 – Distribuição dos cabos na saída do sistema de aquisição para a conexão
com os extensômetros.
Após a aquisição das leituras de referência, as amostras são carregadas com uma tensão
referente a 40% da tensão de ruptura, obtida em ensaio de tração direta realizado após
28 dias de cura. O carregamento é efetuado por um conjunto de pesos, através do braço
de alavanca, que são mantidos por um período de 90 dias (Figura 4.71-a). Uma
calibração foi realizada para cada braço de alavanca, obtendo um fator multiplicador
para o sistema de carregamento.
Concluído o tempo de carregamento, as amostras são descarregadas, mantendo-se nesta
condição até a estabilização dos valores de deformação (Figura 4.71-b). Assim como no
ensaio de fluência na compressão, o intervalo de leitura das deformações logo após o
carregamento e descarregamento foi bem curto, aumentando gradativamente com o
tempo. As leituras foram realizadas a cada 1 minuto no período inicial até 24 horas de
ensaio, 5 minutos durante as 24 horas seguintes e a cada 15 minutos após 48 horas de
ensaio. Com o decorrer do ensaio, as leituras começam a estabilizar e o intervalo de
tempo entre as leituras pode aumentar.
147
(a) (b)
Figura 4.71 – Fases do ensaio de fluência na tração: (a) carregamento e (b)
descarregamento.
Os valores de deformação por fluência na tração foram calculados como no ensaio de
fluência na compressão (item 4.6.3). A fluência básica na tração foi obtida pela
diferença entre a deformação total (obtida com o carregamento) e as deformações
autógenas (obtida pelas leituras dos corpos de prova de controle) e térmicas (com o
auxílio dos termômetros embutidos), conforme já apresentado na Eq. (4.4). A divisão da
fluência básica na tração e a tensão de tração aplicada fornece o valor de fluência
específica na tração direta (Eq.(4.5)).
4.6.5 Fluência na flexão
Através do monitoramento da evolução da flecha de amostras prismáticas submetidas
carregamentos constantes, foi possível avaliar o comportamento da fluência dos
concretos estudados sob flexão. Tal comportamento engloba os efeitos da fluência sob
cargas de compressão e tração. Para avaliar este comportamento, foi implantado, no
âmbito da presente tese, no Laboratório de Estruturas do PEC/COPPE-UFRJ, um novo
sistema de determinação da fluência do concreto sob flexão em quatro pontos, descrito a
seguir.
A apresentação está dividida em tópicos referentes às fases de moldagem, desmoldagem
e selagem; e carregamento seguido pelo descarregamento das amostras. As medidas de
flecha foram obtidas por meio de transdutores elétricos, conectados a um programa
computacional de aquisição de dados.
148
4.6.5.1 Moldagem das amostras de flexão
O ensaio de fluência na flexão foi realizado em amostras prismáticas de dimensões 100
x 100 x 400 mm (Figura 4.72-a). Para cada concreto estudado foram utilizadas duas
amostras, ambas destinadas ao carregamento. A moldagem foi realizada conforme
procedimentos realizados nos itens 4.6.3 e 4.6.4, em três camadas e com vibradores
internos, porém com maior rapidez e maior facilidade, pois não havia a presença de
extensômetros elétricos embutidos no concreto. Diferentemente do ensaio de fluência na
compressão e na tração, neste caso, não foram utilizadas amostras de controle, uma vez
que os resultados obtidos referem-se a valores de deslocamento (flecha), e não a valores
de deformação, como é o caso dos ensaios de fluência na compressão e na tração (itens
4.6.3 e 4.6.4).
Finalizada a moldagem, as amostras prismáticas foram acondicionadas em sacos
plásticos vedados, com panos umedecidos em seu interior, de forma a garantir um
ambiente com 100% de umidade (Figura 4.72-b).
(a) (b)
Figura 4.72 – Fluência na flexão: (a) moldagem das amostras e (b) acondicionamento
das amostras imediatamente após a moldagem.
4.6.5.2 Desmoldagem e selagem das amostras de flexão
Para garantir a condição de fluência básica na flexão, o mesmo procedimento de
selagem realizado na compressão e tração foi utilizado. Após 48 horas, as amostras são
desmoldadas e inicia-se o processo de selagem das amostras. Cobre-se a superfície do
concreto com uma película de água que permitirá melhor contato do filme plástico com
o concreto (Figura 4.73-a). Em seguida, o concreto é envolvido com filme plástico,
adicionando-se, no mínimo, 3 camadas deste material na direção longitudinal e
149
transversal ao eixo da amostra (Figura 4.73-b). A selagem é finalizada com uma camada
de fita alumínio em toda a superfície da amostra (Figura 4.73-c). Concluída a selagem,
as amostras são pesadas para se ter a garantia que não há retração por secagem. As
amostras permanecem nesta condição até a idade de carregamento.
(a) (b)
(c)
Figura 4.73 – Processo de selagem das amostras de flexão: (a) Umedecimento da
amostra; (b) Colocação do filme plástico e (c) Colocação da fita alumínio.
4.6.5.3 Carregamento e descarregamento das amostras prismáticas
Completado 28 dias de idade, as amostras foram transferidas para os pórticos para início
do ensaio de fluência. Em cada pórtico foram posicionadas duas amostras para a
avaliação do comportamento da fluência na flexão dos concretos O sistema de fluência
na flexão consiste do pórtico, dos aparatos de apoio (ou de transferência de cargas), do
atuador hidráulico e dos transdutores elétricos. Dois tipos de aparatos de apoio foram
utilizados. O primeiro tipo contém roletes posicionados a uma distância corresponde ao
vão livre (300 mm) (Figura 4.74-a). No segundo tipo os roletes são posicionados de
forma a dividir o vão livre em distâncias equidistantes (100 mm, no presente estudo) e
gerar um momento constante máximo no terço médio da amostra (Figura 4.74-b). O
aparato do segundo tipo é uma única peça, com roletes espelhados e fica posicionado
entre as duas amostras de concreto sob ensaio no pórtico de fluência.
150
(a) (b)
Figura 4.74 – Aparatos de apoio para o ensaio de fluência na flexão: (a) primeiro tipo de
aparato de apoio e (b) segundo tipo de aparato de apoio.
Um dispositivo tipo Yoke foi acoplado a meia altura da amostra prismática, no qual,
após o término da montagem do sistema de carregamento, foram fixados os transdutores
elétricos de deslocamento, similarmente às amostras utilizadas na ensaio de resistência à
tração na flexão (item 4.4.2). O primeiro aparato é posicionado na base do pórtico de
flexão , seguido pela colocação da primeira amostra (Figura 4.75-a). Procede-se ao
posicionamento do segundo aparato no terço central da primeira amostra (Figura 4.75-b)
e posiciona-se a segunda amostra (Figura 4.75-c). Como o segundo aparato é
constituído de rótulas, este passo é feito cuidadosamente, de forma a manter a
estabilidade de todo o conjunto abaixo. Uma aparato do primeiro tipo é então colocado
acima da segunda amostra para transferência de carga (Figura 4.75-d). Novamente essa
etapa é realizada com muita cautela, mantendo-se o contato simultâneo dos roletes, do
aparato do segundo tipo, com as amostras. Por fim, posiciona-se o atuador hidráulico
entre o aparato do primeiro tipo e a placa de reação. Com o auxílio de um nível,
verifica-se o nivelamento da placa de reação. Dois transdutores elétricos são então
fixados em cada dispositivo Yoke para medida das deflexões de cada amostra (Figura
4.75-e). Os transdutores elétricos são posicionados simetricamente no centro da amostra
de forma a se obter a deflexão máxima das mesmas.
151
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 4.75 – Montagem do sistema de carregamento no ensaio de fluência na flexão:
(a) posicionamento do primeiro aparato (tipo 1) seguido pela primeira amostra; (b)
colocação do segundo tipo de aparato; (c) colocação da segunda amostra; (d) colocação
do segundo aparato tipo 1; (e) sistema final de carregamento e (f) posicionamento dos 2
transdutores no terço central da amostra.
152
Similarmente à conexão dos extensômetros utilizados no ensaio de fluência à tração
(item 4.6.4.3), os transdutores elétricos são conectados aos terminais dos cabos que
fazem a conexão com o sistema de aquisição de dados HP (Figura 4.76). Com as
amostras ainda não carregadas, leituras de referência são aquisitadas.
As amostras foram carregadas aos 28 dias de idade a uma tensão correspondente a 40%
da tensão de primeira fissura, obtida em ensaios de resistência à flexão conduzidos até a
ruptura aos 28 dias de idade. A carga foi mantida constante por um período de 90 dias,
quando as amostras foram descarregadas. Dados de flecha foram aquisitados, após o
descarregamento, até a constância de seus valores. O intervalo de tempo de aquisição,
tanto no carregamento como no descarregamento, seguiu o mesmo procedimento
adotado no ensaio de fluência na tração (ver item 4.6.4).
(a) (b)
Figura 4.76 – Sistema de obtenção dos valores de flecha: (a) Conexão dos transdutores
elétricos e (b) sistema de aquisição de dados.
Assim como no ensaio de fluência na compressão, o carregamento foi fornecido pelo
sistema de bomba hidráulica, conectada a uma linha de pressão, descrito no item
4.6.3.3.
4.7 Avaliação estatística dos dados experimentais
Para avaliação dos resultados experimentais foi utilizado um teste de comparação de
médias para a análise estatística da diferença dos resultados obtidos entre dois grupos de
dados, determinada por um único fator. O método utilizado, apresentado em NETO
et
153
al. (2007), é baseado no Teste de Hipóteses, ou teste t, que é utilizado para avaliar a
igualdade entre médias de dois conjuntos de dados. Na sua avaliação, o teste
t considera
o número de amostragem, a média e o desvio padrão de cada conjunto de dados. O teste
foi utilizado em um nível de 95% de confiança, isto é, avaliando a hipótese de 95% de
probabilidade das médias entre os conjuntos não serem diferentes.
154
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
5
5
.
.
Comportamento reológico das matrizes e dos
concretos fibrosos
5.1 Introdução
Este capítulo trata da apresentação e avaliação do comportamento reológico dos
concretos produzidos. Os resultados são apresentados em duas etapas, analisando-se
primeiramente os concretos com micro reforço de volastonita e por último, os concretos
reforçados com fibras de aço.
5.2 Reologia dos concretos contendo micro-fibra de
volastonita
Ensaios de abatimento e espalhamento do tronco de cone e cone invertido, e teor de ar
aprisionado foram utilizados para a caracterização no estado fresco dos concretos com e
sem a utilização de volastonita. Os resultados obtidos estão apresentados na Tabela 5.1.
155
Tabela 5.1 – Propriedades reológicas dos concretos
*
.
Tronco de cone Cone invertido
Concretos
Abatimento
(mm)
Espalhamento
(mm)
Espalhamento
(mm)
Ar
aprisionado
(%)
MCWS
260 700 600 0,9
MCWSF
275 750 650 4,2
MCSF
230 500 490 1,9
*
Comportamento reológico obtido pela caixa “L” encontra-se descrito no decorrer do texto.
Sabe-se que materiais como cinza volante, cuja esfericidade de suas partículas reduz a
fricção entre os grãos, fornecem melhor trabalhabilidade ao concreto
(RAMACHANDRAN,1995, apud FERRARIS et al., 2001). Além disso, alguns
pesquisadores relataram que partículas esféricas também possuem maior compacidade e
portanto, menor retenção de água da mistura (SAKAI
et al., 1997, apud FERRARIS et
al.
2001). Os resultados apresentados na Tabela 5.1 confirmam estas afirmações, onde o
concreto MCWSF foi o que apresentou melhor desempenho reológico.
A influência da volastonita nos concretos pode ser avaliada por meio dos resultados
obtidos entre os concretos MCWSF e MCSF. Observa-se que a presença da volastonita
no concreto contendo adições minerais (sílica ativa e cinza volante simultaneamente),
em substituição parcial ao cimento Portland (concretos MCSF e MCWSF) acarretou
bom desempenho reológico. A Figura 5.1 ilustra o resultado obtido para a avaliação do
comportamento reológico do concreto MCSF. E a característica de adensamento obtida
através do ensaio de abatimento do tronco de cone realizado no concreto MCWSF está
ilustrada na Figura 5.2.
(a) (b)
Figura 5.1 – Produção e caracterização do concreto MCSF: (a): aspecto da concreto e
(b): abatimento do tronco de cone.
156
(a) (b)
Figura 5.2 – Resultado do ensaio de abatimento do tronco de cone para o concreto
MCWSF: (a) aspecto final do ensaio e (b) ausência de exsudação.
Os resultados da Tabela 5.1 mostram acréscimos nos valores de abatimento e
espalhamento do tronco de cone e cone invertido com a utilização de volastonita no
concreto MCSF, atingindo um abatimento e espalhamento de 275 mm e 750 mm,
respectivamente, através do ensaio do tronco de cone. O espalhamento pelo cone
invertido foi de 490 mm para o concreto MCSF, atingindo 650 mm para o concreto
MCWSF. O melhor desempenho reológico com a utilização da volastonita também
pode ser observado na Figura 5.1 e na Figura 5.2, que mostra com clareza a ausência de
exsudação do concreto MCWSF.
Com a utilização de volastonita em mistura contendo sílica ativa em substituição parcial
ao cimento Portland, seu comportamento no estado fresco (ensaio do cone invertido)
está ilustrado na Figura 5.3. Assim como observado no concreto MCWSF, o concreto
em análise (MCWS) também não apresentou exsudação no processo final de moldagem.
157
(a) (b)
(c)
Figura 5.3 – Produção e caracterização do concreto MCWS: (a) aspecto do concreto;
(b) espalhamento no ensaio do cone invertido e (c) ausência de exsudação.
Pelos resultados da Tabela 5.1, nota-se que a utilização de sílica ativa em substituição
parcial ao cimento (concreto MCWS), juntamente com um superplastificante de terceira
geração, tornou possível a produção de um concreto auto-adensável com valores de
abatimento do tronco de cone e espalhamento pelo cone invertido dentro da faixa
estabelecida para este tipo de concreto. Posteriormente, a decisão em utilizar um novo
material cimentíceo em conjunto com a adição já utilizada, no caso, cinza volante com a
sílica ativa, proporcionou um pequeno acréscimo de 5,8% no valor de abatimento do
tronco de cone e 8% no espalhamento pelo cone invertido. Os resultados de
espalhamento obtidos para estas misturas encontram-se na faixa dos valores
característicos de concretos auto-adensáveis (> 550 mm), conforme NEHDI (2004).
Por outro lado, observa-se uma redução de 16% no valor de abatimento do tronco de
cone e de 24,5% no espalhamento pelo cone invertido quando a volastonita foi retirada
do concreto MCWSF. Com este resultado, percebe-se que a coesão fornecida ao
concreto pela volastonita tem um efeito benéfico no escoamento do material.
158
Em relação aos resultados da caixa “L”, o concreto MCWSF apresentou menor tempo
de escoamento que o concreto MCWS. Enquanto o tempo de escoamento do concreto
MCWS foi igual a 120 segundos, para o concreto MCWSF, este tempo foi reduzido
para 64 segundos. A esfericidade das partículas de cinza volante propiciou melhor
fluidez de cada componente do concreto, impactando em melhor comportamento
reológico. Em relação ao dois concretos, o valor da relação H
2
/H
1
para os mesmos foi
igual a 1, indicando que são auto-adensáveis (NEHDI, 2004).
A caracterização reológica utilizando o reômetro BTRHEOM foi também realizada para
os concretos MCWS, MCWSF e MCSF. Os resultados das duas séries de ensaio de cada
mistura são apresentados individualmente, sendo correlacionados através dos modelos
de Bingham e Herschel-Bulkley para a obtenção dos valores de tensão cisalhante e
viscosidade plástica (DE LARRARD, 1998; 1999). Os ajustes através dos dois modelos
citados, obtidos experimentalmente, estão ilustrados nas figuras a seguir, a título
comparativo. A Figura 5.4, Figura 5.5 e Figura 5.6 apresentam a relação entre torque e
velocidade de rotação para os concretos MCSF, MCWSF e MCWS, respectivamente,
assim como as regressões lineares (modelo de Bingham) e não-lineares (modelo de
Herschel Bulkley) realizadas.
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Velocidade de
r
otação (
r
p
s)
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
Torque (N.m)
MCSF - Série 1
Bingham
Herschel-Buckley
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Velocidade de
r
otação (
r
p
s)
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
Torque (N.m)
MCSF - Série 2
Bingham
Herschel-Buckley
(a) (b)
Figura 5.4 – Relação entre torque e velocidade de rotação para o concreto MCSF
(Séries 1 e 2).
159
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Velocidade de
r
otação (
r
p
s)
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
Torque (N.m)
MCWSF - Série 1
Bingham
Herschel-Buckley
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Velocidade de
r
otação (
r
p
s)
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
Torque (N.m)
MCWSF - Série2
Bingham
Herschel-Buckley
(a) (b)
Figura 5.5 – Relação entre torque e velocidade de rotação para o concreto MCWSF
(Séries 1 e 2).
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Velocidade de
r
otação (
r
p
s)
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
Torque (N.m)
MCWS - Série 1
Bingham
Herschel-Buckley
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Velocidade de
r
otação (
r
p
s)
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
Torque (N.m)
MCWS - Série 2
Bingham
Herschel-Buckley
(a) (b)
Figura 5.6 – Relação entre torque e velocidade de rotação para o concreto MCWS
(Séries 1 e 2).
Os resultados de tensão cisalhante e viscosidade desses concretos estão sumarizados na
Tabela 5.2. De acordo com os resultados apresentados, os parâmetros reológicos
τ
o
e
μ
do modelo de Bingham calculados para os dois concretos, MCWSF e MCWS, são
semelhantes àqueles apresentados por DE LARRARD
et al. (1998) para concretos auto-
adensáveis, com valores negativos para a tensão cisalhante (
τ
o
). Isso decorre do fato dos
dados experimentais apresentarem um alto grau de não linearidade, impedindo a
utilização do modelo de Bingham para extrapolar o valor correto de
τ
o
. Dessa forma, é
mais adequado utilizar o modelo de Herschel-Bulkley, e pelos quais as misturas
160
apresentam valores de
'
o
τ
e
'
μ
característicos de concretos auto-adensáveis, conforme
trabalhos apresentados por FERRARIS e DE LARRARD (1998), DE LARRARD et al.
(1998) e FERRRARIS et al. (2000).
Tabela 5.2 – Propriedades reológicas dos concretos analisadas pelo reômetro.
Propriedades obtidas pelo reômetro BTRHEOM
Modelo de Bingham Modelo de Herschel-Bulkley
Concretos
Séries
τo
(Pa)
μ
(Pa.s)
τo’
(Pa)
A
(Pa.s
b
)
b
μ’
(Pa.s)
1 167 51 231 10,2 1,89 39
MCSF
2 154 53 256 0,52 3,74 37
1 -179 271 113 80,3 1,66 214
MCWSF
2 -110 266 77 136,4 1,35 228
1 -141 1383 203 43,8 1,97 219
MCWS
2 -48 1072 106 91,3 1,41 167
É importante ressaltar que, por possuírem teores de superplastificante diferentes (ver
Tabela 4.1), não é possível realizar uma análise comparativa direta das propriedades
reológicas das misturas. No entanto, considerando os resultados como a média dos
valores entre as duas séries de ensaio, nota-se que a adição de cinza volante ao concreto
MCWS resultou numa redução da tensão cisalhante
τ
0
’ (analisando pelo modelo de
Herschel-Buckley) e um aumento na viscosidade plástica μ’, apesar da utilização de um
menor teor de superplastificante. Os resultados de abatimento de tronco de cone e
espalhamento apresentados na Tabela 5.1 também expressam esse comportamento.
No que se refere à adição de volastonita ao concreto MCSF (concreto MCWSF), nota-se
que o maior teor de superplastificante na mistura com volastonita (ver Tabela 4.1)
resultou em maiores valores de abatimento e espalhamento, em menor tensão cisalhante
'
o
τ
e em maior viscosidade plástica
'
μ
, em relação ao concreto MCSF. A presença da
micro-fibra mineral volastonita proporcionou boa coesividade à mistura, sem evidência
de segregação, conforme pôde ser observado na Figura 5.2, conferindo melhor fluidez e
trabalhabilidade à mistura.
WALLEVICK (2006) considera, em seu trabalho, o concreto fresco como uma
suspensão de partículas de variadas formas, dimensões e massa, distinguindo-as em
partículas com diâmetro abaixo de 0,125 mm, denominada “matriz do concreto”, e as
161
partículas (agregados) acima de 0,125 mm, denominadas “partículas suspensas”. A estas
é atribuído o comportamento do concreto no ensaio de abatimento do tronco de cone. A
condição de término do ensaio ocorre quando as partículas suspensas não conseguem
cruzar umas a outras. WALLEVICK (2006) constatou que a influência destas partículas
é reduzida quando o concreto se torna mais trabalhável pois com a maior lubrificação da
matriz, ocorre menores valores de tensão de escoamento (tensão de escoamento inferior
a 200 Pa). De acordo com os resultados apresentados na Tabela 5.1 e Tabela 5.2, a
volastonita mostrou-se um material capaz de reduzir a influência das partículas
suspensas (agregados) no comportamento do concreto em seu estado fresco,
propiciando menor inter-travamento entre os grãos e, consequentemente, maior valor de
abatimento e menor tensão de escoamento entre os concretos (ver resultados para as
misturas MCSF e MCWSF na Figura 5.7). Nesta figura, os valores obtidos durante a
avaliação reológica das misturas MCSF, MCWSF e MCWS estão apresentados de
maneira a identificar a mistura com melhor reologia tendo como base três níveis de
análise: tensão cisalhante, abatimento e teor de superplastificante. A mistura com
melhor reologia será o concreto com menor valor de tensão cisalhante, maior valor de
abatimento e menor teor de superplastificante. Nesse sentido, a mistura MCWSF é a que
se aproxima do máximo dos requerimentos exigidos, sendo considerada, portanto, a
melhor mistura, do ponto de vista reológico.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
MCSF MCWSF MCWS
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Tensão cisalhante (Pa) e/ou abatimento (mm)
Tensão cisalhante
Abatimento
Ct
Dosagem de superplastificante (%)
Dosagem SP
Figura 5.7 – Relação entre os valores de tensão cisalhante, abatimento do tronco de cone
e dosagem de superplastificante.
162
5.3 Reologia dos concretos reforçados com
volastonita e fibras de aço
Neste tópico avalia-se o comportamento reológico dos compósitos MCWS e MCWSF
reforçados com 1%, 1,5%, 2% e 2,5%, em volume, de fibras de aço de 35 mm de
comprimento e relação de aspecto de 65. Concreto com hibridização do reforço fibroso
(1,5% de fibras de 35 mm de comprimento + 0,5%, de fibras de 13 mm de
comprimento) também foi avaliado. Além disso, para verificar a influência da
volastonita, no comportamento reológico dos concretos fibrosos, o teor de 2%, em
volume, foi adicionado ao concreto MCSF.
As propriedades reológicas dos compósitos reforçados com fibras de aço estão
apresentadas na Tabela 5.3. Produziu-se uma matriz de referência (MCSF) e um
compósito reforçado com 2% de fibras de aço (MCSFA20) sem a presença da
volastonita para se fazer uma comparação com os concretos MCWSF e MCWSFA20,
que contêm volastonita.
Tabela 5.3 – Propriedades reológicas dos compósitos reforçados com fibras de aço.
Tronco de cone Cone invertido
Concretos
Abatimento
(mm)
Espalhamento
(mm)
Espalhamento
(mm)
Tempo
de VeBe
(s)
Ar
aprisionado
(%)
MCWS 260 700 600 - 0,9
MCWSA10 220 595 - 0 1,5
MCWSA15 145 - - 5 -
MCWSA20 15 - - 25 1,2
MCWSA25 0 - - 47 0,9
MCWSA15+05 60 - - 10 -
MCWSF 275 750 650 - 4,2
MCWSFA10 240 680 - 0 1,8
MCWSFA15 140 - - 6 1,4
MCWSFA20 60 - - 11 1,7
MCWSFA25 0 - - 30 -
MCWSFA15+05 160 - - 6 -
MCSF 230 500 490 - 1,9
MCSFA20 50 - - 4 3,6
A Figura 5.5 ilustra os resultados do ensaio de abatimento de tronco de cone realizado
nos compósitos MCWSA15, MCWSA20, MCWSA25 e MCWSA15+05.
163
(a) (b)
(c) (d)
Figura 5.8 – Ensaio de abatimento do tronco de cone para avaliação do comportamento
reológico dos compósitos: (a) MCWSA15, (b) MCWSA20, (c) MCWSA25 e
(d) MCWSA15+05.
Os ensaios de abatimento de tronco de cone dos compósitos com utilização de 1,5% e
1,5%+0,5% de fibras de aço, em volume, produzidos a partir do concreto MCWSF estão
ilustrados na Figura 5.9.
(a) (b)
Figura 5.9 – Ensaios de abatimento do tronco de cone para avaliação do comportamento
reológico dos compósitos: (a) MCWSFA15 e (b) MCWSFA15+05.
Nota-se que, em geral, ocorre uma redução no valor de abatimento e um acréscimo no
tempo de VeBe com o aumento da fração volumétrica de reforço no compósito (ver
164
Tabela 5.3). Deve-se ressaltar, no entanto, que os compósitos produzidos a partir do
concreto com cinza volante (MCWSF) apresentaram valores de abatimento superiores
aos obtidos utilizando a matriz MCWS, e reduzidos valores de tempo de VeBe. Por
exemplo, os compósitos produzidos a partir do concreto MCWS apresentaram
abatimento de 220 mm, 145 mm, 15 mm e 0 mm para tempos de VeBe de 0s, 5s, 25s e
47s quando, respectivamente, 1%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço foram utilizadas
como reforço. Para os mesmos volumes de reforço, os compósitos produzidos a partir
do concreto MCWSF apresentaram abatimentos de 240 mm, 140 mm, 60 mm e 0 mm,
para tempos de VeBe de 0s, 6s, 11s e 30s, respectivamente. Deve-se ressaltar que todos
esses compósitos apresentaram tempo de VeBe bastante baixos, o que mostra que eles
podem ser vibrados com facilidade. Para o teor de fibra 2,5%, o resultado de abatimento
foi igual a zero, independentemente da matriz utilizada, devido a grande dificuldade em
promover a dispersão das fibras. Deve-se ressaltar que o ensaio de abatimento foi
utilizado apenas para controle, pois o mesmo não é recomendado para concretos
fibrosos por ser um ensaio estático. O ensaio de tempo de VeBe foi capaz de mostrar o
comportamento superior das misturas fibrosas desenvolvidas a partir do concreto
MCWSF.
Os concretos reforçados com frações volumétricas de 1% apresentaram comportamento
similar entre si, no ensaio de tempo de VeBe, apresentando um bom escoamento, de tal
forma a não ser possível a realização de tal ensaio. Conforme esperado, os resultados
obtidos destacaram os benefícios que o uso da cinza volante trouxe ao comportamento
reológico dos compósitos reforçados com altos teores de fibras de aço.
Os concretos sem reforço fibroso (MCWS e MCWSF) apresentaram nível de
trabalhabilidade suficiente para permitir a inclusão de 1%, em volume, de fibras de aço
ao concreto, obtendo, este compósito, valores de espalhamento do tronco de cone na
faixa de concretos auto-adensáveis. Na literatura, sobre o tema, em trabalhos recentes,
observa-se a dificuldade obtida por diferentes pesquisadores na produção de concretos
com materiais convencionais, utilizando frações volumétricas de fibras superiores a
0,5%, que tenha um comportamento reológico o suficiente para enquadrá-lo como auto-
adensável. NEHDI e LADANCHUK (2004) produziram concretos com diferentes
teores e tipos de fibra. Incorporando, em matrizes auto-adensáveis, fibras de aço com
comprimento similar ao utilizado no presente estudo em uma fração volumétrida de 1%,
os valores de espalhamento foram próximos de 500 mm (fibra lisa de 30 mm) e 520 mm
165
(fibra corrugada de 38 mm). TORRIJOS
et al. (2008) utilizaram 25 kg/m
3
(0,32% em
volume) e 50 kg/m
3
(0,64% em volume) em uma matriz auto-adensável, obtendo
valores de espalhamento de 560 mm, e 390 mm, respectivamente. Concretos produzidos
por PASINI
et al. (2004) com fibras de aço de comprimento e diâmetro iguais a 35 mm
e 0,54 mm, respectivamente, nas frações volumétricas de 0,26%, 0,38%, 0,51% e 0,64%
apresentaram valores de abatimento pelo tronco de cone de 210 mm, 210 mm, 180 mm
e 170 mm, respectivamente.
Os compósitos com hibridização do reforço, isto é, com a utilização de 1,5%, em
volume, de fibras de aço de comprimento igual a 35 mm e 0,5%, em volume, de fibras
de aço de comprimento igual a 13 mm, apresentaram comportamento reológico superior
àquele observado para o compósito reforçado com 2%, em volume, de fibras de aço de
comprimento igual a 35 mm, nos dois concretos analisados. Os compósitos MCWSA20
e MCWSA15+05 apresentaram, respectivamente, valores de abatimento de 15 mm e 60
mm, e tempos de VeBe de 25 s e 10 s. Para os compósitos produzidos com cinza
volante (MCWSFA20 e MCWSFA15+05), estes apresentaram, respectivamente, valores
de abatimento de 60 mm e 160 mm, e tempos de VeBe de 11 s e 6 s. Assim como na
discussão anterior, o melhor comportamento foi obtido para o concreto com a utilização
de cinza volante juntamente com sílica ativa. A utilização de fibras menores, de
comprimento de 13 mm, em substituição às fibras de 35 mm, proporcionou melhor
escoamento do concreto, isto porque o seu menor comprimento propicia menor
possibilidade de travamento com os agregados, em relação às fibras maiores.
A identificação do compósito que apresentou melhor comportamento reológico,
baseando-se nos resultados de tempo de VeBe, pode ser feita a partir da Figura 5.10.
Independente da fração volumétrica utilizada, os compósitos produzidos a partir do
concreto com sílica ativa e cinza volante (MCWSF) apresentaram valores de tempo de
VeBe sempre inferiores aos valores obtidos para os compósitos produzidos a partir do
concreto com sílica ativa (MCWS), apresentando, portanto, melhor comportamento
reológico. Observa-se que com frações volumétricas iguais ou inferiores a 1,5% e com
hibridização do reforço fibroso, os resultados de tempo de VeBe foram, praticamente,
independente da matriz de referência. A maior diferença foi observada com a utilização
de 2% e 2,5% de fibras longas, onde o concreto MCWSF apresentou melhor
desempenho reológico.
166
Apesar do aumento nos valores de tempo de VeBe com o aumento da fração
volumétrica, todos os concretos foram moldadas sem dificuldade de adensamento.
1.0 1.5 2.0 2.5 1.5+0.5
0
10
20
30
40
50
60
MCWS
MCWSF
Tempo de VeBe(s)
Volume de fibra (%)
Figura 5.10 – Valores de tempo de VeBe para os compósitos produzidos a partir dos
concretos MCWS e MCWSF.
Por fim, observa-se que os valores de ar aprisionado não apresentaram uma
padronização com a utilização das fibras de aço. Em geral, as fibras tendem a reduzir a
quantidade de ar aprisionado, uma vez que, sendo distribuídas aleatoriamente pela
massa de concreto, possibilitam a criação de uma rede capaz de facilitar a liberação do
ar aprisionado no concreto fresco (EREN e ÇELIK, 1997). No presente estudo, este
comportamento foi melhor observado para os compósitos produzidos a partir do
concreto MCWSF.
5.4 Resumo do capítulo 5
Duas matrizes auto-adensáveis foram produzidas, sendo uma delas constituída de sílica
ativa, em substituição parcial ao cimento, e a segunda, constituída de sílica ativa e cinza
volante, em substituição parcial ao cimento. Os ensaios realizados permitiram
caracterizá-los como concretos auto-adensáveis, uma vez que os valores obtidos
encontram-se na faixa estabelecida para tais concretos.
A capacidade de aumento da trabalhabilidade, proporcionado pela esfericidade das
partículas da cinza volante, foi capaz não só de reduzir o teor de superplastificante, em
167
relação à mistura sem cinza volante, como também de incrementar os valores de
abatimeto e espalhamento.
Em relação a influência da micro-fibra de volastonita, o concreto contendo este material
(MCWSF) apresentou desempenho reológico superior ao concreto sem volastonita
(MCSF), com incrementos nas propriedades reológicas. É importante ressaltar que foi
necessário um aumento no teor de superplastificante com a utilização deste material.
Para os compósitos reforçados com fibras de aço, o concreto reforçado com 1% de
fibras apresentou excelente desempenho reológico, comportando-se com um concreto
auto-adensável, onde não foi possível a realização do ensaio de tempo de VeBe, devido
à alta trabalhabilidade deste concreto. Os concretos reforçados com 1,5% de fibras
longas e o concreto com hibridização do reforço apresentaram valores próximos de
tempo de VeBe, independente da mistura de referência analisada. Entretanto, para
maiores frações volumétricas (2% e 2,5%) o melhor desempenho foi observado para a
mistura com sílica ativa e cinza volante (MCWSF).
O uso de matrizes auto-adensáveis permitiu adicionar até 195 kg/m
3
de fibras
(equivalente a 2,5%, em volume) como reforço, mantendo o compromisso com bom
lançamento e adensamento.
168
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
6
6
.
.
Comportamento mecânico dos concretos:
compressão e flexão
6.1 Introdução
Este capítulo apresenta o comportamento mecânico, no que se refere a resistência à
compressão e tração na flexão, de concretos reforçados com a micro-fibra mineral
volastonita e com elevadas frações volumétricas de fibras de aço. A análise será
realizada em duas etapas: (i) comportamento dos concretos reforçados com volastonita e
(ii) comportamento dos concretos reforçados com fibras de aço. Uma vez apresentados
os resultados em cada uma destas etapas, os mesmos serão utilizados, a título
comparativo, no item subsequente.
Análises comparativas entre os concretos são realizadas pelo método estatístico do
Teste
t, ou Teste de Hipóteses, (NETO et al., 2007), descrito no capítulo anterior,
considerando um intervalo de confiança de 95%.
Nas análises apresentadas neste capítulo, as alterações obtidas nos concretos em cada
grupo de análise, seja para verificação da influência das adições minerais, da volastonita
ou das fibras de aço, serão apresentadas, para melhor visualização, em gráficos de
barras, e nestes são incluídos os acréscimos ou decréscimos observados em cada
avaliação. As barras que não possuírem qualquer valor no seu topo, significa que a
variável em análise não acarretou alterações significativas no comportamento do
concreto.
169
Os valores médios apresentados nas tabelas referem-se à média de três corpos de prova.
Para os casos onde houve algum problema na fase de execução do ensaio, com eventual
perda de amostras, uma observação é apresentada na tabela indicando o número de
amostras que foram efetivamente ensaiadas.
6.2 Comportamento sob compressão uniaxial
Os concretos são avaliados sob esforços de compressão, nas idades de 7, 28 e 365 dias
de idade. Esta análise busca avaliar a influência da volastonita e das fibras de aço no
comportamento sob compressão dos concretos desenvolvidos. Para a mesma idade de
cura, os resultados entre os concretos serão confrontados, bem como a evolução com a
idade das propriedades mecânicas para cada concreto.
As curvas tensão
x deformação obtidas através do ensaio de resistência à compressão
são analisadas de acordo com o processo de microfissuração do concreto, destacando-se
três níveis de avaliação, bem discriminados por TOLEDO FILHO
et al. (1997) e
ilustrado na Figura 6.1.
C
B
Tensão (MPa)
Deformação axial (με)
A
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
B
C
(a) (b)
Figura 6.1 – Níveis de avaliação do processo de microfissuração do concreto sob
esforços de compressão, segundo as deformações: (a) axial e (b) volumétrica.
O primeiro nível corresponde ao início do processo de microfissuração e propagação
das microfissuras, dado pelo ponto onde a curva tensão
x deformação desvia da
linearidade (ponto A), denominado de resistência à primeira fissura (f
c_1ªf
). A partir daí,
as microfissuras continuam a se propagar com o aumento da carga até o ponto em que
coalescem em uma única fissura ou em várias fissuras maiores (ponto B), sendo referido
170
como o ponto de tensão crítica ou de coalescência de fissuras (f
c_CF
). Estas fissuras
maiores se propagam até alcançarem o seu comprimento crítico e o concreto atingir sua
resistência de ruptura no ponto C (f
c_Rup
).
O ponto de coalescência de fissuras (f
c_CF
). é determinado através das curvas tensão x
deformação volumétrica e corresponde ao ponto onde esta deformação desvia da
linearidade. Portanto, este nível de tensão só será avaliado nos concretos para os quais
foi realizada a medida de deformação lateral durante o ensaio de compressão. Estes
concretos podem ser identificados pela apresentação dos valores de Coeficiente de
Poisson nas tabelas referidas. Segundo diferentes referências bibliográficas, como por
exemplo, NEVILLE (1997); VAN MIER (1996), este é o ponto onde o crescimento das
fissuras é instável e onde um sistema de carregamento constante poderia causar a
ruptura do concreto a qualquer instante.
É importante ressaltar que, de acordo com a convenção padrão para esforços normais,
tensões de compressão são negativas e tensões de tração são positivas, entretanto,
quando a resistência à compressão do concreto é avaliada, curvas tensão
x deformação
são apresentadas com os sinais invertidos. Assim, as curvas tensão
x deformação axial
apresentadas neste trabalho encontram-se na região positiva do gráfico e as curvas
tensão
x deformação lateral encontram-se na região negativa. A veracidade encontra-se
na apresentação da curva tensão
x deformação volumétrica com uma diminuição inicial
e posterior aumento de volume do concreto.
6.2.1 Concretos reforçados com micro-fibra mineral de
volastonita
Este tópico trata da avaliação, sob esforços de compressão, da influência da micro-fibra
mineral volastonita no concreto contendo sílica ativa e cinza volante, em substituição
parcial ao cimento. Na Figura 6.2 e Figura 6.3 são apresentadas as curvas típicas tensão
x deformação para avaliação da volastonita no concreto sílica ativa e cinza volante, em
substituição parcial ao cimento (MCSF e MCWSF), aos 28 e 365 dias, respectivamente.
Os valores médios de resistência à compressão (f
c
) e deformação axial (ε
a
), referentes à
tensão de primeira fissura (f
c_1ªf
e ε
a_1ªf
), de coalescência de fissuras (f
c_CF
e ε
a_CF
) e de
ruptura (f
c_Rup
e ε
a_Rup
), estão apresentados na Tabela 6.1. Além disso, apresentam-se
também os valores médios de módulo de elasticidade (E) e coeficiente de Poisson (
ν).
171
Na Tabela 6.1 observa-se que os resultados obtidos de resistência à compressão e
módulo de elasticidade para o concreto MCSF foram próximos aos previstos pelo
programa de dosagem BetonLabPro no item 4.2.1.2. Para resistência à compressão aos
28 dias foi obtido experimentalmente o valor de 49,9 MPa, contra 52,0 MPa obtido
numericamente, o que representa uma diferença de 4,2 %. Com relação ao módulo de
elasticidade, essa diferença foi de cerca de 15 %, tendo sido obtido o valor experimental
de 30,8 GPa contra um valor numérico de 35,6 GPa.
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Axial
MCSF
MCWSF
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Idade: 28 dias
Lateral
(a)
-5000 0 5000 10000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 28 dias
MCSF
MCWSF
(b)
Figura 6.2 – Curvas tensão
x deformação dos concretos MCSF e MCWSF, aos 28 dias:
(a) Axial
x lateral e (b) Volumétrica.
172
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Axial
MCSF
MCWSF
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Idade: 365 dias
Lateral
(a)
-5000 0 5000 10000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
MCSF
MCWSF
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 365 dias
(b)
Figura 6.3– Curvas tensão
x deformação dos concretos MCSF e MCWSF, aos 365 dias:
(a) Axial
x lateral e (b) Volumétrica.
173
Tabela 6.1 – Valores médios das propriedades mecânicas na compressão para avaliação da volastonita.
Primeira Fissura Coalescência de fissuras (CF) Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
f
c_1ªf
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_1ªf
– CV
(με) – (%)
f
c_CF
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_CF
– CV
(με) – (%)
f
c_Rup
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_Rup
– CV
(με) – (%)
E – CV
(GPa) – (%)
ν - CV(%)
7 – – – – 32,3 – 4,2 – – –
28 20,4 – 6,1 665,8 – 8,8 45,1 – 3,8 1853,7 – 4,6 49,9 – 2,7 2891 – 1,7 30,8 – 3,0 0,19 – 15,9
MCSF
365 25,0 – 4,2 746,7 – 5,9 55,6 – 4,1 1905,4 – 3,5 65,2 – 4,6 2943 – 5,2 33,4 – 3,3 0,18 – 5,6
7 – – – – 39,7 – 1,1 – – –
28 27,5 – 3,8 801,1 – 5,6 52,8 – 3,1 2246,5 – 5,3 55,1 – 2,8 2929 – 4,1 35,7 – 2,1 0,17 – 8,4
MCWSF
365 29,9 – 2,6 787,3 – 1,0 68,4 – 1,5 2380,0 – 2,2 70,3 – 2,3 2738 – 4,8 38,9 – 3,1 0,18 – 11,7
• Valores referentes à media de dois corpos de prova.
174
Com a utilização da volastonita no concreto contendo sílica ativa e cinza volante, em
substituição parcial ao cimento, acréscimos nas propriedades mecânicas são observados.
A Figura 6.4-a, que apresenta as relações entre resistências dos concretos MCWSF e
MCSF (f
c_MCWSF
/f
c_MCSF
), mostra que os diversos níveis de tensão analisados sofreram
alterações com o uso da volastonita, atingindo o máximo acréscimo de 35% para cargas
de primeira fissura, aos 28 dias de idade. Em relação à deformação (ver relações de
deformações entre os concretos MCWSF e MCSF (
ε
a_MCWSF
/ε
a_MCSF
), na Figura 6.4-b,
os resultados de deformação axial na ruptura não foram afetados pela volastonita, em
oposição aos valores de deformação no ponto de coalescência de fissuras que
apresentaram incrementos de até 25% em relação ao concreto sem volastonita, MCSF.
Para o módulo de elasticidade ilustrado na Figura 6.5 e representado pelas relações entre
os módulos dos concretos MCWSF e MCSF (E
_MCWSF
/E
_MCSF
), observa-se o ganho de
rigidez dos concretos proporcionado pela volastonita com incrementos de 16%.
Provavelmente estas micro-fibras de volastonita provocam alterações microestruturais
no concreto, principalmente na interface agregado-pasta de cimento. Esta é uma região
fraca, com formação de “bolsões de água” em torno do agregado ainda no concreto
fresco, apresentando, portanto, maior relação água/cimento em relação às demais
regiões. Além disso, é altamente porosa, com presença de cristais de hidróxido de
cálcio, cuja porosidade é maior do que a pasta de cimento, a qual é reduzida a medida
que se afasta do agregado (NEVILLE, 1997 e GOLDMAN, BENTUR, 1994). Em
consequência disso, é considerada como a região onde se dá o início da microfissuração
do concreto (NEVILLE, 1997). A utilização de materiais que causam alterações nesta
região, atuando como reforço micro-estrutural é benéfico para o concreto. A volastonita,
provavelmente, exerceu esta função, incrementando os valores de resistência à
conpressão e deformação axial ao controlar o processo de micro-fissuração do concreto.
175
1ª F CF Rup.
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
1,17
1,10
f
c_MCWSF
/f
c_MCSF
Idade: 28 dias
1,35
1ª F CF Rup.
1,08
1,23
1,20
Idade: 365 dias
1ª F CF Rup.
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
1,21
ε
a_MCWSF
/ε
a_MCSF
Idade: 28 dias
1,12
1ª F CF Rup.
1,25
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.4 – (a) Resistência e (b) deformação relativa na compressão entre os concretos
MCWSF e MCSF, aos 28 e 365 dias
28 dias 365 dias
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
1,16
E
MCWSF
/E
MCSF
1,16
Figura 6.5 – Influência da volastonita nos valores de módulo de elasticidade entre os
concretos MCWSF e MCSF.
Para melhor avaliar a influência da volastonita nos concretos, fez-se uma relação entre
os níveis de tensão já especificados no item 6.2, para os concretos sem e com o reforço
da micro-fibra. Assim, a Figura 6.6 mostra o efeito da volastonita no concreto MCSF,
avaliando a relação f
c_1ªf
/f
c_Rup
. A Figura 6.6-a mostra que independente da idade
analisada, as relações foram maiores para o concreto com volastonita. Os valores de
f
c_1ªf
/f
c_Rup
do concreto MCWSF foram 22% e 13% superior ao observado para o
concreto de referência MCSF, aos 28 e 365 dias, respectivamente. Ou seja, o uso de
volastonita aumentou o trecho linear do concreto, quando comparado ao concreto sem
volastonita.
Analisando-se o efeito da volastonita nos concretos MCSF e MCWSF através da relação
f
c_CF
/f
c_Rup
.(Figura 6.6-b), observa-se que o ponto em que há uma coalescência das
176
fissuras é mais próximo da resistência de ruptura nos concretos com a inclusão da micro
fibra de volastonita.
0 50 100 150 200 250 300 350 400
0.32
0.36
0.40
0.44
0.48
0.52
0.56
0.60
MCSF
MCWSF
f
c_1ªf
/f
c_Rup
)
Tempo (dias)
0 50 100 150 200 250 300 350 400
0.80
0.85
0.90
0.95
1.00
1.05
1.10
MCSF
MCWSF
f
c_CF
/f
c_Rup
)
Tempo (dias)
(a) (b)
Figura 6.6 – Efeito da volastonita na relação resistência à primeira fissura/resistência de
A evolução com a idade das propriedades mecânicas destes concretos, correspondente
ao período de 28 a 365 dias, está ilustrada na Figura 6.7. Os valores de resistência à
compressão apresentaram variações expressivas neste período (máximo de 31%), não
havendo uma relação clara entre o concreto sem ou com volastonita. Contrariamente a
este comportamento, os resultados da evolução da deformação axial mostraram não
haver uma diferença significativa entre os valores seja aos 28 ou 365 dias.
MCSF
M
CWS
F
0
20
40
60
80
+9%
+22%
28 dias
365 dias
Resistência à compressão (MPa)
1
a
Fissura
MC
S
F
M
CWS
F
+28%
+31%
Ruptura
MCSF
MCWSF
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
Deformação axial (με)
28 dias
365 dias
1
a
Fissura
MCSF
MCWSF
Ruptura
Figura 6.7 – Avaliação da volastonita na evolução com a idade da resistência à
compressão e deformação axial dos concretos.
Os modos de ruptura dos concretos MCSF e MCWSF, aos 28 dias, estão apresentados
na Figura 6.8. Ambos mostram que a ruptura é do tipo cisalhante ou colunar.
177
(a) (b)
Figura 6.8 – Modo de ruptura dos concretos: (a) MCSF e (b) MCWSF, aos 28 dias.
6.2.2 Concretos reforçados com fibras de aço
Este tópico tem como objetivo avaliar as modificações proporcionadas pela utilização
das fibras de aço em concretos, quando submetidos a esforços de compressão uniaxial.
A análise está dividida em quatro etapas, quais sejam: (i) compósitos produzidos a partir
do concreto MCWS; (ii) compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF; (iii) em
compósitos reforçados com uma fração volumétrica de 2% de fibra de aço, avalia-se a
influência da presença da micro-fibra volastonita, e (iv) compósitos com hibridização do
reforço fibroso
Seguindo o mesmo procedimento de análise adotado no item 6.2.1, as curvas tensão
x
deformação obtidas através do ensaio de resistência à compressão são analisadas nos
níveis de resistência à primeira fissura (f
c_1ªf
), de coalescência de fissuras (f
c_CF
) e de
resistência na ruptura (f
c_Rup
) do concreto.
6.2.2.1 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWS
Para facilitar a visualização dos resultados, optou-se por apresentar as curvas tensão x
deformação em duas partes, segundo as deformações suportadas pelo concreto. Nesse
sentido, a Figura 6.9-a apresenta as curvas tensão
x deformações axial e lateral dos
compósitos produzidos a partir do concreto MCWS com teores de fibras de aço de
1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5%, em volume, aos 28 dias de idade. Curvas tensão
x
deformação volumétrica destes concretos estão apresentadas na Figura 6.9-b. Da mesma
forma, as curvas tensão
x deformação obtidas aos 365 dias de idade estão apresentadas
na Figura 6.10. Os ensaios dos corpos de prova na idade de 365 dias foram
interrompidos a uma determinada deformação, de forma a evitar qualquer dano na
178
instrumentação, por isso as curvas correspondentes a esta idade apresentam menores
níveis de deformação em relação as curvas correspondentes a idade de 28 dias.
Os valores médios e respectivos coeficientes de variação de resistência à compressão
(f
c
) e deformação axial (ε
a
), referentes à tensão de primeira fissura (1ªF), coalescência
de fissuras (CF) e de ruptura (Rup), obtidos aos 7, 28 e 365 dias de idade, estão
apresentados na Tabela 6.2. Além disso, apresentam-se também os valores médios de
módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson.
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
Lateral
MCWS MCWSA10
MCWSA15 MCWSA20 MCWSA25
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Axial
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
MCWS
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
Tensão (MPa)
Deformação Volumétrica (με)
Idade: 28 dias
(b)
Figura 6.9 – Curvas tensão
x deformação do concreto MCWS reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral
e (b) deformação volumétrica.
179
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
Axial
MCWS
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Lateral
Idade: 365 dias
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
MCWS
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
Tensão (MPa)
Deformação Volumétrica (με)
Idade: 365 dias
(b)
Figura 6.10 – Curvas tensão
x deformação do concreto MCWS reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e
lateral e (b) deformação volumétrica.
180
Tabela 6.2 – Propriedades mecânicas na compressão dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWS.
Primeira Fissura Coalescência de fissuras (CF) Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
f
c_1ªf
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_1ªf
– CV
(με) – (%)
f
c_CF
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_CF
– CV
(με) – (%)
f
c_Rup
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_Rup
– CV
(με) – (%)
E – CV
(GPa) – (%)
ν - CV(%)
7 – – – – 49,4 – 0,7 – – –
28 29,5 – 2,6 827,8 – 0,4 59,6 – 3,0 2213,5 – 7,9 65,0 – 0,8 3083 – 1,3 36,2 – 2,8 0,21 – 4,0
MCWS
365 32,3 – 6,4 874,2 – 3,8 71,1 – 0,14 2292,0 – 0,9 75,9 – 4,9 2823 – 12,1 37,0 – 10,3 0,21 – 1,4
7 – – – – 50,4 – 0,9
28 38,5 – 0,9 1053,7 – 3,6 67,5 – 1,5 2458,4 – 4,1 72,1 – 1,2 3418 –2,4 36,8 – 3,4 0,21 – 9,8
MCWSA10
365* 41,2 – 1,7 1117,0 – 4,6 78,2 – 4,3 2612,5 – 9,0 86,4 – 0,8 3651 – 0,9 37,4 – 4,4 0,19 – 1,2
7 – – – – 51,0 – 3,2 – – –
28 38,1 – 2,7 1033,8 – 0,7 64,8 – 0,8 2346,9 – 2,2 70,1 – 1,5 3826 – 8,1 37,5 – 2,1 0,21 – 1,0
MCWSA15
365* 36,5 – 0,5 913,2 – 1,7 73,5 – 2,5 2235,5 – 6,1 84,4 – 0,8 3604 – 5,6 39,8 – 2,1 0,21 – 3,1
7 – – – – 56,5 – 3,0 – – –
28 41,0 – 0,9 1088,1 – 1,8 79,5 – 2,3 2898,4 – 5,6 81,3 – 1,3 3371 – 5,7 38,1 – 2,5 0,20 – 14,3
MCWSA20
365 40,6 – 1,8 979,5 – 4,6 85,9 – 2,7 2615,3 – 6,3 93,7 – 0,1 3442 – 2,0 41,2 – 2,5 0,20 – 1,4
7 – – – – 50,6 – 2,6 – – –
28 35,3 – 1,7 964,08 – 1,6 64,1 – 4,9 2581,3 – 5,2 69,5 – 6,2 4211 – 15,3 37,3 – 0,2 0,20 – 4,2
MCWSA25
365 41,3 – 5,2 1031,6 – 5,7 86,7 – 5,9 2760,7 – 9,9 95,9 – 3,9 3884 – 9,9 40,0 – 0,7 0,19 – 5,7
* Valores referentes à media de dois corpos de prova
181
A influência do reforço fibroso na resistência à compressão após 28 dias de cura do
concreto MCWS é melhor visualizada pela relação entre a resistência dos compósitos e
a resistência do concreto de referência (f
c_compósitos
/f
c_MCWS
), ilustrada na Figura 6.11.
Similarmente, a Figura 6.12 apresenta a relação entre a deformação axial dos
compósitos em análise e seu respectivo concreto de referência (
ε
a_compósitos
/ε
a_MCWS
). Os
dados apresentados na Tabela 6.2, na Figura 6.11 e na Figura 6.12 mostram que, de
modo geral, os valores de resistência à compressão e deformação axial foram alterados
de maneira significativa com a inclusão do reforço fibroso no concreto. Aos 28 dias de
idade, os maiores acréscimos de resistência à compressão foram observados para o
concreto reforçado com 2% de fibras, seja para tensão de primeira fissura (39%),
coalescência de fissuras (33%) ou tensão de ruptura (25%). Além disso, a análise entre
os concretos fibrosos mostra que há diferença significativa entre os resultados do
concreto reforçado com 2% de fibras com os demais teores utilizados.
SONG e HWANG (2004) estudaram o efeito das fibras de aço, com geometria similar
ao presente trabalho, em matrizes cimentíceas constituídas de sílica ativa de abatimento
igual a 60 mm, obtendo uma fração volumétrica ideal de fibras igual a 1,5%, com
acréscimo de 15% na resistência à compressão. EREN e ÇELIK (1997) avaliaram o
efeito da relação de aspecto e volume de fibras nas propriedades do concreto. Mesmo
para uma matriz cimentícea fluida, com tempo de VeBe de 3,7 segundos, a incorporação
de 2% de fibras acarretou acréscimo de no máximo 3% no valor da resistência à
compressão.
Aos 365 dias, os maiores acréscimos de resistência à compressão foram obtidos para os
concretos reforçados com 2% e 2,5% de fibras, que não apresentaram diferenças
significativas entre si. Os incrementos observados na resistência à compressão ocorrem
pois uma vez adequadamente distribuídas na massa cimentícea, as fibras interceptam a
propagação das fissuras, contribuindo para o aumento desta propriedade. Além disso, a
composição do concreto de referência também contribuiu para as elevações nos valores
de resistência à compressão observados. A presença de adições minerais fornecem
melhor aderência fibra-matriz, e, consequentemente, maior eficiência das fibras quando
solicitadas (BALAGURU e SHAH, 1992).
Fibras de aço também acarretaram incrementos nos valores de deformação axial de
pico. Aos 28 dias, observou-se que o comportamento dos concretos foi dependente do
nível de tensão analisado. Para cargas de primeira fissura, os concretos reforçados com
182
1%, 1,5% ou 2% de fibras apresentaram valores similares de deformação de primeira
fissura. Para carga no patamar de coalescência de fissuras, maior acréscimo na
deformação foi observado para o concreto reforçado com 2%, e para carga de ruptura,
maior acréscimo foi obtido para o concreto reforçado com 2,5%, não sendo, contudo,
significativamente distinto do acréscimo obtido pelo concreto reforçado com 1,5% de
fibra. Na idade de 365 dias, o concreto reforçado com 1% de fibra teve melhor
comportamento para carga de primeira fissura. No patamar de coalescência de fissuras,
as diferenças entre os concretos reforçados com 1%, 2% ou 2,5% não foram
significativamente diferentes. Para cargas de ruptura, estatisticamente, os concretos
fibrosos não apresentam diferenças expressivas entre seus valores de deformação. A
capacidade das fibras de fornecerem resistência à propagação das fissuras, possibilita
maior deformação ao concreto, principalmente pós- ruptura. Nesta avaliação, os
acréscimos nos valores de deformação, proporcionado pelas fibras, chegaram a 37-38%,
em relação ao valor obtido para o concreto sem fibra.
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,11
1,08
1,25
1,08
1,33
1,09
1,13
1,20
1,39
1,29
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
f
c_compósitos
/f
c_MCWS
28 dias
1,31
1ª F CF Rup.
1,26
1,23
1,11
1,14
1,22
1,21
1,10
1,28
1,26
1,13
1,28
365 dias
Figura 6.11 – Resistência relativa na compressão entre os compósitos e a matriz
MCWS.
183
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,09
1,37
1,24
1,11
1,17
1,31
1,16
1,31
1,25
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
ε
compósitos
/ε
MCWS
28 dias
1,27
1ª F CF Rup.
1,38
1,22
1,28
1,29
1,20
1,14
1,14
1,18
1,12
1,28
365 dias
Figura 6.12 – Deformação relativa na compressão entre os compósitos e a matriz
MCWS.
Com base nos dados analisados de resistência à compressão e deformação axial, o
módulo de elasticidade foi a propriedade menos afetada com a utilização do reforço
fibroso. A relação entre o módulo de elasticidade dos compósitos pelo módulo de
elasticidade do concreto de referência (E
compósitos
/E
MCWS
), dada pela Figura 6.13, mostra
que o concreto MCWS apresentou alterações no valor do seu módulo de elasticidade
somente com a utilização de 2% e 2,5% de fibras, na idade de 28 dias, sendo os
acréscimos de no máximo 5%, considerado, portanto, pouco expressivos.
28 dias 365 dias
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
1,03
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
E
compósitos
/E
MCWS
1,05
Figura 6.13 – Influência do reforço fibroso nos valores de módulo de elasticidade do
concreto MCWS em função do reforço fibroso.
Diferenças no comportamento dos concretos sem e com reforço fibroso também podem
ser observadas analisando as relações entre a resistência à primeira fissura pela
resistência à ruptura (f
c_1ªF
/f
c_Rup
) destes concretos. A Figura 6.14-a mostra que o reforço
184
fibroso possibilitou o aumento do tramo linear da curva tensão
x deformação,
independente da idade analisada e da fração volumétrica. Enquanto a relação f
c_1ªF
/f
c_Rup
do concreto sem reforço fibroso foi igual a 0,45, para os concretos reforçados com
fibras, este valor manteve-se na faixa de 0,50 a 0,54, aos 28 dias. Aos 365 dias, esta
relação foi incrementada somente para o concreto reforçado com 1% de fibras,
mantendo-se inalterada para as demais frações volumétricas. Segundo TOLEDO
et al.
(1997), para tensões de compressão referente à carga de primeira fissura, as tensões de
tração e cisalhamento impostas ao concreto são baixas e, por isto, as tensões de
aderência desenvolvidas entre fibra-matriz são suficientes para interromper a
propagação das fissuras. Desta forma, as relações f
c_1ªF
/f
c_Rup
para os concretos
reforçados com fibras são, geralmente, superiores aos concretos sem reforço fibroso.
A Figura 6.14-b mostra que, aos 28 dias, as relações entre a resistência de coalescência
de fissuras pela resistência à ruptura (f
c_CF
/f
c_Rup
) dos concretos reforçados com fibras
ou apresentaram incrementos nos seus valores em relação ao concreto sem reforço, ou
mantiveram-se inalteradas. Por outro lado, aos 365 dias, as relações dos concretos com
reforço fibroso foram inferiores à relação do concreto sem fibras. Reduções destas
relações foram observadas em estudos com concretos reforçados com fibras de aço
desenvolvidos por MANGAT e AZARI (1984), citado por TOLEDO FILHO (1997). O
volume de micro-fissuras em concretos reforçados com fibras é superior ao concreto
sem fibras, aumentando em cada nível de carregamento. Com isto, as relações
f
c_CF
/f
c_Rup
para os concretos fibrosos são menores.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
0.32
0.36
0.40
0.44
0.48
0.52
0.56
0.60
28 dias
365 dias
f
c_1
a
F
/f
c_Rup
)
Volume de fibra (%)
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
0.70
0.75
0.80
0.85
0.90
0.95
1.00
28 dias
365 dias
f
c_CF
/f
c_Rup
)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 6.14 – Efeito do reforço fibroso nas relações: (a) resistência à primeira
fissura/resistência de ruptura e (b) resistência de coalescência de fissuras/resistência de
ruptura, aos 28 e 365 dias.
185
A evolução da resistência à compressão e deformação axial de pico dos concretos, no
período de 28 a 365 dias, para cada nível de tensão avaliado, está ilustrada na Figura
6.15 e na Figura 6.16, respectivamente. Nota-se que os incrementos obtidos durante a
hidratação dos concretos foram crescentes com o nível de tensão analisado, ou seja, para
carga de primeira fissura, os concretos apresentaram acréscimos de no máximo 17% no
período de 28 a 365 dias, enquanto que no patamar de coalescência de fissuras e
ruptura, estes acréscimos foram de no máximo 35% e 40%, respectivamente. Além
disso, para cargas de ruptura, também pode-se observar que, em geral, os maiores
acréscimos ocorreram no período mais jovem, de 7 a 28 dias. Em relação à evolução da
deformação axial (Figura 6.16), nota-se que, em geral, não houve alterações expressivas
no período de 28 a 365 dias, e quando significativas, foram de no máximo 12%.
MC
W
S
MCWSA10
M
C
WSA15
MCWSA20
M
CWSA2
5
0
20
40
60
80
100
120
+17%
+7%
28 dias
365 dias
Resistência à compressão (MPa)
1
a
Fissura
7 dias
+9%
M
CW
S
M
C
W
SA10
MCWSA15
M
C
WSA2
0
M
CWSA25
+35%
+8%
+13%
+16%
Coalescência
+19%
M
CW
S
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
+40%
+37%
+15%
+44%
+20%
+37%
+20%
+43%
+17%
Ruptura
+32%
Figura 6.15 – Evolução da resistência à compressão do concreto MCWS reforçado com
1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço.
M
C
WS
MCWSA10
M
CWSA1
5
MC
WS
A
2
0
MCW
S
A
2
5
0
1000
2000
3000
4000
5000
-10%
-12%
28 dias
365 dias
Deformação axial (με)
1
a
Fissura
+6%
M
CWS
MCW
S
A1
0
MCW
S
A1
5
MCWSA20
MCWSA
2
5
Coalescência
M
CWS
MCW
S
A1
0
MCW
S
A1
5
MCWSA20
MCWSA
2
5
Ruptura
+7%
Figura 6.16 – Evolução da deformação axial de pico do concreto MCWS reforçado com
1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço.
Os modos de ruptura dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWS estão
apresentados na Figura 6.17. Observa-se que a ruptura do concreto de referência é do
186
tipo cisalhante ou colunar (Figura 6.17-a). Para os menores teores de fibra em análise
(1,0% e 1,5%), as amostras também apresentaram modos de ruptura similares ao
concreto de referência (Figura 6.17-b/c). Com o aumento no teor de fibra, há tendência
de grande deformabilidade do concreto devido ao efeito de confinamento interno
proporcionado pelas fibras, e a ruptura do tipo cisalhante é menos visível (Figura 6.17-
d/e).
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 6.17 – Modos de ruptura, aos 28 dias, dos compósitos produzidos a partir do
concreto MCWS reforçados com diferentes frações volumétricas: (a) 0%; (b) 1,0%; (c)
1,5%; (d) 2,0% e (e) 2,5%.
187
6.2.2.2 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF
Seguindo o mesmo procedimento adotado no item 6.2.2.1, as curvas tensão x
deformação são apresentadas em duas partes, segundo as deformações suportadas pelo
concreto. Assim, a Figura 6.18-a apresenta as curvas tensão
x deformações axial e
lateral dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF com teores de fibras de
aço de 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5%, em volume, aos 28 dias de idade. Curvas tensão
x
deformação volumétrica destes concretos estão apresentadas na Figura 6.18-b. As
curvas tensão
x deformação obtidas aos 365 dias de idade estão apresentadas na Figura
6.19. Os valores médios e respectivos coeficientes de variação de resistência à
compressão (f
c
) e deformação axial (ε
a
), referentes à tensão de primeira fissura (1ªF),
coalescência de fissuras (CF) e de ruptura (Rup), obtidos aos 7, 28 e 365 dias de idade,
estão apresentados na Tabela 6.3. Além disso, apresentam-se também os valores médios
de módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson.
188
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
Tensão (MPa)
Deformação (με)
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 28 dias
(b)
Figura 6.18 – Curvas tensão
x deformação do concreto MCWSF reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral
e (b) deformação volumétrica.
189
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Idade: 365 dias
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
Tensão (MPa)
Deformação Volumétrica (με)
Idade: 365 dias
(b)
Figura 6.19 – Curvas tensão
x deformação do concreto MCWSF reforçado com 1,0%,
1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e
lateral e (b) deformação volumétrica.
190
Tabela 6.3 – Propriedades mecânicas na compressão dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF.
Primeira Fissura Coalescência de fissuras (CF) Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
f
c_1ªf
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_1ªf
– CV
(με) – (%)
f
c_CF
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_CF
– CV
(με) – (%)
f
c_Rup
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_Rup
– CV
(με) – (%)
E – CV
(GPa) – (%)
ν - CV(%)
7 – – – – 39,7 – 1,1 – – –
28* 27,5 – 3,8 801,1 – 5,6 52,8 – 3,1 2246,5 – 5,3 55,1 – 2,8 2929 – 4,1 35,7 – 2,1 0,17 – 8,4
MCWSF
365 29,9 – 2,6 787,3 – 1,0 68,4 – 1,5 2380,0 – 2,2 70,3 – 2,3 2738 – 4,8 38,9 – 3,1 0,18 – 11,7
7 – – – – 38,5 – 5,9 – – –
28 28,9 – 1,3 833,0 – 1,5 58,2 – 0,5 2460,3 – 1,5 61,7 – 1,0 3463 – 3,4 34,8 – 2,7 0,19 – 1,2
MCWSFA10
365 40,0 – 4,4 988,3 – 4,5 78,1 – 5,6 2306,2 – 12,8 86,3 – 2,3 3014 – 7,3 40,6 – 0,6 0,20 – 2,3
7 – – – – 53,4 – 1,1 – – –
28* 34,7 – 2,8 939,6 – 1,1 68,7 – 1,1 2785,3 – 11,3 70,0 – 1,6 3115 – 2,8 37,4 – 1,5 0,19 – 3,8
MCWSFA15
365 44,9 – 1,8 1071,6 – 3,0 97,8 – 3,8 2900,5 – 6,0 99,4 – 4,5 3120 – 8,3 41,8 – 1,0 0,20 – 4,2
7 – – – – 50,9 – 2,1 – – –
28 37,0 – 1,5 1002,7 – 1,8 68,1 – 0,6 2538,2 – 4,5 72,4 – 2,2 3837 – 12,9 37,7 – 0,6 0,21 – 4,2
MCWSFA20
365 53,1 – 1,7 1301,5 – 2,9 99,4 – 2,8 2954,5 – 4,4 100,1 – 3,8 3073 – 3,1 41,3 – 5,0 0,19 – 6,5
7 – – – – 44,5 – 3,9 – – –
28 25,8 – 4,3 757,5 – 5,8 52,9 – 1,9 2385,6 – 9,2 60,1 – 1,8 5029 – 13,5 34,1 – 1,5 0,19 – 4,67
MCWSFA25
365* 42,0 – 3,1 1045,9 – 4,1 80,5 – 2,1 2518,2 – 2,1 90,3 – 3,5 3721 – 7,1 40,4 – 0,7 0,21 – 8,2
* Valores referentes à média de dois corpos de prova
191
A relação entre a resistência dos compósitos em análise e seu respectivo concreto de
referência (f
c_compósitos
/f
c_MCWSF
) mostrada na Figura 6.20, ilustra a influência do reforço
fibroso na resistência à compressão do concreto MCWSF. Similarmente, a Figura 6.21
apresenta a relação entre a deformação axial dos compósitos em análise e seu respectivo
concreto de referência (
ε
a_compósitos
/ε
a_MCWSF
). Os dados apresentados na Tabela 6.3, na
Figura 6.20 e Figura 6.21 mostram que, estatisticamente, com pequenas exceções, os
valores de resistência à compressão e deformação axial foram alterados de maneira
significativa com a inclusão do reforço fibroso no concreto. Aos 28 dias de idade, o
concreto reforçado com 2% de fibras apresentou maiores acréscimos de resistência à
compressão (30% a 35%), quando comparados ao concreto de referência MCWSF.
Percebe-se que a melhoria das propriedades mecânicas para a combinação d
máx
de
agregado, comprimento de fibra e relação de aspecto utilizada é maximizada para o teor
de fibras de 2%. Comportamento similar foi observado aos 365 dias, com a diferença
que para o patamar de coalescência de fissuras e ruptura, os concretos reforçados com
1,5% e 2% de fibras não apresentaram diferença significativa entre si.
No que se refere aos valores de deformação axial, estes apresentam maiores dispersões
nos seus valores, e consequentemente, maiores coeficientes de variação. Com isto, a
definição de melhor comportamento dos concretos foi dependente do nível de tensão
avaliado. Para cargas de primeira fissura e ruptura, maiores incrementos de deformação
foram observados para os concretos reforçados com 2% e 2,5%, respectivamente, seja
aos 28 ou 365 dias. No patamar de coalescência de fissuras, aos 28 dias, os concretos
não apresentaram diferença significativa entre si. Aos 365 dias de idade, os concretos
reforçados com 1,5% e 2% apresentaram maiores acréscimos e valores similares entre
si.
192
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,09
1,31
1,27
1,12
1,30
1,10
1,35
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
f
c_compósitos
/f
c_MCWSF
28 dias
1,26
1ª F CF Rup.
1,28
1,42
1,41
1,23
1,18
1,45
1,43
1,14
1,40
1,78
1,50
1,34
365 dias
Figura 6.20 – Resistência relativa na compressão entre os compósitos produzidos a
partir do concreto MCWSF e seu respectivo concreto de referência.
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,72
1,31
1,06
1,18
1,13
1,24
1,10
1,25
ε
compósitos
/ε
MCWSF
28 dias
1,17
1ª F CF Rup.
1,36
1,12
1,14
1,10
1,06
1,24
1,22
1,33
1,65
1,36
1,26
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
365 dias
Figura 6.21 – Deformação relativa na compressão entre os compósitos produzidos a
partir do concreto MCWSF e seu respectivo concreto de referência.
Como já observado anteriormente (item 6.2.2.1), o módulo de elasticidade foi a
propriedade menos afetada com a utilização do reforço fibroso. A relação entre o
módulo de elasticidade dos compósitos pelo módulo de elasticidade do concreto de
referência (E
compósitos
/E
MCWSF
), dada pela Figura 6.22, mostra que as alterações foram de
no máximo 7%.
193
28 dias 365 dias
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
1,07
0,96
1,06
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
E
compósitos
/E
MCWSF
1,05
Figura 6.22 – Influência do reforço fibroso nos valores de módulo de elasticidade entre
os compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF e seu respectivo concreto de
referência.
A influência do reforço fibroso também pode ser observada analisando as relações entre
a resistência à primeira fissura pela resistência à ruptura (f
c_1ªF
/f
c_Rup
) destes concretos
(Figura 6.23-a). Exceção feita ao concreto reforçado com 2,5% de fibras, as demais
frações volumétricas não alteraram significativamente a relação f
c_1ªF
/f
c_Rup
, aos 28 dias.
Aos 365 dias, esta relação para os compósitos foi sempre superior à relação f
c_1ªF
/f
c_Rup
obtida para o concreto sem fibra, sendo mais expressiva para o compósito reforçado
com 2% de fibras.
A Figura 6.23-b mostra que as relações entre a resistência de coalescência de fissuras
pela resistência à ruptura (f
c_CF
/f
c_Rup
) dos concretos reforçados com fibras apresentaram
pequenas diferenças em relação ao concreto sem fibra, aos 28 dias. Aos 365 dias, os
valores obtidos foram dependentes da fração volumétrica, sendo maior para o concreto
reforçado com 2% de fibras.
194
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
0.32
0.36
0.40
0.44
0.48
0.52
0.56
0.60
28 dias
365 dias
f
c_1
a
F
/f
c_Rup
Volume de fibra (%)
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
0.80
0.85
0.90
0.95
1.00
1.05
1.10
28 dias
365 dias
f
c_CF
/f
c_Rup
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 6.23 – Efeito do reforço fibroso nas relações: (a) resistência à primeira
fissura/resistência de ruptura e (b) resistência de coalescência de fissuras/resistência de
ruptura, aos 28 e 365 dias.
A evolução com a idade da resistência à compressão e deformação axial de pico dos
concretos, em cada nível de tensão avaliado, está ilustrada na Figura 6.24 e na Figura
6.25, respectivamente. Nota-se que mesmo para o longo período analisado, 28 a 365
dias, os concretos apresentaram aumentos expressivos nos seus valores de resistência à
compressão, devido à presença de altos teores de materiais pozolânicos. Para níveis de
primeira fissura, coalescência de fissuras e ruptura incrementos máximos de,
respectivamente, 63%, 52% e 50% foram observados. Os valores de deformação axial
apresentaram menor alteração nos seus valores, em relação à resistência à compressão,
durante o mesmo período de hidratação. As maiores alterações foram observadas a nível
de primeira fissura, com incrementos máximos de 38%.
MCWSF
MCWSFA10
MCW
S
F
A
1
5
MCWSFA20
MCWSF
A
2
5
0
20
40
60
80
100
120
+63%
+44%
+29%
+39%
Resistência à compressão (MPa)
1
a
Fissura
7 dias
28 dias
365 dias
+8,5%
M
C
WSF
M
C
WSF
A
10
M
C
WSF
A
15
MCWSFA20
M
CW
S
FA
25
+52%
+46%
+42%
+34%
Coalescência
+29%
M
CWSF
MCWSFA10
MC
W
S
F
A
15
M
CW
S
F
A
20
MCW
S
F
A
25
+50%
+35%
+38%
+42%
+42%
+31%
+40%
+60%
+28%
Ruptura
+39%
Figura 6.24 – Evolução da resistência à compressão do concreto MCWSF reforçado
com 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço.
195
M
CWSF
M
C
W
S
F
A
10
MCWSFA15
M
C
W
S
F
A2
0
MCWSFA25
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
+38%
+30%
+14%
28 dias
365 dias
Deformação axial (με)
1
a
Fissura
+19%
M
C
WSF
M
C
WSF
A
10
M
C
WSF
A
15
MCWSFA20
M
CW
S
FA
25
Coalescência
+16%
M
CWSF
MCWSFA10
MC
W
S
F
A
15
M
CW
S
F
A
20
MCW
S
F
A
25
-26%
-20%
Ruptura
-13%
Figura 6.25 – Evolução da deformação axial de pico do concreto MCWSF reforçado
com 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras de aço.
Os modos de ruptura do concreto MCWSF reforçado com 1%, 1,5%, 2% e 2,5%, em
volume, de fibras de aço estão apresentados na Figura 6.26. Como observado no item
7.3.1.2-a, fissuras do tipo cisalhante e colunar também são observadas. A presença das
fibras garantiu elevada deformabilidade das amostras. Por exemplo, aos 28 dias,
reforço, as amostras com teor de 2% de fibras apresentaram capacidade de resistir a
valores de tensão tão altos quanto cerca de 90-96% da tensão de pico para deformações
da ordem de 8000µε, quando o ensaio foi finalizado.
196
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 6.26 – Modos de ruptura dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF reforçado com as seguintes frações volumétricas: (a) 0%; (b) 1%; (c) 1,5%; (d)
2% e (e) 2,5%.
6.2.2.3 Influência do micro-reforço de volastonita nos concretos
contendo fibras de aço
A Figura 6.27-a apresenta as curvas tensão x deformações axial e lateral dos concretos
MCSF, MCSFA20 e MCWSFA20, aos 28 dias de idade, para avaliação da volastonita
em concretos reforçados com fibras de aço. Curvas tensão
x deformação volumétrica
destes concretos estão apresentadas na Figura 6.27-b. As curvas tensão
x deformação
obtidas aos 365 dias de idade estão apresentadas na Figura 6.28. Os valores médios e
respectivos coeficientes de variação de resistência à compressão (f
c
) e deformação axial
197
(
ε
a
), referentes à tensão de primeira fissura (1ªF), coalescência de fissuras (CF) e de
ruptura (Rup), obtidos aos 7, 28 e 365 dias de idade, estão apresentados na Tabela 6.4.
Além disso, apresentam-se também os valores médios de módulo de elasticidade e
coeficiente de Poisson.
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCSF
MCSFA20
MCWSFA20
Axial
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Lateral
Idade: 28 dias
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCSF
MCSFA20
MCWSFA20
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 28 dias
(b)
Figura 6.27- Curvas tensão
x deformação dos concretos MCSF, MCSFA20 e
MCWSFA20, aos 28 dias: (a) axial e lateral; (b) volumétrica.
198
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCSF
MCSFA20
MCWSFA20
Axial
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Lateral
Idade: 365 dias
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCSF
MCSFA20
MCWSFA20
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 365 dias
(b)
Figura 6.28- Curvas tensão
x deformação dos concretos MCSF, MCSFA20 e
MCWSFA20, aos 365 dias: (a) axial e lateral; (b) volumétrica.
199
Tabela 6.4 – Propriedades mecânicas na compressão para avaliação da volastonita em concretos com fibras de aço.
Primeira Fissura Coalescência de fissuras (CF) Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
f
c_1ªf
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_1ªf
– CV
(με) – (%)
f
c_CF
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_CF
– CV
(με) – (%)
f
c_Rup
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_Rup
– CV
(με) – (%)
E – CV
(GPa) – (%)
ν - CV(%)
7 – – – – 32,3 – 4,2 – – –
28 20,4 – 6,1 665,8 – 8,8 45,1 – 3,8 1853,7 – 4,6 49,9 – 2,7 2891 – 1,7 30,8 – 3,0 0,19 – 15,9
MCSF
365 25,0 – 4,2 746,7 – 5,9 55,6 – 4,1 1905,4 – 3,5 65,2 – 4,6 2943 – 5,2 33,4 – 3,3 0,18 – 5,6
7 – – – – 36,3 – 5,9 – – –
28 24,5 – 1,2 768,0 – 3,5 40,9 – 8,1 1618,5 – 12,5 54,7 – 2,0 7879 – 9,1 31,8 – 3,0 0,19 – 1,7
MCSFA20
365* 32,1 – 0,6 804,0 – 7,7 63,2 – 1,3 1886,4 – 10,3 75,8 – 2,3 4950 – 21,7 38,7 – 6,8 0,20 – 16,8
7 – – – – 50,9 – 2,1 – – –
28 37,0 – 1,5 1002,7 – 1,8 68,1 – 0,6 2538,2 – 4,5 72,4 – 2,2 3837 – 12,9 37,7 – 0,6 0,21 – 4,2
MCWSFA20
365 53,1 – 1,7 1301,5 – 2,9 99,4 – 2,8 2954,5 – 4,4 100,1 – 3,8 3073 – 3,1 41,3 – 5,0 0,19 – 6,5
• Valores referentes à média de dois corpos de prova
200
Os resultados apresentados na Tabela 6.4 mostram que os valores de resistência à
compressão dos compósitos reforçados com 2% de fibras de aço são maiores para a
matriz que contém volastonita em sua composição, independente do nível de carga e da
idade analisada. A Figura 6.29 ilustra este comportamento. Aos 28 dias de idade,
enquanto o compósito MCSFA20 apresentou uma resistência de primeira fissura igual a
24,5 MPa, com a presença da volastonita, a resistência à primeira fissura atingiu um
valor igual a 37 MPa. Para valores de resistência referentes à coalescência de fissura e
ruptura, a influência da volastonita nos concretos reforçados com fibras foi bem mais
significativa. Para resistência de coalescência de fissura, o concreto MCSFA20
apresentou um valor de resistência de 40,9 MPa, não sendo significativamente diferente
do valor obtido pela matriz MCSF. Com a utilização da volastonita, o valor de 40,9
MPa foi elevado para 68,1 MPa. Para tensão de ruptura, a elevação do valor de
resistência provocado pela volastonita também foi significativa.
Aos 365 dias, o concreto com volastonita reforçado com fibras também apresentou
valores de resistência superiores aos valores obtidos para o concreto reforçado com
fibras de aço, porém sem volastonita, independentemente do nível de tensão avaliado.
Além disso, os dados apresentados na Tabela 6.4, mostram que a volastonita em
concretos reforçados com fibras de aço, através do controle de microfissuração da pasta
de cimento acarretou aumento de rigidez em comparação aos concretos reforçados com
fibras de aço, sem volastonita (concretos MCSA20 e MCWSFA20), aos 28 e 365 dias
de idade.
MCSF MCSFA20 MCWSFA20
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
Rup
CF
Resistência à compressão (MPa)
1ªF
Idade: 28 dias
MCSF MCSFA20 MCWSFA20
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
Idade: 365 dias
Rup
CF
1ªF
Resistência à compressão (MPa)
(a) (b)
Figura 6.29 – Valores de resistência à compressão para avaliação da volastonita em
concretos reforçados com fibras: (a) 28 dias e (b) 365 dias.
201
O comportamento descrito também pode ser avaliado através dos valores de resistência
à primeira fissura (Figura 6.30-a) e resistência de coalescência de fissuras (Figura 6.30-
b), tendo como referência os valores de resistência à ruptura. Os resultados mostram que
a utilização de fibras de aço no concreto MCSF foi capaz de elevar os valores de
primeira fissura do concreto, tanto aos 28 dias como na idade de 365 dias. Porém, as
maiores relações f
c_1
a
F
/f
c_Rup
foram observadas para o concreto com a utilização da
volastonita no concreto reforçado com fibra, o que significa que a volastonita
proporcionou aumento no tramo linear da curva tensão
x deformação. No que se refere
às relações f
c_CF
/f
c_Rup
, a Figura 6.30-b mostra que os maiores valores foram
encontrados para o concreto MCWSFA20.
Portanto, no caso do concreto em cuja composição aparece a volastonita e ainda é
reforçado com fibras de aço, tem-se um processo de hibridização do reforço em
diferentes escalas, onde as fibras maiores de 35 mm de comprimento atuam no controle
do processo de macrofissuração, enquanto que as micro-fibras de volastonita atuam na
escala micro. Este efeito proporcionou melhor desempenho ao compósito constituído de
volastonita em sua composição.
Além dos valores de resistência, a volastonita também proporcionou incrementos
significativos nos valores de deformação, independente do nível de tensão avaliado, e
nos valores de módulo de elasticidade, conforme apresentado na Tabela 6.4.
MCSF MCSFA20 MCWSFA20
0.32
0.36
0.40
0.44
0.48
0.52
0.56
0.60
28 dias
365 dias
f
c_1
a
F
/f
c_Rup
MCSF MCSFA20 MCWSFA20
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
28 dias
365 dias
f
c_CF
/f
c_Rup
(a) (b)
Figura 6.30 – Efeito da volastonita em concretos fibrosos através das relações: (a)
resistência à primeira fissura/resistência de ruptura e (b) resistência de coalescência de
fissuras/resistência de ruptura aos 28 e 365 dias.
202
A evolução da resistência à compressão para os concretos em análise, está ilustrada na
Figura 6.31. Observa-se que após 28 dias, os concretos ainda apresentaram acréscimos
consideráveis nos seus valores de resistência, independente do nível de carga analisado.
MCS
F
M
CS
F
A
2
0
M
C
WSF
A
20
0
20
40
60
80
100
120
+44%
+31%
Resistência à compressão (MPa)
1
a
Fissura
+22%
MCSF
M
CS
F
A
2
0
M
CWS
F
A
2
0
+46%
+54%
+23%
Coalescência
de fissuras
MCSF
MC
S
FA2
0
MCWS
F
A20
+38%
+42%
+39%
+51%
+31%
+54%
Ruptura
7 dias
28 dias
365 dias
Figura 6.31 – Evolução das propriedades mecânicas dos concretos MCSF, MCSFA2 e
MCWSFA20.
O modo de ruptura entre os concretos reforçados com fibras com ou sem volastonita são
similares (ver Figura 6.32). A presença de fibras confere alta deformabilidade ao
concreto e, mesmo após as amostras terem sido submetidas a altas deformações durante
o ensaio, as mesmas ainda apresentam alguma integridade.
(a) (b) (c)
Figura 6.32 – Modos de ruptura dos concretos: (a) MCSF, (b) MCSFA20 e
(c) MCWSFA20, aos 28 dias.
203
6.2.2.4 Hibridização do reforço nos concretos MCWS e MCWSF
A Figura 6.33-a mostra as curvas tensão x deformações axial e lateral do concreto de
referência MCWS, do concreto reforçado com 2% de fibras de aço de 35 mm
(MCWSA20) e do concreto reforçado com 1,5% de fibras de aço de 35 mm de
comprimento, adicionado 0,5% de fibras de aço de 13 mm de comprimento
(MCWSA1505), aos 28 dias. Curvas tensão
x deformação volumétrica destes concretos
estão apresentadas na Figura 6.33-b. As curvas tensão x deformação obtidas aos 365
dias de idade estão apresentadas na Figura 6.34. Curvas similares produzidas a partir da
concreto MCWSF, para as idades de 28 e 365 dias, estão apresentadas na Figura 6.35 e
Figura 6.36, respectivamente. Os valores médios e respectivos coeficientes de variação
de resistência à compressão (f
c
) e deformação axial (ε
a
), referentes à tensão de primeira
fissura (1ªF), coalescência de fissuras (CF) e de ruptura (Rup), obtidos aos 7, 28 e 365
dias de idade, estão apresentados na Tabela 6.5. Além disso, apresentam-se também os
valores médios de módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson.
204
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
Axial
MCWS
MCWSA20
MCWSA1505
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Lateral
Idade: 28 dias
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWS
MCWSA20
MCWSA1505
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 28 dias
(b)
Figura 6.33 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWS com hibridização do
reforço fibroso, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica.
205
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWS
MCWSA20
MCWSA1505
Axial
l
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Lateral
Idade: 365 dias
(a)
-10000 0 10000 20000
0
20
40
60
80
100
120
MCWS
MCWSA20
MCWSA1505
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 365 dias
(b)
Figura 6.34 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWS com hibridização do
reforço fibroso, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica.
206
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA20
MCWSFA1505
Axial
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Lateral
Idade: 28 dias
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA20
MCWSFA1505
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 28 dias
(b)
Figura 6.35 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWSF com hibridização do
reforço fibroso, aos 28 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica.
207
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA20
MCWSFA1505
Axial
Tensão (MPa)
Deformação (με)
Lateral
Idade: 365 dias
(a)
-5000 0 5000 10000
0
20
40
60
80
100
120
MCWSF
MCWSFA20
MCWSFA1505
Tensão (MPa)
Deformação volumétrica (με)
Idade: 365 dias
(b)
Figura 6.36 – Curvas tensão x deformação do concreto MCWSF com hibridização do
reforço fibroso, aos 365 dias de idade: (a) deformações axial e lateral e (b) deformação
volumétrica.
208
Tabela 6.5 – Propriedades mecânicas na compressão para avaliação da hibridização do reforço fibroso.
Primeira Fissura Coalescência de fissuras (CF) Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
f
c_1ªf
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_1ªf
– CV
(με) – (%)
f
c_CF
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_CF
– CV
(με) – (%)
f
c_Rup
– CV
(MPa) – (%)
ε
a_Rup
– CV
(με) – (%)
E – CV
(GPa) – (%)
ν - CV(%)
7 – – – – 49,4 – 0,7 – – –
28 29,5 – 2,6 827,8 – 0,4 59,6 – 3,0 2213,5 – 7,9 65,0 – 0,8 3083 – 1,3 36,2 – 2,8 0,21 – 4,0
MCWS
365 32,3 – 6,4 874,2 – 3,8 71,1 – 0,14 2292,0 – 0,9 75,9 – 4,9 2823 – 12,1 37,0 – 10,3 0,21 – 1,4
7 – – – – 56,5 – 3,0 – – –
28 41,0 – 0,9 1088,1 – 1,8 79,5 – 2,3 2898,4 – 5,6 81,3 – 1,3 3371 – 5,7 38,1 – 2,5 0,20 – 14,3
MCWSA20
365 40,6 – 1,8 979,5 – 4,6 85,9 – 2,7 2615,3 – 6,3 93,7 – 0,1 3442 – 2,0 41,2 – 2,5 0,20 – 1,4
7 52,4 – 3,0
28 37,6 – 3,2 991,6 – 5,1 69,5 – 1,0 2365,4 – 2,0 76,7 – 1,2 3750 – 9,3 38,3 – 3,0 0,20 – 2,4
MCWSA1505
365 44,0 – 4,0 1021,2 – 4,5 90,4 – 1,6 2571,5 – 4,0 99,2 – 2,0 3456 – 5,8 43,0 – 0,8 0,21 – 5,9
7 – – – – 39,7 – 1,1 – – –
28 27,5 – 3,8 801,1 – 5,6 52,8 – 3,1 2246,5 – 5,3 55,1 – 2,8 2929 – 4,1 35,7 – 2,1 0,17 – 8,4
MCWSF
365 29,9 – 2,6 787,3 – 1,0 68,4 – 1,5 2380,0 – 2,2 70,3 – 2,3 2738 – 4,8 38,9 – 3,1 0,18 – 11,7
7 – – – – 50,9 – 2,1 – – –
28 37,0 – 1,5 1002,7 – 1,8 68,1 – 0,6 2538,2 – 4,5 72,4 – 2,2 3837 – 12,9 37,7 – 0,6 0,21 – 4,2
MCWSFA20
365 53,1 – 1,7 1301,5 – 2,9 99,4 – 2,8 2954,5 – 4,4 100,1 – 3,8 3073 – 3,1 41,3 – 5,0 0,19 – 6,5
7 43,8
28 37,4 – 1,6 1002,3 – 4,4 70,1 – 2,3 2649,7 – 6,8 72,1 – 3,1 3242 – 6,7 38,1 – 5,2 0,22 – 11,8
MCWSFA1505
365 56,3 – 1,3 1353,0 – 0,7 99,7 – 0,9 2714,9 – 1,6 106,5 – 1,1 3163 – 2,5 42,1 – 0,6 0,20 – 4,7
209
A influência da hibridização do macro reforço (totalizando sempre 2%, em volume, de
fibras de aço) na resistência à compressão de concretos produzidos a partir do concreto
MCWS pode ser melhor avaliada avaliando-se a relação entre a resistência dos
concretos reforçados com fibras e seu respectivo concreto de referência
(f
c_compósitos
/f
c_MCWS
) ilustrada na Figura 6.37-a. A influência da hibridização do reforço
nos valores de deformação axial, dada através da relação (
ε
a_compósitos
/ε
a_MCWS
), está
apresentada na Figura 6.37-b. Análise similar é feita em compósitos produzidos a partir
do concreto MCWSF, cujos resultados estão apresentados na Figura 6.38.
Os resultados mostram que somente na resistência à compressão aos 365 dias, o
concreto com hibridização do reforço apresentou melhor comportamento em relação ao
concreto reforçado com 2% de fibras, independentemente da matriz de referência
(MCWS ou MCWSF). Nas demais análises, seja na resistência à compressão ou na
deformação axial, ou o concreto reforçado com 2% de fibras apresentava melhor
comportamento ou a diferença entre eles não era significativa. Portanto, a substituição
de 0,5% de fibras longas de comprimento igual a 35 mm por fibras curtas de
comprimento igual a 13 mm não foi suficiente para alterar significativamente as
propriedades à compressão dos concretos.
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,18
1,25
1,17
1,33
1,27
MCWSA20
MCWSA1505
f
c_compósitos
/f
c_MCWS
Idade: 28 dias
1,39
1ª F CF Rup.
1,31
1,23
1,21
1,27
1,36
1,27
Idade: 365 dias
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,22
1,09
1,31
1,20
MCWSA20
MCWSA1505
ε
a_compósitos
/ε
a_MCWS
Idade: 28 dias
1,31
1ª F CF Rup.
1,22
1,14
1,12
1,17
1,12
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.37 – (a) Resistência e (b) deformação relativa na compressão do concreto
MCWS com hibridização do reforço fibroso e seu respectivo concreto de referência.
210
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,31
1,33
1,29
1,36
MCWSFA20
MCWSFA1505
f
c_compósitos
/f
c_MCWSF
Idade: 28 dias
1,35
1ª F CF Rup.
1,51
1,42
1,46
1,45
1,88
1,78
Idade: 365 dias
1ª F CF Rup.
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1,31
1,18
1,13
MCWSFA20
MCWSFA1505
ε
a_compósitos
/ε
a_MCWSF
Idade: 28 dias
1,25
1ª F CF Rup.
1,16
1,12
1,14
1,24
1,72
1,65
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.38 – (a) Resistência e (b) deformação relativa na compressão do concreto
MCWSF com hibridização do reforço fibroso e seu respectivo concreto de referência.
Novamente, a relação entre o módulo de elasticidade dos compósitos pelo módulo de
elasticidade do concreto de referência (E
compósitos
/E
MCWS
ou E
compósitos
/E
MCWSF
), dada pela
Figura 6.39, mostra que o módulo de elasticidade não foi tão influenciado pelo reforço
fibroso como a resistência à compressão e a deformação axial. Com exceção do
compósito híbrido produzido a partir do concreto MCWS, os demais não apresentaram
diferença significativa entre seus valores.
28 dias 365 dias
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
MCWSA20
MCWSA1505
E
compósitos
/E
MCWS
1,16
28 dias 365 dias
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
1,08
MCWSFA20
MCWSFA1505
E
compósitos
/E
MCWSF
1,06
(a) (b)
Figura 6.39 – Influência da hibridização do reforço fibroso nos valores de módulo de
elasticidade entre os compósitos produzidos a partir dos concretos: (a) MCWS e (b)
MCWSF
As relações entre a resistência à primeira fissura pela resistência à ruptura (f
c_1ªF
/f
c_Rup
)
dos concretos em análise, ilustradas na Figura 6.40 mostram que, independentemente do
211
concreto de referência que incorporou as fibras, o reforço fibroso possibilitou o aumento
no ramo linear da curva tensão
x deformação. Além disso, a diferença encontrada entre
o concreto com hibridização do reforço e concreto com um único tipo de fibra não foi
significativa.
Para relações entre a resistência de coalescência de fissuras pela resistência à ruptura
(f
c_CF
/f
c_Rup
), dada pela Figura 6.41, os resultados mostram que o ponto referente à
coalescência de fissuras não foi alterado de maneira expressiva com a hibridização do
reforço.
0 2 1.5+0.5
0.32
0.36
0.40
0.44
0.48
0.52
0.56
0.60
28 dias
365 dias
f
c_1
a
F
/f
c_Rup
Volume de fibra (%)
0 2 1.5+0.5
0.32
0.36
0.40
0.44
0.48
0.52
0.56
0.60
28 dias
365 dias
f
c_1
a
F/
f
c_Rup
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 6.40 – Efeito da hibridização do reforço fibroso na relação resistência à primeira
fissura/resistência de ruptura, aos 28 e 365 dias, para os compósitos produzidos a partir
dos concretos: (a) MCWS e (b) MCWSF.
0 2 1.5+0.5
0.80
0.85
0.90
0.95
1.00
1.05
1.10
28 dias
365 dias
f
c_CF
/f
c_Rup
Volume de fibra (%)
0 2 1.5+0.5
0.80
0.85
0.90
0.95
1.00
1.05
1.10
28 dias
365 dias
f
c_CF
/f
c_Rup
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 6.41 – Efeito da hibridização do reforço fibroso na relação resistência de
coalescência de fissuras/resistência de ruptura, aos 28 e 365 dias, para os compósitos
produzidos a partir dos concretos: (a) MCWS e (b) MCWSF.
212
A Figura 6.42 e a Figura 6.43 mostram, respectivamente, a evolução da resistência à
compressão e deformação axial de pico dos concretos, em cada nível de tensão
determinado. Nota-se que mesmo após 28 dias, os concretos apresentaram aumentos
expressivos nos seus valores de resistência à compressão. Os valores de deformação
axial apresentaram menor alteração nos seus valores, em relação à resistência à
compressão, durante o mesmo período de hidratação.
MCWS
M
CWSA
20
MCW
SA
1505
M
CWS
F
MCWSFA20
MCW
S
F
A
1505
0
20
40
60
80
100
120
+51%
+44%
+8,5%
Resistência à compressão (MPa)
1
a
Fissura
28 dias
365 dias
7 dias
+17%
MCWS
M
C
WS
A
20
MCWSA1
505
M
C
WS
F
M
C
WS
FA
20
MCWSFA1505
+42%
+46%
+29%
+30%
+8%
Coalescência
+19%
MC
W
S
M
CWSA20
MCW
S
A150
5
M
CWSF
MCW
S
FA20
M
C
W
S
FA15
05
+48%
+65%
+38%
+42%
+28%
+39%
+29%
+46%
+15%
+44%
+17%
Ruptura
+32%
Figura 6.42 – Evolução da resistência à compressão dos concretos MCWS e MCWSF
com hibridização do reforço fibroso.
MCWS
MC
WSA
2
0
M
C
WSA1505
MCWS
F
MCWSFA20
M
C
WSF
A
1
5
0
5
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
+35%
+30%
-10%
Deformação axial (με)
1
a
Fissura
28 dias
365 dias
7 dias
+6%
MCWS
M
C
WS
A
20
MCWSA1
505
M
C
WS
F
M
C
WS
FA
20
MCWSFA1505
+16%
Coalescência
+9%
MC
W
S
M
CWSA20
MCW
S
A150
5
M
CWSF
MCW
S
FA20
M
C
W
S
FA15
05
Ruptura
-20%
Figura 6.43 – Evolução da deformação axial dos concretos MCWS e MCWSF com
hibridização do reforço fibroso.
6.2.2.5 Índice de tenacidade na compressão
Os índices de tenacidade expressam a capacidade de absorção de energia do concreto,
principalmente na região pós-fissuração e sua determinação é fundamental para
concretos fibrosos, uma vez que esta é a região onde as fibras possuem função
predominante. Geralmente, tais índices são determinados através de ensaios padrão de
resistência à tração na flexão, existindo um grande número de normas para isso. As
213
curvas tensão
x deformação obtidas através dos ensaios de compressão uniaxial podem
ser utilizadas para determinar a capacidade de absorção de energia dos concretos
submetidos a esforços de compressão. Com esta finalidade, utilizou-se um índice de
tenacidade na compressão (ITC) proposto por LIMA (2004), definido como a relação
entre a área sob a curva tensão
x deformação até uma deformação estabelecida (área
ABCD) e a área equivalente de um material elasto-plástico, correspondente ao diagrama
AEFD, ilustrado na Figura 6.44, com mesmo módulo de elasticidade e tensão de
ruptura. O valor de deformação axial igual a 5000
με foi estabelecido em função dos
dados experimentais obtidos. Os valores apresentados na Tabela 6.6 referem-se à média
dos resultados dos três corpos de prova ensaiados.
D
F
A
C
B
E
Tensão (MPa)
Deformação (με)
ε
a
= 5000
Figura 6.44 – Desenho esquemático do diagrama utilizado na determinação do índice de
tenacidade na compressão, segundo LIMA (2004).
214
Tabela 6.6 – Índices de tenacidade dos compósitos na compressão para os concretos
reforçados com fibras de aço.
Concretos
Idade
(dias)
ITC – CV
– (%)
28 0,9326 – 0,79
MCWSA10
365 0,9305 – 0,43
28 0,9573 – 0,05
MCWSA15
365 0,9473 – 0,89
28 0,9514 – 0,42
MCWSA20
365 0,9417 – 1,51
28 0,9521 – 0,79
MCWSA15+05
365 0,9201 – 3,70
28 0,9503 – 0,10
MCWSA25
365 0,9415 – 0,75
28 0,9455 – 0,62
MCWSFA10
365 0,8498 – 5,35
28 0,9295 – 2,11
MCWSFA15
365 0,8709 – 5,78
28 0,9542 – 0,29
MCWSFA20
365 0,9020 – 3,83
28 0,9508 – 0,39
MCWSFA15+05
365 0,9173 – 1,58
28 0,9313 – 1,52
MCWSFA25
365 0,9462 – 0,32
28 0,8982 – 1,67
MCSFA20
365 0,9632 – 1,65
Os valores apresentados na Tabela 6.6 com seus respectivos coeficientes de variação,
aos 28 dias de idade, estão ilustrados na Figura 6.45, cuja apresentação está dividida
segundo o concreto de referência que incorporou as fibras de aço (MCWS, MCWSF e
MCSF). Da mesma forma, a Figura 6.46 apresenta os valores para os índices de
tenacidade na compressão, aos 365 dias de idade.
215
MC
WS
A10
MC
WS
A15
MC
WS
A20
M
CWSA15
+0
5
MCWSA2
5
0.6
0.8
1.0
MCWS
28 dias
Índice de tenacidade na compressão
M
CWS
F
A
1
0
M
CWS
F
A
1
5
M
CWS
F
A
2
0
MCWSF
A
15+05
MCWSFA25
MCWSF
M
CSFA20
MCSF
Figura 6.45 – Índice de tenacidade na compressão, aos 28 dias de idade.
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
M
CWS
A
15
+
05
MC
WS
A25
0.6
0.8
1.0
365 dias
Índice de tenacidade na compressão
MCWS
M
CWS
F
A
1
0
M
CWS
F
A
1
5
M
CWS
F
A
2
0
MCWSFA15+05
MCWSFA25
MCWSF
MC
S
FA
20
MCSF
Figura 6.46 – Índice de tenacidade na compressão, aos 365 dias de idade.
Como o índice de tenacidade na compressão é uma relação entre a área sob a curva
tensão
x deformação obtida experimentalmente e a área correspondente a um
comportamento elasto-plástico do mesmo concreto, os valores obtidos indicam a
proximidade ao comportamento elasto-plástico, ou seja, quanto mais próximo de 1,
216
maior é a proximidade a este comportamento, ilustrado pelo diagrama AEFD na Figura
6.44.
Os valores obtidos mostram que, aos 28 dias, os compósitos produzidos a partir do
concreto MCWS reforçados com 1,5% e 2% apresentaram melhor comportamento, não
apresentando diferença significativa entre si. Entretanto, a diferença entre seus valores
para as demais frações volumétricas não foi tão expressiva. Por outro lado, para os
compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF, os valores entre todos os
concretos foram similares. É importante observar que o concreto reforçado com 2% de
fibras sem volastonita na sua composição (MCSFA20) apresentou resultado inferior ao
concreto reforçado com a mesma fração volumétrica, porém contendo volastonita
(MCWSFA20).
Aos 365 dias, os compósitos produzidos a partir do concreto MCWS não apresentaram
diferenças significativas entre seus valores e para os compósitos produzidos a partir do
concreto MCWSF, o melhor comportamento foi obtido para o concreto reforçado com
2,5% de fibras.
Assim, os resultados indicam que não há um concreto com uma fração volumétrica
ótima que possua o melhor comportamento para todas as idades, independentemente do
concreto de referência que incorporou as fibras. Entretanto, os resultados mostram que
mesmo para uma deformação igual a 5000
με, os concretos ainda possuem uma curva
pós-fissuração bem suave, algumas bem próximas ao comportamento elasto-plástico.
Valores mínimos e máximos obtidos para o índice de tenacidade na compressão foram
de 0,84 e 0,96, respectivamente. Esse comportamento é benéfico, principalmente em se
tratando de concretos de elevada resistência mecânica (80 a 100 MPa).
217
6.2.3 Modelagem do comportamento sob compressão
O comportamento tensão x deformação sob compressão foi avaliado através de um
modelo idealizado, que considera uma equação composta por duas funções, uma para
descrever o ramo ascendente da curva, e outra para o ramo descendente. A Figura 6.47
apresenta um desenho esquemático do modelo citado, expresso pela Equação (6.1).
Figura 6.47 – Diagrama idealizado para a curva tensão
x deformação sob compressão.
()
a_Rupu
ua_Rup
u
a_Rup
c_Rup
a_Rup
a_Rup
c_Rup
kc
, -1f
,
-1-1f
2
1
ε⋅=ε
⎪
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎪
⎨
⎧
ε≤ε<ε
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ε
ε−ε
ε≤ε
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ε
ε
=εσ
η
η
(6.1)
onde:
• f
c_Rup
é a tensão máxima de compressão;
• ε
a_Rup
é a deformação específica axial correspondente à tensão máxima de
compressão;
• kc é um coeficiente que correlaciona deformação específica última ε
u
com ε
a_Rup
;
• η
1
e η
2
são potências que expressam a curvatura, respectivamente, do ramo
ascendente e descendente da curva.
O ramo ascendente da relação tensão
x deformação do concreto submetido a tensões de
compressão dado pela Equação (6.1), é similar ao modelo previsto pelo código europeu
para dimensionamento de estruturas de concreto (EUROCODE 2004).
ε
f
c_Rup
σ
ε
a_Rup
ε
u
218
Com base nos dados experimentais apresentados no Capítulo 6, o comportamento
tensão
x deformação dos concretos MCWSF e MCWS aos 28 dias, e dos compósitos
produzidos a partir dessas matrizes foram analisados utilizando o modelo idealizado
definido pela Equação (6.1).
Os parâmetros da equação que descreve o ramo ascendente da curva foram ajustados a
partir dos valores médios dos pares de tensão e deformação referentes à tensão de
primeira fissura (f
c_1ªf
e ε
a_1ªf
), de coalescência de fissuras (f
c_CF
e ε
a_CF
) e de ruptura
(f
c_Rup
e ε
a_Rup
), apresentados na Tabela 6.2 e na Tabela 6.3. Para ajuste do ramo
descendente, foram utilizados os valores médios de tensão obtidos experimentalmente.
A Tabela 6.7 apresenta os parâmetros obtidos para os diferentes concretos analisados.
Tabela 6.7 – Parâmetros ajustados para descrição do diagrama tensão
x deformação
do concreto sob compressão.
Ramo ascendente Ramo descendente
Concretos
Idade
(dias)
f
f_Rup
(Mpa)
ε
Rup
(με)
η
1
η
2
kc
MCWS 65,0 3083 2,00 1,2 2,0
MCWS10 72,1 3418 2,07 1,2 2,5
MCWS15 70,1 3826 2,49 1,2 6,0
MCWS20 81,3 3371 1,90 1,2 8,0
MCWS25
28
69,5 4211 2,70 1,2 5,0
MCWSF 51,1 2929 2,16 1,2 2,0
MCWSF10 61,7 3463 2,30 1,2 2,5
MCWSF15 70,0 3115 1,90 1,2 3,0
MCWSF20 72,4 3837 2,36 1,2 8,0
MCWSF25
28
60,1 5029 3,40 1,2 3,0
Os gráficos comparativos entre os resultados experimentais e as curvas obtidas
utilizando os parâmetros apresentados na Tabela 6.7, aplicados na Equação (6.1), estão
apresentados da Figura 6.48 a Figura 6.51.
219
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWS
Figura 6.48 – Diagrama tensão
x deformação sob compressão da matriz MCWS.
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSA10
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSA15
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSA20
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSA25
Figura 6.49 – Diagramas tensão
x deformação sob compressão dos compósitos
produzidos a partir da matriz MCWS.
220
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSF
Figura 6.50 – Diagrama tensão
x deformação sob compressão da matriz MCWSF.
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSFA10
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSFA15
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSFA20
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSFA25
Figura 6.51 – Diagramas tensão
x deformação sob compressão dos compósitos
produzidos a partir da matriz MCWSF.
221
6.3 Comportamento sob tração na flexão
Os concretos são avaliados sob esforços de tração na flexão, nas idades de 28 e 365 dias
de idade. Similarmente ao comportamento sob compressão (item 6.2), esta análise busca
avaliar a influência da volastonita e das fibras de aço no comportamento sob tração na
flexão dos concretos desenvolvidos. Para a mesma idade de cura, os resultados entre os
concretos serão confrontados, bem como a evolução com a idade das propriedades
Na avaliação do comportamento sob tração na flexão, as curvas carga
x deslocamento
são analisadas para cargas referentes à primeira fissura e máxima tensão pós-fissuração.
6.3.1 Concretos reforçados com micro-fibra mineral de
volastonita
Este tópico trata da avaliação, sob esforços de tração na flexão, e da influência da
micro-fibra mineral volastonita no concreto contendo sílica ativa e cinza volante, em
substituição parcial ao cimento.
A influência da micro-fibra mineral volastonita nos concretos submetidos a esforços de
tração na flexão está ilustrada na Figura 6.52. A Figura 6.52 apresenta curvas típicas
carga
x deslocamento para os concretos MCSF e MCWSF, aos 28 e 365 dias de idade.
A Tabela 6.8 apresenta os valores médios de carga, resistência à tração na flexão e
deslocamento referente à carga de primeira fissura e ruptura.
0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10
0
10
20
30
40
50
28 dias: MCSF
28 dias: MCWSF
δ (mm)
Carga (kN)
0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10
0
10
20
30
40
50
365 dias: MCSF
365 dias: MCWSF
δ (mm)
Carga (kN)
(a) (b)
Figura 6.52 - Curvas carga
x deslocamento dos concretos MCSF e MCWSF:
(a) 28 dias e (b) 365 dias.
222
Tabela 6.8 - Resultados de resistência à tração na flexão para os concretos.
Primeira fissura Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_1ªf
– CV
(MPa) - (%)
δ
1ªf
- CV
(mm) – (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_Rup
– CV
(MPa) - (%)
δ
Rup
- CV
(mm) – (%)
28 18,8 – 3,6 5,6 – 3,6 0,031 – 10,8 25,1 – 2,5 7,5 – 2,5 0,048 – 7,0
MCSF
365 23,2 – 4,1 7,0 – 4,1 0,037 – 3,8 29,1 – 4,8 8,7 – 4,8 0,052 – 4,5
28* 20,4 – 8,2 6,1 – 8,2 0,028 – 12,0 29,1– 6,6 8,7 – 6,6 0,047 – 4,9
MCWSF
365 28,0 – 6,3 8,4– 6,3 0,033 – 8,2 39,2 – 3,1 11,8 – 3,1 0,052 – 11,3
* Valores referentes à média de dois corpos de prova
Os resultados mostram que a utilização da volastonita proporcionou alterações nas
propriedades dos concretos quando submetidos a esforços de flexão, provavelmente
devido às alterações microestruturais proporcionadas pela volastonita (descrita
anteriormente), sendo mais notáveis nos valores de resistência à tração na flexão do que
nos valores de deslocamento.
Estatisticamente, as relações entre as resistências na flexão dos concretos MCWSF e
MCSF (f
f_MCWSF
/f
f_MCSF
) mostram que os valores de resistência à tração na flexão do
concreto MCWSF apresentaram uma diferença significativa em relação ao concreto
MCSF, seja para a idade de 28 dias ou 365 dias, com incrementos máximos de 16% e
36%, respectivamente, para cargas de ruptura (Figura 6.53-a). Os valores de
deslocamento, correspondente tanto a carga de primeira fissura ou ruptura, não sofreram
alterações significativas com a presença da micro-fibra (Figura 6.53-b).
1ª Fissura Ruptura
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
1,16
f
f_MCWSF
/f
f_MCSF
Idade: 28 dias
1ª Fissura Ruptura
Idade: 365 dias
1,36
1,20
1ª Fissura Ruptura
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
δ
MCWSF
/δ
MCSF
Idade: 28 dias
1ª Fissura Ruptura
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.53 - (a) Resistência e (b) deslocamento relativo na flexão entre os concretos
MCWSF e MCSF, aos 28 e 365 dias
223
A análise individual de cada concreto, durante o período de hidratação de 28 a 365 dias,
também mostrou que maiores acréscimos nos valores de resistência à tração foram
observados em concretos reforçados com volastonita. A evolução da resistência
ilustrada na Figura 6.54-a mostra incremento de 37% (MCWSF) para o concreto
contendo volastonita, em contrapartida com 24% para o concreto sem volastonita
(MCSF), para cargas de primeira fissura. Comportamento similar foi observado para
tensão de ruptura. Além de apresentar maiores valores de resistência à tração na flexão,
o concreto MCWSF obteve um incremento de 36% nesta propriedade no período de 28
a 365 dias, em oposição a 16% obtido para o concreto MCSF.
Como já citado anteriormente, os valores de deslocamento foram menos afetados em
relação aos valores de resistência à tração na flexão. Com exceção do concreto MCSF
que apresentou diferenças significativas entre seus valores individuais (na 1ª Fissura), os
deslocamentos individuais dos demais concretos analisados não foram considerados
diferentes pelo teste de médias
t.
MCSF
MCWSF
MC
W
S
0
2
4
6
8
10
12
14
+62%
+37%
+24%
28 dias
365 dias
Resistência à tração na flexão (MPa)
1
a
Fissura
MCSF
MCWSF
MCWS
+29%
+36%
+16%
Ruptura
MCSF
M
C
WSF
M
C
WS
0.00
0.02
0.04
0.06
0.08
+52%
+19%
28 dias
365 dias
Deslocamento (mm)
1
a
Fissura
M
CSF
MCWSF
MCWS
Ruptura
(a) (b)
Figura 6.54 – Avaliação da volastonita na evolução da resistência à tração na flexão e
deslocamento dos concretos.
A visualização dos corpos de prova pós ruptura, ilustrado na Figura 6.55, mostra que a
presença ou não da volastonita no concreto não interfere no seu modo de ruptura.
Independente da idade analisada, a ruptura é do tipo frágil com apenas uma fissura ao
longo da seção transversal da amostra.
224
(a) (b)
Figura 6.55 - Modo de ruptura dos concretos, aos 28 dias: (a) MCSF e (b) MCWSF.
6.3.2 Concretos reforçados com fibras de aço
Este tópico avalia as modificações proporcionadas pela utilização das fibras de aço em
concretos, quando submetidos a esforços tração na flexão. A análise está dividida de
acordo com as seguintes etapas: (i) compósitos produzidos a partir do concreto MCWS;
(ii) compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF; (iii) em compósitos reforçados
com uma fração volumétrica de 2% de fibra de aço, avalia-se a influência da presença
da micro-fibra volastonita, e (iv) compósitos com hibridização do reforço fibroso
6.3.2.1 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWS
Curvas típicas carga x deslocamento dos concretos produzidos a partir da mistura
MCWS, reforçados com teores de fibras de aço de 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5%, em
volume, estão apresentadas na Figura 6.56. Os valores médios de carga, resistência à
tração na flexão e deslocamento referentes à carga de primeira fissura e de ruptura,
obtidos aos 28 e 365 dias de idade, estão apresentados na Tabela 6.9.
225
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
28 dias: MCWS
28 dias: MCWSA10
28 dias: MCWSA15
28 dias: MCWSA20
28 dias: MCWSA25
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
365 dias: MCWS
365 dias: MCWSA10
365 dias: MCWSA15
365 dias: MCWSA20
365 dias: MCWSA25
δ (mm)
Carga (kN)
(a) (b)
Figura 6.56 - Curvas carga
x deslocamento do concreto MCWS reforçado com 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) 28 dias e (b) 365 dias.
Tabela 6.9 - Propriedades na flexão dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWS.
Primeira fissura Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_1ªf
– CV
(MPa) - (%)
δ
1ªf
- CV
(mm) – (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_Rup
– CV
(MPa) - (%)
δ
Rup
- CV
(mm) – (%)
28 19,3 – 4,6 5,8 – 4,6 0,025 – 16,7 28,4 – 2,8 8,5 – 2,8 0,050 – 17,4
MCWS
365 31,5 – 3,6 9,4 – 3,6 0,038 – 10,4 36,6 – 1,5 11,0 – 1,5 0,055 – 10,8
28 26,0 – 10,5 7,8 – 10,5 0,034 – 24,4 45,1 – 8,8 13,5 – 8,8 0,349 – 39,4
MCWSA10
365* 33,5 – 4,6 10,0 – 4,6 0,045 – 11,9 55,3 – 7,9 16,6 – 7,9 0,422 – 16,7
28 30,1 – 1,8 9,0 – 1,8 0,043 – 4,5 57,8 – 6,9 17,3 – 6,9 0,358 – 17,3
MCWSA15
365* 29,5 – 2,4 8,9 – 2,4 0,040 – 8,2 58,4 – 5,7 17,5 – 5,7 0,512 – 41,6
28 32,2 – 1,7 9,7 – 1,7 0,044 – 16,9 72,9 – 9,0 21,9 – 9,0 0,682 – 21,0
MCWSA20
365 40,0 – 7,9 12,0 – 7,9 0,051 – 16,2 70,3 – 2,8 21,1 – 2,8 0,467 – 33,3
28 31,0 – 2,4 9,3 – 2,4 0,044 – 13,6 74,5 – 5,7 22,4 – 5,7 0,567 – 7,7
MCWSA25
365 36,6 – 6,6 11,0 – 6,6 0,050 – 24,2 77,0 – 5,3 23,1 – 5,3 0,607 – 16,6
* Valores referentes à media de duas amostras
A Figura 6.57 mostra a relação entre os valores de resistência de primeira fissura e
ruptura dos concretos reforçados com fibra (MCWSA10, MCWSA15, MCWSA20 e
MCWSA25) e sem fibra (MCWS), aos 28 e 365 dias de idade (f
f_concretos
/f
f_MCWS
). Aos
28 dias, todos os concretos fibrosos apresentaram valores de tensão de primeira fissura e
ruptura significativamente diferentes em relação ao concreto sem fibra, com
incrementos de 34%, 55%, 67% e 60% na primeira fissura e 59%, 104%, 158% e 164%
na ruptura, quando utilizados 1%, 1,5%, 2% e 2,5%, em volume, respectivamente, de
fibras de aço. Estudos realizados por SONG e HWANG (2004) mostraram acréscimos
226
de 126,6% com a utilização de 2% de fibras, com mesma geometria, em matrizes
cimentíceas contendo sílica ativa em sua composição.
Da mesma forma, aos 365 dias de idade, com exceção dos concretos reforçados com 1%
e 1,5% que apresentaram valores de resistência à tração na 1ª fissura similares ao
concreto sem fibra, os demais concretos fibrosos apresentaram valores superiores aos
obtidos para o concreto sem fibra, seja na 1ª fissura ou na ruptura. Como observado na
análise aos 28 dias, os concretos fibrosos causaram maiores acréscimos nos valores de
resistência à tração na flexão referente à carga de ruptura (110% e 164%), quando
comparados à carga de primeira fissura (17% e 60%), utilizando 2,5% de fibras.
Maiores valores médios de resistência à tração na flexão foram obtidos para os
concretos reforçados com 2% e 2,5%, em volume, de fibras de aço, tanto aos 28 como
aos 365 dias de idade. Entretanto, a análise estatística realizada entre os concretos
fibrosos mostrou que não há diferença significativa entre os valores de resistência destes
concretos, seja na primeira fissura ou ruptura.
No que se refere aos deslocamentos relativos às cargas de primeira fissura e ruptura, a
Figura 6.58 ilustra as relações entre os valores dos compósitos e do concreto de
referência (
δ
compósitos
/δ
MCWS
). Aos 28 dias, com exceção do concreto reforçado com 1%
de fibra, os demais apresentaram deflexões para carga de primeira fissura
significativamente diferentes do concreto sem fibra. Por outro lado, com relação às
cargas de ruptura, todas as frações volumétricas utilizadas foram suficientes para causar
variações significativas na deflexão de ruptura. Além disso, observam-se que as
alterações nos valores de deslocamento causadas pela inclusão das fibras são bem mais
expressivas para deslocamentos referentes à carga de ruptura. Enquanto a utilização de
2% de fibras causou um deslocamento, na primeira fissura, igual a 1,76 vezes ao
deslocamento obtido pelo concreto sem reforço fibroso, para carga de ruptura, este valor
foi igual a 13,64 vezes.
Aos 365 dias de idade, não foram observadas diferenças significativas nos valores de
deslocamento com a utilização de fibras para carga de primeira fissura. Para o
deslocamento na carga de ruptura, os compósitos utilizando reforço de 1%, 1,5%, 2% e
2,5% de fibras de aço apresentaram, respectivamente, valores 7,7; 9,3; 8,5 e 11,04 vezes
superiores ao concreto sem fibra. Apesar do valor médio para deslocamento de carga de
ruptura do concreto reforçado com 2,5% de fibras ser superior àquele obtido com
227
reforço de 2%, a análise estatística realizada indicou que esta variação não pode ser
considerada como significativa.
Após a fissuração da matriz, há uma transferência de cargas da matriz para as fibras,
que por sua vez exercem uma função de “ponte” de transferência destas tensões de um
ponto a outro da matriz. O comportamento do compósito dependerá, entre outros
fatores, da quantidade de fibras que atravessam a fissura (BALAGURU E SHAH,
1992). Os dados mostram que as frações volumétrica utilizadas, ou mais precisamente o
número de fibras que cruzaram as fissuras, foram suficientes para proporcionar valores
de resistência à ruptura do compósito superiores aos valores de resistência da matriz
(concreto de referência). Os incrementos observados foram proporcionais aos teores de
fibras (máximo em 2%), como esperado, já que um maior número de fibras gera maior
resistência, principalmente na zona de tração do compósito sob esforço de flexão.
BALAGURU e SHAH (1992) relata que não há incrementos expressivos nos valores de
resistência à tração na flexão para compósitos produzidos com frações volumétricas
inferiores a 2%, com exceção de compósitos contendo sílica ativa em sua composição,
conforme análise em questão. Entretanto, este comportamento está associado à
incorporação de fibras em matrizes cuja trabalhabilidade não era suficiente para
promover um concreto de elevado desempenho mecânico. Atualmente, o
desenvolvimento e a produção de matrizes auto-adensáveis tem permitido a alteração de
tal comportamento.
1ª Fissura Ruptura
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
2,64
2,58
1,59
1,60
1,67
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
f
f_concretos
/f
f_MCWS
Idade: 28 dias
1,34
1ª Fissura Ruptura
2,10
1,92
1,59
1,51
1,17
1,28
2,04
1,55
Idade: 365 dias
Figura 6.57 – Valores relativos de resistência à tração na flexão entre os concretos
reforçados com fibra e seu respectivo concreto de referência MCWS.
228
1ª Fissura Ruptura
0
2
4
6
8
10
12
14
16
1,76
1,76
1,72
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA25
δ
concretos
/δ
MCWS
Idade: 28 dias
1ª Fissura Ruptura
0
2
4
6
8
10
12
14
16
11,04
8,5
9,30
7,67
11,34
13,64
7,16
6,98
Idade: 365 dias
Figura 6.58 – Valores relativos de deslocamento entre os concretos reforçados com fibra
e seu respectivo concreto de referência MCWS.
A Figura 6.59 mostra que, para o período de hidratação de 28 a 365 dias de idade, o
concreto sem reforço fibroso possui maior evolução de suas propriedades em relação ao
concreto fibroso. Acréscimo máximo de 62% foi observado no valor de resistência à
tração na flexão para o concreto MCWS em oposição a 28% obtido para o concreto
reforçado com 1% de fibra. Com relação as deflexões, não foram observadas diferenças
significativas entre as idades de 28 e 365 dias, exceção feita, para a deflexão de primeira
fissura do concreto MCWS.
M
CW
S
MC
W
S
A10
MCWSA15
MC
W
SA
20
MCWSA25
0
4
8
12
16
20
24
28
+ 18 %
+ 24 %
+ 28%
28 dias
365 dias
Resistência à tração na flexão (MPa)
1ª Fissura
+ 62%
M
CW
S
MC
W
SA
10
MCWSA15
MC
W
SA2
0
MCWSA25
+ 23 %
+ 29 %
Ruptura
MCW
S
MCSFA1
0
MCSFA1
5
MCSFA2
0
MC
S
F
A
25
0.00
0.02
0.04
0.06
0.08
0.10
28 dias
365 dias
Deslocamento (mm)
1ª Fissura
+52%
MCWS
MCSFA10
MCSFA15
MCSFA20
MCSFA25
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
Ruptura
(a) (b)
Figura 6.59 – Evolução das propriedades do concreto MCWS reforçado com 0%, 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) resistência à tração na flexão e (b) deslocamento.
229
Os modos de ruptura dos concretos produzidos a partir da matriz constituída de
volastonita e sílica ativa (MCWS) reforçados com 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5%, em
volume, de fibras de aço estão apresentados na Figura 6.65. A utilização de fibras de
aço ocasiona uma alteração no modo de ruptura do concreto. Enquanto a ruptura da
matriz (concreto sem fibra) é do tipo frágil, a presença das fibras gera uma ruptura de
grandes deflexões na flexão. A ruptura é caracterizada pela abertura inicial de várias
microfissuras, quase imperceptíveis, que, com o aumento da carga, se concentram em
uma única fissura. Este modo de ruptura é característico de concretos com fibras curtas
distribuídas aleatoriamente na massa de concreto.
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 6.60 - Modos de ruptura dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWS:
(a) 0%; (b) 1,0%; (c) 1,5%; (d) 2,0% e (e) 2,5%.
230
6.3.2.2 Compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF
Curvas típicas carga x deslocamento dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF reforçados com 1,0%, 1,5%, 2,0% e 2,5%, em volume, de fibras de aço estão
apresentadas na Figura 6.61. Os valores médios de carga, resistência à tração na flexão e
deslocamento referentes à carga de primeira fissura e de ruptura, obtidos aos 28 e 365
dias de idade, estão apresentados na Tabela 6.10.
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
28 dias: MCWSF
28 dias: MCWSFA10
28 dias: MCWSFA15
28 dias: MCWSFA20
28 dias: MCWSFA25
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
365 dias: MCWSF
365 dias: MCWSFA10
365 dias: MCWSFA15
365 dias: MCWSFA20
365 dias: MCWSFA25
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
(a) (b)
Figura 6.61 - Curvas carga
x deslocamento do concreto MCWSF reforçado com 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) 28 dias e (b) 365 dias de idade.
Tabela 6.10- Propriedades na flexão dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF.
Primeira fissura Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_1ªf
– CV
(MPa) - (%)
δ
1ªf
- CV
(mm) – (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_Rup
– CV
(MPa) - (%)
δ
Rup
- CV
(mm) – (%)
28* 20,4 – 8,2 6,1 – 8,2 0,028 – 12,0 29,1– 6,6 8,7 – 6,6 0,047 – 4,9
MCWSF
365 28,0 – 6,3 8,4– 6,3 0,033 – 8,2 39,2– 3,1 11,8– 3,1 0,052 – 11,3
28 27,3 – 4,2 8,2 – 4,2 0,042 – 8,3 39,8– 12,1 11,9 – 12,1 0,484 – 19,7
MCWSFA10
365 36,3 – 0,5 10,9– 0,5 0,046 – 14,3 55,6– 9,5 16,7 – 9,5 0,45 – 44,4
28* 29,4 – 2,1 8,8 – 2,1 0,041 – 11,3 59,5– 3,5 17,8 – 3,5 0,497 – 27,5
MCWSFA15
365 31,5 – 13,3 9,5– 13,3 0,039 – 13,0 68,4 – 10,2 20,5 – 10,2 0,489 – 12,1
28 30,3 – 3,3 9,1 – 3,3 0,047 – 8,1 61,6 – 2,1 18,5– 2,1 0,677 – 10,4
MCWSFA20
365 34,1 – 9,7 10,2– 9,7 0,041 – 7,6 67,7– 14,7 20,3 – 14,7 0,446 – 18,3
28 28,1 – 5,5 8,4– 5,5 0,042 – 9,5 67,9 – 6,7 20,4– 6,7 0,765 – 43,0
MCWSFA25
365* 35,8 – 24,0 10,7 – 24,0 0,052 – 13,3 81,3 – 29,5 24,4– 29,5 0,668 – 5,7
Os valores relativos de resistência à tração na flexão e deslocamento apresentados na
Figura 6.62 e Figura 6.63 mostram as alterações ocasionadas nas propriedades dos
231
concretos com a utilização de fibras de aço. As relações entre os valores de resistência
dos compósitos reforçados com fibras e de seu respectivo concreto de referência
(f
f_compósitos
/f
f_MCWSF
), mostram que, aos 28 dias, os concretos reforçados com fibras
apresentaram diferenças significativas nos seus valores de resistência à tração na flexão
em relação ao concreto sem reforço fibroso, com acréscimos de 34%, 44% 49% e 38%
para carga de primeira fissura e 37%, 105%, 113% e 134% para carga de ruptura, após a
utilização de 1%, 1,5%, 2% e 2,5%, respectivamente, de fibras de aço. Aos 365 dias,
com exceção dos concretos reforçados com 1,5% e 2,5% de fibras que não causaram
alterações nos valores de resistência, para carga de primeira fissura, os demais
apresentaram valores de resistência superiores aos observados para o concreto sem
reforço fibros. Incrementos máximos de 30% (MCWSFA10) e 107% (MCWSFA25)
foram observados com a utilização do reforço fibroso, nos patamares de 1ª fissura e
ruptura, respectivamente. Como observado no item anterior, maiores acréscimos foram
obtidos para cargas de ruptura, independente da idade analisada.
Uma análise entre os dados dos concretos fibrosos também ilustra que, aos 28 dias, os
maiores valores de resistência à tração foram obtidos para os concretos reforçados com
1,5% , 2% e 2,5% de fibras, onde os valores de resistência dos concretos utilizando as
duas últimas frações volumétricas não foram significativamente diferentes entre si na
ruptura, conforme já observado no item anterior (item 6.3.2.1). Por outro lado, aos 365
dias, dada a alta dispersão encontrada, os concretos fibrosos não apresentaram uma
diferença estatisticamente significativa entre seus valores de resistência à tração na
flexão.
No que se refere aos deslocamentos relativos às cargas de primeira fissura e ruptura, a
Figura 6.63 ilustra as relações entre os valores dos compósitos e do concreto de
referência (
δ
compósitos
/δ
MCWSF
). As alterações nos valores de deslocamento causadas pela
inclusão das fibras são bem mais expressivas para deslocamentos referentes à carga de
ruptura. Aos 28 dias, enquanto a utilização de 2% de fibras causou um deslocamento, ao
nível de primeira fissura, igual a 1,68 vezes ao deslocamento obtido pelo concreto sem
reforço fibroso, ao nível de ruptura, este valor foi igual a 14,4 vezes. Comportamento
similar foi observado para a idade de 365 dias.
Análise realizada entre os valores de deslocamento dos concretos fibrosos mostrou que,
aos 28 dias, com exceção do concreto reforçado com 2% de fibras cujo resultado foi
significativamente diferente do concreto reforçado com 1% de fibras (nível de ruptura),
232
as demais frações volumétricas não apresentaram diferença significativa entre seus
valores, independente do nível de tensão analisado. Aos 365 dias, a diferença observada
foi para o concreto reforçado com 2,5% de fibras em relação às demais frações
volumétricas.
Nota-se, portanto, os valores de deslocamentos entre os concretos fibrosos são mais
similares entre si, em comparação aos valores de resistência, já que os coeficientes de
variação são maiores.
Conforme explicitado no item anterior (6.3.2.1), a quantidade de fissuras atravessando a
fissura na zona de tração foi suficiente para elevar os valores de resistência à tração na
flexão. Além disso, a presença das adições minerais (neste caso, sílica ativa e cinza
volante), proporcionando boa aderência fibra-matriz também foi importante na obtenção
destes incrementos.
1ª Fissura Ruptura
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
2,34
2,13
2,05
1,37
1,38
1,49
1,44
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
f
f_concretos
/f
f_MCWSF
Idade: 28 dias
1,34
1ª Fissura Ruptura
2,07
1,72
1,74
1,42
1,27
1,21
1,13
1,30
Idade: 365 dias
Figura 6.62 – Valores relativos de resistência à tração na flexão entre os concretos
reforçados com fibra e seu respectivo concreto de referência MCWSF.
233
1ª Fissura Ruptura
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
16,3
14,4
10,6
10,3
1,68
1,5
1,46
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA25
δ
concretos
/δ
MCWSF
Idade: 28 dias
1,5
1ª Fissura Ruptura
12,85
8,58
9,4
8,65
1,57
1,24
1,18
1,4
Idade: 365 dias
Figura 6.63 – Valores relativos de deslocamento entre os concretos reforçados com fibra
e seu respectivo concreto de referência MCWSF.
A Figura 6.64-a ilustra a evolução do comportamento sob flexão dos compósitos, poara
um período de hidratação de 28 a 365 dias. Observa-se um acréscimo nos valores de
resistência, apesar de não ser observado uma tendência com relação à fração
volumétrica de reforço. Com relação às deflexões relativas às cargas de primeira fissura
e ruptura (Figura 6.64-b), não foi percebido nenhuma mudança significativa durante o
período analisado.
MCW
S
F
M
C
WSFA10
MCWSF
A
15
MCWSFA20
MCW
S
F
A25
0
4
8
12
16
20
24
28
32
+27%
+13%
+7%
+33%
28 dias
365 dias
Resistência à tração na flexão (MPa)
1ª Fissura
+37%
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MC
WSFA20
MCWSFA25
+20%
+10%
+15%
+40%
+35%
Ruptura
M
C
WSF
MCWSFA10
MCW
S
FA1
5
MC
WS
FA
20
MC
WS
FA2
5
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
28 dias
365 dias
Deslocamento (mm)
1ª Fissura
M
C
WSF
MCWSFA10
MC
WS
FA1
5
MC
WS
FA
20
MC
WS
FA
25
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
Ruptura
(a) (b)
Figura 6.64 – Evolução das propriedades do concreto MCWSF reforçado com 0%, 1%,
1,5%, 2% e 2,5% de fibras de aço: (a) resistência à tração e (b) deslocamento.
234
Os modos de ruptura dos concretos com e sem fibra estão apresentados na Figura 6.65.
Os modos de ruptura são similares aos observados para os compósitos produzidos a
partir do concreto MCWS, apresentados no item anterior, com a obtenção de grandes
deflexões na flexão com a utilização do reforço fibroso.
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 6.65 - Modos de ruptura dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF: (a) 0%; (b) 1,0%; (c) 1,5%; (d) 2,0% e (e) 2,5%.
235
6.3.2.3 Compósitos reforçados com 2% de fibras para avaliação da
volastonita
A Figura 6.66 apresenta as curvas carga x deslocamento para avaliação da volastonita
em concretos contendo macro reforço de fibras de aço, aos 28 e 365 dias de idade. Os
valores médios de carga, resistência à tração na flexão e deslocamento referentes à carga
de primeira fissura e de ruptura estão apresentados na Tabela 6.11.
02468
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
MCSF
MCSFA20
MCWSFA20
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
Idade: 28 dias
02468
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
MCSF
MCSFA20
MCWSFA20
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.66 - Curvas carga
x deslocamento dos concretos MCSF, MCSFA20 e
MCWSFA20: (a) 28 dias e (b) 365 dias.
Tabela 6.11 - Resultados de resistência à tração na flexão para avaliação da volastonita
em concretos com fibras de aço.
Primeira fissura Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_1ªf
– CV
(MPa) –(%)
δ
1ªf
- CV
(mm) – (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_Rup
– CV
(MPa) - (%)
δ
Rup
- CV
(mm) – (%)
28* 18,8 – 3,6 5,6 – 3,6 0,031 – 10,8 25,1 – 2,5 7,5 – 2,5 0,048 – 7,0
MCSF
365 23,2 – 4,1 7,0 – 4,1 0,037 – 3,8 29,1 – 4,8 8,7 – 4,8 0,052 – 4,5
28 21,1 – 1,4 6,3 – 1,4 0,040 – 0,8 64,4– 8,0 19,3 – 8,0 0,61 – 7,7
MCSFA20
365 28,3 – 2,6 8,5 – 2,6 0,042 – 8,4 73,6 – 3,4 22,1 – 3,4 0,57 – 8,4
28 30,3 – 3,3 9,1 – 3,3 0,047 – 8,1 61,6 – 2,1 18,5– 2,1 0,677 – 10,4
MCWSFA20
365 34,1 – 9,7 10,2– 9,7 0,041 – 7,6 67,7– 14,7 20,3 – 14,7 0,446 – 18,3
* Valores referentes à média de duas amostras.
Como já observado nos itens anteriores, os resultados da Tabela 6.11 mostram uma
notável modificação nos valores de resistência à tração na flexão com a presença do
reforço fibroso. Entre os concretos com fibras (MCSFA20 e MCWSFA20),
estatisticamente, pelo teste de médias
t, os resultados mostram que o concreto reforçado
com fibras de aço e volastonita apresentaram valores de tensão de resistência à tração na
236
flexão, referente à carga de primeira fissura, superiores aos valores obtidos para o
concreto também reforçado com fibras de aço, porém sem volastonita. Este
comportamento foi obtido independentemente da idade analisada. Para carga de ruptura,
as curvas apresentadas na Figura 6.66 mostram uma redução nos valores de resistência
nos concretos com volastonita e fibras de aço. Porém, estatisticamente, os valores de
resistência entre os concretos MCSFA20 e MCWSFA20 não foram considerados
estatisticamente diferentes. Uma melhor análise entre estes concretos pode ser feita com
base na capacidade de absorção de energia, que será discutida posteriormente. O
comportamento dos concretos em análise está apresentado na Figura 6.67. A Figura
6.68 mostra a evolução com o tempo das propriedades sob esforços de flexão.
MCSF MCSFA20 MCWSFA20
0
4
8
12
16
20
24
Rup
Resistência à tração na flexão (MPa)
1
a
F
Idade: 28 dias
MCSF MCSFA20 MCWSFA20
0
4
8
12
16
20
24
Rup
1
a
F
Resistência à tração na flexão (MPa)
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.67 – Avaliação da volastonita em concretos com fibras de aço: (a) 28 dias e
(b) 365 dias.
MCSF
MCSFA20
MCWS
F
A
2
0
0
4
8
12
+35%
Resistência à tração na flexão (MPa)
28 dias
365 dias
+25%
1
a
Fissura
M
CSF
M
CSFA2
0
M
C
W
SFA2
0
Ruptura
+15%
+16%
Figura 6.68 – Evolução da resistência à tração na flexão dos concretos MCSF,
MCSFA20 e MCWSFA20.
237
Diferentemente dos modos de ruptura observados no item 7.2.2, a adição de fibras altera
o comportamento do concreto, transformando a ruptura frágil em dúctil. Observa-se que
não há diferença entre os modos de ruptura dos concretos reforçados com fibras de aço,
possuindo ou não volastonita em sua composição. Na ruptura visualizam-se as fibras de
aço costurando as fissuras (efeito de “ponte”), sendo esse mecanismo responsável pelas
altas deflexões observadas.
(a)
(b)
Figura 6.69 - Modos de ruptura, aos 28 dias: (a) MCWSFA20 e (b) MCSFA20.
6.3.2.4 Hibridização do reforço: concretos MCWS e MCWSF
Curvas típicas carga x deslocamento dos concretos com o sistema híbrido de fibras de
aço estão apresentadas nas figuras a seguir. A Figura 6.70 apresenta a curva de
referência (MCWS), as curvas dos concretos reforçados com 2% de fibras de aço de 35
mm (MCWSA20) e as curvas dos concretos reforçados com 1,5% de fibras de aço de 35
mm de comprimento, adicionado 0,5% de fibras de aço de 13mm de comprimento
(MCWSA15+05). Curvas similares produzidas a partir da mistura MCWSF são
apresentadas na Figura 6.71. A Tabela 6.12 apresenta os valores médios de carga,
resistência à tração na flexão e deslocamento referentes à carga de primeira fissura e de
ruptura, obtidos aos 28 e 365 dias de idade.
238
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
28 dias: MCWS
28 dias: MCWSA20
28 dias: MCWSA15+05
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
365 dias: MCWS
365 dias: MCWSA20
365 dias: MCWSA15+05
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
(a) (b)
Figura 6.70 – Curvas carga
x deslocamento dos concretos MCWS, MCWSA20 e
MCWSA15+05.
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
28 dias: MCWSF
28 dias: MCWSFA20
28 dias: MCWSFA15+05
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
012345678
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
365 dias: MCWSF
365 dias: MCWSFA15+05
365 dias: MCWSFA20
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
(a) (b)
Figura 6.71 - Curvas carga
x deslocamento dos concretos MCWSF, MCWSFA20 e
MCWSFA15+05.
239
Tabela 6.12 – Propriedades na flexão dos concretos com hibridização do reforço
fibroso.
Primeira fissura Ruptura
Concretos
Idade
(dias)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_1ªf
– CV
(MPa) - (%)
δ
1ªf
- CV
(mm) – (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
f_Rup
– CV
(MPa) - (%)
δ
Rup
- CV
(mm) – (%)
28 19,3 – 4,6 5,8 – 4,6 0,025 – 16,7 28,4 – 2,8 8,5 – 2,8 0,050 – 17,4
MCWS
365 31,5 – 3,6 9,4 – 3,6 0,038 – 10,4 36,6 – 1,5 11,0 – 1,5 0,055 – 10,8
28 32,2 – 1,7 9,7 – 1,7 0,044 – 16,9 72,9 – 9,0 21,9 – 9,0 0,682 – 21,0
MCWSA20
365 40,0 – 7,9 12,0 – 7,9 0,051 – 16,2 70,3 – 2,8 21,1 – 2,8 0,467 – 33,3
28 34,6 – 8,2 10,4 – 8,2 0,048 – 12,6 68,8 – 6,2 20,7 – 6,2 0,497 – 25,2
MCWSA15+05
365* 38,2 – 1,1 11,5 – 1,1 0,052 – 4,5 67,7 – 0,13 20,3 – 0,13 0,431 – 15,7
28 20,4 – 8,2 6,1 – 8,2 0,028 – 12,0 29,1– 6,6 8,7 – 6,6 0,047 – 4,9
MCWSF
365 28,0 – 6,3 8,4– 6,3 0,033 – 8,2 39,2– 3,1 11,8– 3,1 0,052 – 11,3
28 30,3 – 3,3 9,1 – 3,3 0,047 – 8,1 61,6 – 2,1 18,5– 2,1 0,677 – 10,4
MCWSFA20
365 34,1 – 9,7 10,2– 9,7 0,041 – 7,6 67,7– 14,7 20,3 – 14,7 0,446 – 18,3
28 32,0 – 4,4 9,6 – 4,4 0,049 – 4,4 54,9 – 8,5 16,5 – 8,5 0,537 – 29,1
MCWSFA15+05
365* 40,9 – 0,2 12,3 – 0,2 0,047 – 5,0 72,9 – 11,9 21,9 – 11,9 0,339 – 26,8
A avaliação da hibridização do reforço fibroso pode ser feito através das relações de
resistência à tração na flexão (f
f_concretos
/f
f_MCWS
ou f
f_concretos
/f
f_MCWSF
) e deslocamento
(
δ
concretos
/ δ
MCWS
ou δ
concretos
/ δ
MCWSF
) dos compósitos reforçados com fibras em relação
às matrizes de referência, apresentadas na Figura 6.72 e na Figura 6.73. Os resultados
mostram que os valores de resistência à tração na flexão e as respectivas deflexões dos
concretos reforçados com 2% de fibra e com hibridização do reforço foram alterados
significativamente, quando comparados aos concretos sem fibra. Este comportamento
foi independente da idade, do nível de tensão avaliado e do concreto de referência a
partir do qual os compósitos foram produzidos. Como já dito nos itens anteriores,
observa-se que as maiores alterações ocorreram para a máxima tensão pós-fissuração
onde as fibras exercem importante função. Entretanto, uma análise estatística realizada
entre os concretos fibrosos mostrou que a hibridização do reforço (1,5%, em volume, de
fibras de aço com comprimento igual a 35 mm e 0,5%, em volume, de fibras de aço com
comprimento igual a 13 mm), não acarretou propriedades na flexão (resistência e
deslocamento) significativamente diferentes do concreto reforçado com 2%, em
volume, de fibras de aço com comprimento igual a 35 mm, dada a dispersão nos valores
dos resultados.
240
1ª Fissura Ruptura
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
2,44
2,58
1,79
MCWSA20
MCWSA15+05
Resistência relativa na flexão (f
f_concretos
//f
f_MCWS
)
Idade: 28 dias
1,67
1ª Fissura Ruptura
1,85
1,92
1,22
1,28
Idade: 365 dias
1ª Fissura Ruptura
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
9,94
13,64
1,92
MCWSA20
MCWSA1505
Deslocamento relativo na flexào (δ
concretos
/δ
MCWS
)
Idade: 28 dias
1,76
1ª Fissura Ruptura
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
7,84
8,5
1,37
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.72 – Valores relativos dos compósitos produzidos a partir do concreto MCWS,
com hibridização do reforço fibroso: (a) resistência à tração e (b) deslocamento.
1ª Fissura Ruptura
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
1,90
2,13
1,57
MCWSFA20
MCWSFA15+05
Resistência relativa na flexão (f
f_concretos
/f
f_MCWSF
)
Idade: 28 dias
1,49
1ª Fissura Ruptura
1,86
1,72
1,46
1,21
Idade: 365 dias
1ª Fissura Ruptura
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
11,43
14,40
1,75
MCWSFA20
MCWSFA15+05
Deslocamento relativo na flexão (δ
concretos
/δ
MCWSF
)
Idade: 28 dias
1,68
1ª Fissura Ruptura
6,52
8,58
1,42
1,24
Idade: 365 dias
(a) (b)
Figura 6.73 - Valores relativos dos compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF, com hibridização do reforço fibroso: (a) resistência à tração e (b)
deslocamento.
Na Figura 6.74 e na Figura 6.75 são apresentados gráficos comparativos entre a
evolução dos concretos reforçados com 2% de fibra de fibra de 35 mm de comprimento
e dos concretos com reforço híbrido (fibras 35 mm + fibras 13 mm). Observa-se que nas
duas matrizes utilizadas, não houve diferenças significativas entre a evolução das
propriedades analisadas entre 28 e 365 dias de idade, provocada pela hibridização do
reforço.
241
MCW
S
MCWSA20
MCWSA1505
0
4
8
12
16
20
24
28
+24%
28 dias
365 dias
Resistência à tração na flexão (MPa)
1
a
Fissura
+62%
MCWS
MCWSA20
MCWSA1505
+29%
Ruptura
MCWS
MCW
SA20
M
C
WS
A1
505
0.00
0.02
0.04
0.06
0.08
0.10
28 dias
365 dias
Deslocamento (mm)
1
a
Fissura
+52%
MCWS
M
C
WSA20
MCWS
A1
505
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
Ruptura
(a) (b)
Figura 6.74 – Avaliação da hibridização do reforço fibroso em compósitos produzidos a
partir do concreto MCWS: (a) resistência à tração na flexão e (b) deslocamento.
M
CW
SF
MCWS
F
A2
0
M
CW
S
FA150
5
0
4
8
12
16
20
24
28
+28%
28 dias
365 dias
Resistência à tração na flexão (MPa)
1
a
Fissura
+37%
M
CW
SF
MCWS
F
A2
0
MCW
S
FA150
5
+32%
+35%
Ruptura
MCWSF
MC
WS
F
A20
MC
WS
F
A1505
0.00
0.02
0.04
0.06
0.08
0.10
28 dias
365 dias
Deslocamento (mm)
1
a
Fissura
M
C
WSF
MCWSFA20
MCWSFA1505
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
Ruptura
(a) (b)
Figura 6.75 - Avaliação da hibridização do reforço fibroso em compósitos produzidos a
partir do concreto MCWSF: (a) resistência à tração na flexão e (b) deslocamento.
6.3.2.5 Índices de tenacidade
Os índices de tenacidade (capacidade de absorção de energia) dos concretos reforçados
com macro-fibras de aço, cujas propriedades na flexão foram apresentadas no item
6.3.2, foram determinados através das Normas Belga B15-238, Japonesa JCSE SF4 e
242
ASTM C1018. Os valores apresentados para cada nível de deflexão estipulado referem-
se à média dos corpos de prova ensaiados, tendo cada curva carga
x deslocamento o seu
respectivo valor de carga de primeira fissura. Adicionalmente à apresentação individual
dos índices obtidos por cada norma, também faz-se uma avaliação comparativa entre as
normas adotadas.
6.3.2.5.1 Norma Belga B15-238
Os índices de tenacidade, segundo a norma Belga B15-238, foram calculados para
deslocamentos iguais a 1mm (P1), 2mm (P2), 3mm (P3) e 5mm (P5). A Tabela 6.13
apresenta os valores médios obtidos e seus respectivos coeficientes de variação, nas
idades de 28 e 365 dias. Em virtude da grande quantidade de resultados, a diferença na
capacidade de absorção de energia entre os concretos pode ser melhor visualizada e
avaliada por meio de gráficos de barra apresentados nas figuras a seguir. A Figura 6.76
ilustra os valores médios de tenacidade com as respectivas faixas de dispersão para
compósitos produzidos a partir do concreto MCWS, aos 28 e 365 dias de idade. Para
compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF, estes valores estão ilustrados na
Figura 6.77.
243
Tabela 6.13 - Valores médios de tenacidade - norma Belga B15-238.
Concretos Idade (dias)
P1 – CV
- (%)
P2 – CV
- (%)
P3 – CV
- (%)
P5 – CV
- (%)
28 1,24 – 9,8 0,70 – 23,3 0,46 – 29,8 0,23– 15,7
MCWSA10
365 0,84 – 34,9 0,37 – 4,6 0,20 – 19,2 0,10 – 7,6
28 1,50 – 6,7 1,12 – 12,7 0,80 – 17,7 0,38 – 9,9
MCWSA15
365 2,18 – 11,7 1,34 – 19,1 0,97 – 14,0 0,54 -1,4
28 2,15 – 12,7 1,64 – 9,8 1,23 – 5,0 0,74 – 3,4
MCWSA20
365 1,44 – 20,8 0,94 – 8,3 0,71 – 6,2 0,43 – 2,3
28 1,71 – 29,3 1,2 – 33,8 0,86 – 41,3 0,47 – 16,2
MCWSA15+05
365 1,17 – 4,3 0,58 – 21,2 0,35 – 29,4 0,15 – 7,8
28 2,19 – 8,8 1,65 – 9,0 1,23 – 6,1 0,76 – 8,7
MCWSA25
365 1,85 – 10,0 1,28 – 13,0 0,91 – 15,0 0,50 – 7,4
28 1,01 – 8,6 0,60 –9,8 0,46 – 19,5 0,28 – 5,7
MCWSFA10
365 1,21 – 10,5 0,71 – 19,3 0,46 – 20,0 0,25 – 7,0
28 1,8 – 7,0 0,97 – 14,3 0,67 – 15,8 0,36 – 6,6
MCWSFA15
365 1,5 – 4,4 0,78 – 17,7 0,46 – 12,6 0,19 – 2,6
28 1,78 – 10,2 1,10 – 25,6 0,74 – 38,5 0,38 – 13,9
MCWSFA20
365 1,31 – 32,9 0,77 – 44,7 0,47 – 57,6 0,27 – 9,1
28 1,43 – 10,7 0,85 – 22,0 0,58 – 27,1 0,34 – 7,5
MCWSFA15+05
365 1,02 – 41,2 0,53 – 57,4 0,31 – 57,2 0,15 – 21,2
28 2,28 – 3,9 1,84 – 10,3 1,50 – 9,6 0,92 – 8,2
MCWSFA25
365 2,10 – 9,6 1,58 – 12,1 1,10 – 21,0 0,62 – 7,0
28 2,77 – 12,7 2,10 – 16,7 1,64 – 18,9 0,91 – 6,6
MCSFA20
365 2,30 – 3,9 1,70 – 15,9 1,22 – 15,1 0,66 – 5,4
1235
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA15+05
MCWSA25
Índices de tenacidade_norma Belga
Deslocamentos (mm)
Idade: 28 dias
1235
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Idade: 365 dias
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA15+05
MCWSA25
Índices de tenacidade_norma Belga
Deslocamentos (mm)
Figura 6.76 - Índices de tenacidade, segundo a norma Belga, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWS, aos 28 e 365 dias de idade.
Os índices adimensionais obtidos segundo a norma Belga permitem a obtenção do
formato das curvas. Com base nos valores individuais de cada concreto, a Figura 6.76
indica um comportamento de amolecimento, a partir de 1 mm de deslocamento, tanto
aos 28 dias como aos 365 dias de idade, para todos os concretos avaliados. Entretanto,
observa-se que, aos 28 dias, os concretos reforçados com 2% e 2,5% de fibras
244
apresentaram maior capacidade de elevação de carga pós primeira fissura quando
comparados aos demais, mantendo-a acima deste valor até um nível de deslocamento
igual a 3 mm. Além disso, a relação entre índices Pn/P1, onde n corresponde aos níveis
de deslocamento 2, 3 e 5 mm, também mostra que os concretos reforçados com 2% e
2,5% de fibras apresentaram amolecimento mais suave após 1 mm de deslocamento, em
relação aos demais concretos. Para um deslocamento de 2 mm, relações iguais a 0,76 e
0,75 foram obtidas para os concretos reforçados com 2 e 2,5% de fibras de aço,
respectivamente. Estas relações foram iguais a 0,57 e 0,56, para deslocamento de 3 mm,
e 0,34 e 0,35 para deslocamento de 5 mm. Para os demais concretos, a relação dada por
Pn/P1 encontrou-se na faixa de 0,56 a 0,75; 0,37 a 0,50 e 0,18 a 0,25 para
deslocamentos de 2, 3 e 5 mm, respectivamente. Os resultados de resistência à tração na
flexão apresentados no item 7.3.2.2-a também mostraram que o melhor comportamento
foi obtido para os concretos reforçados com 2% e 2,5% de fibras, não possuindo
diferença significativa entre eles.
Assim como observado na idade de 28 dias, os valores individuais dos índices de
tenacidade para cada concreto, aos 365 dias, também mostram um comportamento de
amolecimento após 1 mm de deslocamento. No que se refere à capacidade de
sustentação da carga acima do valor referente à primeira fissura, maiores valores foram
observados para os concretos reforçados com 1,5% e 2,5% de fibras, referente a um
deslocamento de 1mm. Contudo, este parâmetro não indica com precisão o concreto
com melhor capacidade de absorção de energia, uma vez que a relação entre índices
Pn/P1 não considera a tensão de ruptura. Tomando dois exemplos de concretos com
diferentes tensões de ruptura e curvas de amolecimento na região pós-fissuração: um
destes concretos pode apresentar um valor alto para a relação Pn/P1, porém uma baixa
resistência de ruptura enquanto que o outro concreto pode apresentar um valor baixo
para a relação Pn/P1, com uma resistência maior que o primeiro concreto. Ambos
podem ter a mesma capacidade de absorção de energia.
Portanto, os índices de tenacidade obtidos segundo a norma Belga fornecem o formato
da curva (amolecimento ou endurecimento), indicando a capacidade de elevação da
resistência à tração pós primeira fissura proporcionado pela adição do reforço fibroso. A
fim de constatar o compósito com melhor comportamento pós-fissuração, levando-se
em consideração a carga de ruptura do material, os índices de tenacidade, segundo a
norma japonesa, complementarão esta análise.
245
Com relação à hibridização, observa-se que para as duas matrizes, e para todos os
deslocamentos avaliados, o reforço híbrido (1,5% +0,5%) forneceu valores inferiores de
índices de tenacidade, quando comparados ao reforço com apenas um tipo de fibra (2%,
com fibras de 35 mm de comprimento).
1235
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA15+05
MCWSFA25
Índices de tenacidade_norma Belga
Deslocamentos (mm)
Idade: 28 dias
1235
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Idade: 365 dias
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA15+05
MCWSFA25
Índices de tenacidade_norma Belga
Deslocamentos (mm)
Figura 6.77 – Índices de tenacidade, segundo a norma Belga, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWSF, aos 28 e 365 dias de idade.
Como observado na análise anterior, os compósitos produzidos a partir do concreto
MCWSF também apresentam um comportamento de amolecimento para níveis de
deflexão superiores a 1 mm. Com relação à capacidade de elevação da carga pós
primeira fissura, a Figura 6.77 mostra que, aos 28 dias, maiores valores foram
alcançados pelo concreto reforçado com 2,5% de fibras, mantendo-a acima deste nível
até deslocamento igual a 3 mm. Da análise realizada no item item 6.3.2.2, observou-se
que os valores de resistência à tração na ruptura entre os compósitos reforçados com 2%
e 2,5% foram similares. Através da relação entre índices Pn/P1 destes compósitos
constata-se o papel dominante da fibra na região pós-fissuração, onde o compósito
reforçado com 2,5% apresentou uma inclinação mais suave da curva carga
x
deslocamento pós ruptura, com valores de Pn/P1 iguais a 0,81, 0,66 e 0,40 para n igual a
2, 3 e 5, respectivamente. Para o compósito reforçado com 2,0%, as relacoes obtidos
foram de 0,62, 0,42 e 0,21. Comportamento similar foi observado para a idade de 365
dias, onde maior elevação de carga pós primeira fissura e maiores relações entre os
índices Pn/P1 foram obtidos para o concreto reforçado com 2,5% de fibras.
246
6.3.2.5.2 Norma Japonesa JCSE-SF4
Os índices de tenacidade calculados através da norma japonesa JCSE-SF4 (1983) estão
apresentados na Tabela 6.14 e foram calculados para deslocamentos iguais a 1 mm
(FT300), 2 mm (FT250), 3 mm (FT100) e 5 mm (FT60). Os índices de tenacidade e
seus respectivos coeficientes de variação apresentados referem-se à média dos corpos de
prova ensaiados, nas idades de 28 e 365 dias de idade. Para facilitar a análise dos dados,
gráficos de barras com os resultados dos compósitos produzidos a partir dos concretos
MCWS e MCWSF estão, respectivamente, apresentados na Figura 6.78 e na Figura
6.79.
Tabela 6.14 - Valores médios de tenacidade - norma japonesa JCSE SF4.
Misturas
Idade
(dias)
FT300 – CV
MPa %
FT150 – CV
MPa %
FT100 – CV
MPa %
FT60 – CV
MPa %
28 11,82 – 9,3 9,52 – 10,6 7,79 – 11,1 5,73 – 15,3
MCWSA10
365 13,0 – 14,7 9,44 – 19,2 7,21 – 16,2 4,93 – 13,6
28 14,9 – 5,7 13,40 – 0,7 11,81 – 3,6 9,10 – 7,7
MCWSA15
365 18,60 – 16,3 16,92 – 16,8 14,62 – 17,8 11,36 – 15,9
28 19,09 – 7,9 18,58 – 8,4 17,00 – 7,9 13,91 – 5,4
MCWSA20
365 18,30 – 5,2 16,14 – 6,0 14,06 – 4,3 11,04 – 1,9
28 18,05 – 9,0 16,33 – 15,3 14,33 – 18,6 11,20 – 21,8
MCWSA15+05
365 16,66 – 1,6 13,18 – 4,3 10,54 – 7,8 7,42 – 11,0
28 19,36 – 5,9 18,61 – 6,7 16,83 – 6,5 13,58 – 5,8
MCWSA25
365 20,12 – 4,8 18,55 – 9,8 16,37 – 11,9 12,79 – 12,4
28 10,25 – 8,3 8,34 – 5,7 6,95 – 6,2 5,33 – 9,6
MCWSFA10
365 14,60 – 10,2 12,47 – 7,2 10,37 – 7,7 7,70 – 9,7
28 16,11 – 3,8 14,0 – 1,5 11,74 – 2,3 8,75 – 5,2
MCWSFA15
365 17,27 – 9,2 13,63 – 13,5 11,00 – 14,7 7,74 – 15,8
28 16,0 – 1,6 14,40 – 7,3 12,30 – 12,1 9,32 – 17,6
MCWSFA20
365 17,01 – 17,0 13,53 – 22,9 11,01 – 26,4 9,1 – 17,8
28 14,54 – 8,1 12,62 – 6,0 10,62 – 6,2 8,1 – 8,2
MCWSFA15+05
365 16,78 – 20,2 12,95 – 31,4 10,30 – 35,8 7,22 – 39,6
28 17,90 – 8,5 17,60 – 3,0 16,40 – 3,4 13,8 – 5,7
MCWSFA25
365 21,16 – 26,7 20,44 – 30,0 18,50 – 32,9 14,65 – 31,2
28 16,6 – 7,9 15,97 – 11,3 14,6 – 13,4 11,86 – 15,0
MCSFA20
365 19,16 – 1,3 18,08 – 5,0 16,15 – 8,4 12,77 – 9,8
247
FT300 FT150 FT100 FT60
0
5
10
15
20
25
30
(5 mm)
(3 mm)(2 mm)
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA15+05
MCWSA25
Índices de tenacidade (MPa)_Norma Japonesa
Deslocamentos (mm)
Idade: 28 dias
(1 mm)
FT300 FT150 FT100 FT60
0
5
10
15
20
25
30
(5 mm)
(3 mm)
(2 mm)(1 mm)
Idade: 365 dias
Índices de tenacidade (MPa)_Norma Japonesa
Deslocamentos (mm)
Figura 6.78 - Índices de tenacidade, segundo a norma Japonesa, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWS, aos 28 e 365 dias de idade.
Através desta norma determina-se a capacidade de absorção de energia considerando a
área sob a curva carga x deslocamento até uma deflexão determinada. Com estes
valores, determinam-se os fatores de tenacidade à flexão (ou resistência à flexão
equivalente), que indicam a resistência residual equivalente pós-fissuração do concreto
quando ainda sob cargas a uma deflexão determinada (BANTHIA e TROTTIER, 1995).
Os valores apresentados na Tabela 6.14 e ilustrados na Figura 6.78 mostram que, aos 28
dias, para cada nível de deflexão avaliado, maiores índices foram obtidos para os
concretos reforçados com 2,0% e 2,5% de fibras de aço, não apresentando variação
significativa entre si. Aos 365 dias, os concretos reforçados com 1,5%, 2,0% e 2,5% de
fibras apresentaram capacidade de suporte de carga similar entre si, uma vez que o
coeficiente de variação destes concretos se superpõem.
Para os compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF, a Figura 6.79 mostra que,
aos 28 dias, com exceção do nível de deflexão igual a 1 mm, o concreto reforçado com
2,5%, em volume, de fibras, apresentou maior capacidade de suporte de cargas durante
sua deformação. Na sequência do melhor comportamento, encontram-se os concretos
reforçados com 1,5% e 2,0% de fibras, cujos valores não apresentaram variação
significativa entre si. Aos 365 dias, desconsiderando o desvio padrão, maior índice de
tenacidade foi obtido para o concreto reforçado com 2,5% de fibras. Entretanto, seu alto
coeficiente de variação (26% a 31% - Tabela 6.14) causou similaridade entre os índices
de tenacidade deste compósito com os concretos reforçados com 1,5% e 2,0% até uma
deflexão de 3 mm.
248
FT300 FT150 FT100 FT60
0
5
10
15
20
25
30
(5 mm)
(3 mm)
(2 mm)
(1 mm)
Idade: 28 dias
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA15+05
MCWSFA25
Índices de tenacidade (MPa)_Norma Japonesa
Deslocamentos (mm)
FT300 FT150 FT100 FT60
0
5
10
15
20
25
30
(5 mm)
(3 mm)
(2 mm)(1 mm)
Idade: 365 dias
Índices de tenacidade (MPa)_Norma Japonesa
Deslocamentos (mm)
Figura 6.79 - Índices de tenacidade, segundo a norma Japonesa, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWSF, aos 28 e 365 dias de idade.
6.3.2.5.3 Norma ASTM C1018
Os índices de tenacidade obtidos segundo a ASTM C1018 indicam a capacidade de
absorção de energia do concreto e seu comportamento (endurecimento ou
amolecimento) nos níveis de deflexão determinados. Assim como nos itens anteriores,
os índices de tenacidade e seus respectivos coeficientes de variação apresentados
referem-se à média dos corpos de prova ensaiados, nas idades de 28 e 365 dias de idade.
Os resultados individuais de cada concreto estão apresentados na Tabela 6.15 e
ilustrados na Figura 6.80 (para os compósitos produzidos a partir do concreto MCWS) e
na Figura 6.81 (para os compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF). Linhas
divisórias traçados nos gráficos de barras das figuras representam o limite a partir do
qual o concreto apresenta comportamento de endurecimento.
249
Tabela 6.15 - Valores médios de tenacidade - ASTM C1018.
Misturas Idade (dias) I5 I10 I20 I30 I50 I100 I150 I200
28 6,44 –1,8 14,15 – 1,9 30,51 – 4,1 47,00 – 3,1 78,05 – 2,9 130,50 – 8,9 164,80 – 14,6 190,22 – 17,9
MCWSA10
365 5,77 – 7,9 12,90 – 8,0 28,51 – 7,1 42,41 - 6,4 61,14 – 9,7 84,50 – 9,0 95,70 – 4,5 103,50 – 2,9
28 6,53 – 2,4 15,10 – 3,5 33,87 – 5,6 51,81 – 6,6 83,20 – 7,1 146,62 – 1,4 191,79 – 4,0 222,60 – 6,4
MCWSA15
365 6,86 – 5,4 16,30 – 7,7 37,65 – 9,9 60,33 – 11,5 105,06 – 11,7 187,15 – 13,3 241,17 – 14,4 280,83 – 13,7
28 6,03 – 4,9 14,06 – 5,6 32,48 – 5,6 52,00 – 5,6 91,43 – 6,0 173,17 – 7,5 234,25 – 8,1 280,62 – 8,3
MCWSA20
365 6,0 – 2,8 13,60 – 3,4 29,88 – 6,6 45,45 – 11,0 72,83 – 16,3 121,30 – 16,7 154,15 – 16,9 194,05 – 1,5
28 6,72 – 6,7 15,54 – 8,0 34,95 – 9,9 53,87 – 13,0 87,78 – 19,3 151,41 – 26,9 194,00 – 31,3 223,64 – 33,8
MCWSA15+05
365 5,95 – 1,6 13,46 – 0,8 30,00 – 0,2 44,22 – 1,2 65,76 – 0,8 95,95 – 3,9 111,43 – 6,6 119,89 – 7,5
28 6,59 – 3,1 15,52 – 3,8 36,23 – 3,4 58,73 – 4,8 101,37 – 6,9 188,98 – 9,9 252,40 – 11,0 297,66 – 12,0
MCWSA25
365 6,31 – 1,3 14,48 – 1,4 33,50 – 1,3 53,20 – 1,6 88,47 – 5,2 154,00 – 9,7 196,07 – 12,9 224,92 – 16,0
28 5,57 – 1,3 11,45 – 0,6 24,60 – 1,8 38,28 – 2,6 61,00 – 2,2 97,73 – 0,5 121,67 – 1,00 139,98 – 2,9
MCWSFA10
365 5,60 – 0,3 12,07 – 2,4 25,94 – 5,0 39,88 – 8,0 63,45 – 8,0 103,25 – 9,1 127,65 – 13,3 144,40 – 15,3
28 6,18 – 1,6 14,15 – 1,8 32,36 – 3,6 51,25 – 4,2 87,35 – 6,7 151,09 – 8,4 188,50 – 6,0 214,16 – 5,2
MCWSFA15
365 6,68 – 6,9 15,50 – 8,6 34,77 – 7,7 54,82 – 8,0 90,37 – 9,8 144,28 – 7,6 173,96 – 7,3 192,83 – 7,9
28 5,80 – 5,2 13,37 – 7,6 30,73 – 8,6 49,56 – 8,6 83,90 – 8,7 142,17 – 12,7 177,65 – 16,5 201,20 – 18,8
MCWSFA20
365 6,68 – 6,0 15,14 – 7,9 34,06 – 11,5 52,67 – 15,7 82,88 – 23,0 130,98 – 30,7 160,00 – 35,6 217,60 – 12,3
28 5,84 – 3,9 13,09 – 5,5 28,90 – 8,8 44,70 – 10,8 72,26 – 11,4 117,28 – 10,6 144,17 – 10,9 163,75 – 11,7
MCWSFA15+05
365 6,00 – 1,5 13,58 – 4,6 29,57 – 11,0 42,63 – 15,5 62,62 – 22,6 91,82 – 31,9 106,80 – 34,9 116,24 – 36,8
28 6,48 – 3,0 15,38 – 3,3 36,04 – 4,4 58,35 – 5,2 102,44 – 5,8 197,44 – 4,1 272,73 – 3,0 331,87 – 2,2
MCWSFA25
365 6,59 – 0,3 15,63 – 0,9 36,20 – 1,2 57,84 – 3,0 97,51 – 3,9 174,6 222,34 – 2,9 255,22 – 0,8
28 6,93 – 1,3 17,31 – 2,4 42,87 – 4,2 72,02 – 5,5 130,22 – 7,6 252,02 – 11,2 347,10 – 13,3 421,75 – 14,6
MCSFA20
365 7,10 – 0,6 17,16 – 0,8 40,84 – 2,4 66,33 – 3,0 114,91 – 1,4 212,46 – 3,3 280,87 – 5,4 329,88 – 5,8
250
I5 I10 I20 I30
0
10
20
30
40
50
60
70
80
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA15+05
MCWSA25
Índices de tenacidade_norma ASTM
Idade: 28 dias
I50 I100 I150 I200
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Idade: 28 dias
Índices de tenacidade_norma ASTM
(a)
I5 I10 I20 I30
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Idade: 365 dias
MCWSA10
MCWSA15
MCWSA20
MCWSA15+05
MCWSA25
Índices de tenacidade_norma ASTM
I50 I100 I150 I200
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Idade: 365 dias
Índices de tenacidade_norma ASTM
(b)
Figura 6.80 - Índices de tenacidade, segundo a norma ASTM C1018, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWS: (a) 28 dias e (b) 365 dias de idade.
Os resultados mostram que, aos 28 dias, com exceção dos resultados obtidos para o
índice I200, todos os compósitos produzidos a partir do concreto MCWS apresentaram
características de endurecimento para todos os demais índices avaliados. Na idade de
365 dias, este comportamento foi observado até o índice I50. A partir daí, a
característica de endurecimento foi mais pronunciada para os concretos reforçados com
1,5% e 2,5% de fibras.
Com relação aos compósitos produzidos a partir do concreto MCWSF (Figura 6.81),
aoss 28 dias, a característica de endurecimento foi observada até o índice I100 para
todos os concretos, mantendo este comportamento nos demais níveis somente para os
concretos reforçados com 1,5%, 2,0% e 2,5% de fibras. Aos 365 dias, o comportamento
de endurecimento foi observado até o índice I50.
251
Apesar de ser um índice padrão e largamente utilizado na avaliação da capacidade de
absorção de energia do concreto, existem discussões e controvérsias quanto ao seu uso,
uma vez que é baseado na deflexão de primeira fissura do material, cujo valor depende
do julgamento do usuário, podendo não ser definido com precisão e clareza.
I5 I10 I20 I30
0
10
20
30
40
50
60
70
80
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA15+05
MCWSFA25
Índices de tenacidade_norma ASTM
Idade: 28 dias
I50 I100I150I200
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Idade: 28 dias
Índices de tenacidade_norma ASTM
(a)
I5 I10 I20 I30
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Idade: 365 dias MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
MCWSFA15+05
MCWSFA25
Índices de tenacidade_norma ASTM
I50 I100 I150 I200
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Idade: 365 dias
Índices de tenacidade_norma ASTM
(b)
Figura 6.81 - Índices de tenacidade, segundo a norma ASTM C1018, para compósitos
produzidos a partir do concreto MCWSF: (a) 28 dias e (b) 365 dias de idade.
6.4 Resumo do capítulo 6
o Compressão
A influência da volastonita nas propriedades à compressão dos concretos foi avaliada
através dos resultados obtidos para os concretos MCSF e MCWSF. Os resultados
mostraram que a utilização deste material proporcionou acréscimos nos valores de
resistência à compressão, deformação axial de pico e módulo de elasticidade,
independente da idade analisada. Além disso, este comportamento foi observado
252
também para os níveis de tensão estudados. Além disso, a volastonita proporcionou a
elevação do tramo linear dos concretos e a resistência referente à coalescência das
fissuras. Em relação à evolução das propriedades mecânicas na compressão, não
observou-se uma tendência de maiores incrementos entre o concreto com ou sem a
volastonita. Quando avalia-se a influência da volastonita em concretos já reforçados
com fibras de aço, observa-se que, ainda assim, os valores de resistência à compressão
são fortemente incrementados pela utilização desse material, assim como o módulo de
elasticidade do concreto.
A utilização de fibras de aço no concreto MCWS acarretou incrementos na resistência à
compressão do concreto, cujo melhor desempenho, aos 28 e 365 dias de idade, foi
obtido para o compósito reforçado com 2%, em volume, de fibras de aço. Para valores
de deformação axial de pico, os incrementos observados foram dependentes do nível de
tensão avaliado, não apresentando, portanto, uma tendência com a fração volumétrica
utilizada. O módulo de elasticidade foi menos afetada pela fibra, isto porque a região
utilizada na determinação de tal propriedade é dominada pela matriz.
Além das alterações citadas acima, as fibras proporcionaram aumento no tramo linear
da curva tensão x deformação e redução da tensão referente à coalescência de fissuras.
Comportamento similar foi observado para os compósitos produzidos a partir da mistura
MCWSF. Os resultados de resistência de ruptura na compressão mostram que aos 28
dias, os compósitos produzidos a partir da matriz MCWS apresentam melhor
desempenho mecânico. Porém, aos 365 dias, os compósitos produzidos a partir da
matriz MCWSF apresentaram valores de resistência de ruptura igual ou superior aos
valores encontrados para os compósitos produzidos a partir da matriz MCWS.
A presença das fibras proporcionou alteração no modo de ruptura dos concretos, sendo
caracterizado pela elevada deformabilidade dos concretos.
Com relação a influência da hibridização do reforço fibroso na compressão, os
resultados mostraram que a substituição de 0,5% de fibras longas de 35 mm por fibras
curtas de 13 mm não foi capaz de promover alterações significativas nas propriedades
mecânicas à compressão dos compósitos.
Os resultados de tenacidade na compressão mostraram que a capacidade de absorção de
energia é dependente da matriz e da idade analisada, não havendo uma tendência com a
fração volumétrica. Porém, estes resultados mostram que as fibras possibilitaram uma
253
elevada capacidade de manutenção de carga pós-fissuração, o que é benéfico para
concretos de alto desempenho.
o Flexão
A análise da influência da volastonita em concretos submetidos a esforços de tração na
flexão também foram avaliados através dos concretos MCSF e MCWSF. Os resultados
mostraram que a volastonita acarretou acréscimos significativos nos valores de
resistência à tração na flexão. No que se refere aos valores de deslocamento, estes não
foram alterados pela presença da volastonita. Como este material é um micro-reforço, o
modo de ruptura das amostras não foi alterado pela sua presença.
A avaliação da influência da volastonita em concretos contendo fibras de aço como
reforço mostrou que, para deslocamentos referente à primeira fissura, a volastonita
proporcionou incrementos nos valores de resistência à tração na flexão. Para cargas de
ruptura, a diferença entre os valores de resistência à tração na flexão dos concretos
reforçados com fibras, contendo ou não volastonita, não foram considerados
significativos.
A utilização de fibras de aço no concreto MCWS também acarretou incrementos na
resistência à tração na flexão dos concretos, cujo melhor desempenho foi observado
para o compósito reforçado com 2%, em volume, de fibras de aço, aos 28 e 365 dias de
idade. No que se refere aos valores de deslocamento, as alterações proporcionadas pelas
fibras foram mais expressivas para deslocamentos referentes à carga de ruptura.
Comportamento similar foi observado para os compósitos reforçados com fibras de aço
produzidos a partir da matriz MCWSF, onde os maiores incrementos nos valores de
resistência à tração na flexão e deslocamentos foram observados para cargas de ruptura.
A hibridização do reforço fibroso nos concretos submetidos a esforços de tração na
flexão não foram considerados significativamente diferentes em relação ao compósito
reforçado com um único tipo de fibra (2% de fibras de 35 mm de comprimento).
O modo de ruptura na tração dos concretos é alterado pela presença das fibras, sendo
caracterizado pela restrição à uma ruptura frágil, como ocorre com as matrizes sem fibra
que, no presente estudo, se caracterizou pela localização de uma única fissura.
O estudo da capacidade de absorção de energia dos concretos auxiliou na verificação
das particularidades de cada norma avaliada, com relação à concepção adotada para a
determinação da tenacidade, bem como alguns parâmetros utilizados por cada norma e
254
que têm sido criticados, conforme destacado por FIGUEIREDO (2000). Os índices de
tenacidade segundo a norma belga indicam o formato da curva pós-fissuração enquanto
que os índices de tenacidade calculados pela norma ASTM indicam o comportamento
de endurecimento ou amolecimento do concreto, entretanto, consideram a carga de
primeira fissura na sua determinação. Os índices de tenacidade calculados segundo a
norma japonesa indicam a carga necessária suportada por um material ao atingir
determinadas deformações. Porém, uma das limitações deste índice encontra-se no fato
de não diferenciar concretos com diferentes módulos de elasticidade. Em vista destas
constatações, não é apropriado uma análise comparativa entre índices, mas sim uma
análise individual.
Os valores de índices de tenacidade obtidos mostraram que, na maioria das análises, aos
28 dias de idade, os compósitos produzidos a partir do concreto com sílica ativa, em
substituição parcial ao cimento, reforçados com 2% e 2,5% de fibras apresentaram
comportamento superior aos demais compósitos reforçados com fibras. Para os
compósitos produzidos a partir do concreto com sílica ativa e cinza volante, em
substituição parcial ao cimento, o melhor comportamento foi obtido para o compósito
reforçado com 2,5% de fibras.
255
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
7
7
.
.
Comportamento mecânico dos concretos:
tração direta e cisalhamento
7.1 Introdução
Este capítulo trata da apresentação e análise de resultados dos concretos submetidos a
esforços de tração direta e cisalhamento. A matriz de concreto avaliada foi definida em
função dos resultados reológicos e mecânicos. Decidiu-se por analisar as propriedades
de tração direta e cisalhamento no concreto constituído de sílica ativa e cinza volante,
em substituição parcial ao cimento (MCWSF) por este concreto apresentar maior valor
de abatimento e espalhamento, menor tensão cisalhante e menor teor de
superplastificante em relação ao concreto MCWS. A caracterização do concreto
MCWSF, ainda no estado fresco, permitiu enquadrá-lo como auto-adensável. Esta
condição favoreceu a incorporação de altas frações volumétricas de fibras de aço,
obtendo compósitos com boa trabalhabilidade e valores de tempo de VeBe
relativamente baixos.
Em termos de resistência, quando submetidos a esforços de tração na flexão, o valor
obtido para este concreto, aos 28 dias, foi próximo ao valor observado pela outra matriz
produzida (concreto MCWS), cuja diferença foi inferior a 2,5%. Na compressão, a
diferença entre eles foi cerca de 15%, porém essa diferença diminuiu com o tempo
devido às reações pozolânicas. Aos 365 dias, esta diferença é inferior a 7%. Além destes
fatores, do ponto de vista térmico, a utilização de concretos com adições minerais, em
substituição parcial ao cimento, é benéfico na redução da elevação de temperatura do
256
concreto, uma vez que o clínquer do cimento é o maior responsável pela liberação de
calor durante a hidratação do cimento, conforme será discutido no Capítulo 8.
Ao concreto selecionado, foi adicionado 1%, 1,5% e 2%, em volume, de fibras de aço
para avaliação da influência do reforço fibroso nas propriedades de tração direta e
cisalhamento. O limite de 2% no teor de fibra utilizado foi definido em função dos
comportamentos reológicos e mecânicos, apresentados anteriormente.
7.2 Comportamento sob tração direta
O comportamento sob tração direta do concreto de referência (MCWSF) e os
respectivos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, em volume, de fibras de aço,
foi avaliado em amostras cilíndricas e prismáticas. Todos os testes foram realizados sob
condições fixas, sem a possibilidade de rotação da amostra durante o ensaio,
principalmente na região pós-fissuração, conforme descrito no item 4.4.3. As curvas são
apresentadas segundo duas regiões distintas. A primeira região corresponde às curvas
tensão
x deformação até a primeira fissura, no qual é calculado o módulo de
elasticidade. A segunda região, existente somente para os concretos reforçados com
fibras, corresponde às curvas tensão
x abertura de fissura.
O comportamento sob tração direta foi avaliado na idade de 28 dias. Para cada concreto,
foram utilizados seis corpos de prova na avaliação de tal propriedade. Entretanto, por
problemas ocorridos durante a execução do ensaio, alguns resultados precisaram ser
descartados. O número de corpos de prova efetivamente utilizados na análise dos
resultados será informado no decorrer do texto. Para facilitar a visualização dos
resultados, as curvas típicas de cada concreto são apresentadas individualmente. Como
o número de amostras ensaiadas variou de mistura para mistura, a análise de dados não
foi realizada segundo o teste estatístico, Teste de Hipóteses, e sim com base nos valores
de coeficiente de variação.
A capacidade de absorção de energia dos compósitos foi calculada pela área sob a curva
tensão
x abertura de fissura, corresponde à região pós-fissuração, até um determinado
deslocamento, conforme proposto por BARRAGÁN
et al. (2003). Neste trabalho, o
deslocamento adotado foi 2,5 mm, uma vez que alguns ensaios foram conduzidos até
esse deslocamento. Além disso, este deslocamento adotado foi um valor representativo,
que compreendeu a maior parcela referente à capacidade de absorção de energia.
257
7.2.1 Corpos de prova cilíndricos
Curvas típicas tensão x deformação, na região pré-fissuração, do concreto de referência
MCWSF e respectivos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, de fibras de aço
estão apresentadas na Figura 7.1. Na região pós-fissuração, curvas típicas tensão
x
abertura de fissura são apresentadas para os concretos reforçados com fibras. A Tabela
7.1 apresenta os valores médios e coeficiente de variação (CV) de carga e resistência à
tração direta (f
t
), referentes à tensão de ruptura e máxima tensão pós-fissuração. Além
disso, também são apresentados os valores de deformação de ruptura na tração (
ε
t
) e
módulo de elasticidade na tração (E
t
), dos ensaios realizados em amostras cilíndricas.
Os valores apresentados para os concretos MCWSF e MCWSFA20 referem-se à média
de três corpos de prova. E os valores apresentados para os concretos MCWSFA10 e
MCWSFA15 referem-se à média de quatro e cinco corpos de prova, respectivamente.
258
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
MCWSF
0123456
Abertura de fissura
(mm)
0110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA10
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA15
0110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA20
Figura 7.1 – Comportamento sob tração direta de amostras cilíndricas dos concretos
reforçados com 0%, 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço.
Tabela 7.1 – Propriedades na tração direta das amostras cilíndricas.
Ruptura Máxima pós-ruptura
Concretos
Carga – CV
(kN) - (%)
f
t
– CV
(MPa) - (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
t
– CV
(MPa) - (%)
ε
t
- CV
(με) – (%)
E
t
- CV
(GPa) – (%)
MCWSF 21,21 – 9,21 4,75 – 9,40 - - 181,50 – 10,50 29,30 – 3,00
MCWSFA10 18,51 – 9,24 4,12 – 7,70 8,20 – 22,5 1,83 – 23,4 146,00 – 5,36 29,60 – 4,90
MCWSFA15 21,92 – 5,54 4,93 – 5,10 7,15 – 17,4 1,61 – 16,9 177,21 – 8,04 33,10 – 6,96
MCWSFA20 15,54 – 7,62 4,03– 5,72 9,47 – 36,2 2,15 – 37,4 177,80 – 8,5 28,20 – 9,90
Considerando os valores de coeficiente de variação para cada concreto, a Figura 7.2-a
mostra que a utilização de 1% e 1,5%, em volume, de fibras de aço não causou
alterações nos valores de resistência à tração direta, quando comparados ao valor obtido
para o concreto de referência MCWSF. Somente o concreto reforçado com 2% de fibras
de aço apresentou uma redução de 15% no valor de resistência à tração direta, em
259
comparação com a matriz. No entanto, os resultados deste concreto foram referentes
apenas a três corpos de prova, devido a dificuldades na realização dos ensaios, como por
exemplo, escorregamento das molas no interior dos cilindros que fixam os corpos de
prova. A maior influência da fibra pode ser visualizada pela resistência máxima pós-
fissuração, onde a fibra possui papel dominante, conforme ilustra a Figura 7.2-b. Apesar
dos elevados coeficientes de variação obtidos, pode-se observar que os concretos
reforçados com 2% de fibra possuem uma queda pós-fissuração menos abrupta em
relação aos demais compósitos, com valor médio de resistência máxima pós-fissuração
igual a 2,15 MPa. Para os compósitos reforçados com 1% e 1,5% estes valores foram
iguais a 1,83 MPa e 1,61 MPa, respectivamente.
0.00.51.01.52.0
2
3
4
5
6
Resistência à tração direta (MPa)
Volume de fibra (%)
1.0 1.5 2.0
0
1
2
3
4
Resitência máxima pós-ruptura (MPa)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.2 – Influência do reforço fibroso na resistência à tração direta, em amostras
cilíndricas: (a) resistência de ruptura; (b) resistência máxima pós-ruptura.
Em relação aos valores de deformação de pico, ilustrados na Figura 7.3-a, redução de
19,5% foi observada no valor de deformação para o concreto reforçado com 1% de
fibra. Os concretos reforçados com 1,5% e 2% de fibras não apresentaram alterações
nos seus valores. Por fim, no que se refere ao valores de módulo de elasticidade
ilustrados na Figura 7.3-b, observa-se que somente o concreto reforçado com 1,5% de
fibras apresentou alterações, com um incremento de 13% em relação ao concreto sem
fibra.
260
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
80
120
160
200
240
Deformação (με)
Volume de fibra (%)
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
24
28
32
36
40
Módulo de elasticidade (GPa)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.3 – Influência do reforço fibroso nas propriedades de tração direta em amostras
cilíndricas: (a) deformação e (b) módulo de elasticidade.
Apesar das diferenças encontradas em alguns resultados específicos dos concretos
reforçados com fibras em relação ao concreto de referência, observa-se que, de modo
geral, os concretos fibrosos apresentaram comportamento similar ao concreto de
referência até a primeira fissura (ramo ascendente da curva tensão
x deformação na
tração direta). As diferenças observadas podem ser atribuídas às dificuldades na
condução dos ensaios de tração direta, que apresentam alta complexidade para sua
execução. Conforme já descrito no Capítulo 2, dificuldades e problemas relacionados a
falta de alinhamento das amostras na máquina de ensaio, associados à presença de
pequenos defeitos nas amostras, entre outros, podem ser responsáveis pelas variações
entre os resultados e, consequentemente, pelos altos valores de coeficiente de variação.
BARRAGÁN
et al. (2003) realizaram uma série de testes em amostras cilíndricas sob
tração direta, com variações na altura e na profundidade do entalhe presente nos corpos
de prova, utilizando compósitos de matriz cimentícea com fração volumétrica igual a
0,51% (40 kg/m
3
) foi utilizada. Os resultados obtidos também apresentaram uma grande
dispersão em seus valores, com valores de coeficiente de variação atingindo 26%.
Além disso, não espera-se que a utilização de fibras com frações volumétricas inferiores
a 2%, randomicamente distribuídas, altere de maneira expressiva as propriedades do
concreto quando submetidos a esforços de tração direta, até a primeira fissura, uma vez
que por estarem distribuídas aleatoriamente na massa de concreto, não apresentam uma
orientação preferencial em relação ao carregamento.
261
O principal benefício proporcionado pelas fibras pode ser observado na região pós-
fissuração. Enquanto o concreto de referência possui uma ruptura frágil, sem
manutenção da carga após a ruptura, conforme ilustrado na Figura 7.1-a, os compósitos
reforçados com fibras apresentam uma capacidade de absorção de energia pós-
fissuração com valores de tenacidade variando de 2,16 N/mm a 2,36 N/mm, conforme
apresentado na Tabela 7.2. Estes resultados, ilustrados na Figura 7.4, mostram que,
devido aos elevados valores de coeficiente de variação, não é possível observar
diferença na capacidade de absorção de energia dos concretos com as frações
volumétricas avaliadas. Os altos coeficientes de variação obtidos pelos parâmetros de
tenacidade refletem as variações das curvas no regime pós-fissuração e indicam que esta
dispersão é produzida pela quantidade de fibras que intercepta a fissura. Parâmetros de
tenacidade calculados por BARRAGÁN
et al. (2003), em ensaios realizados em corpos
de prova cilíndricos, mostram coeficientes de variação de até 40%.
Quando a análise no ramo pós-fissuração é feita através da relação entre cargas
(conforme Norma Belga, item 4.4.2.1), o efeito das frações volumétricas de fibras é
mais perceptível. A relação entre cargas é dada pela relação entre a carga do corpo de
prova a deflexões estabelecidas (neste caso, 1mm, 2 mm e 2,5 mm) e a carga de ruptura
(P
n
/P
rup
). Este índice indica o formato da curva pós-ruptura, no que se refere ao
amolecimento do material. Quanto maior é este índice, mais suave é a inclinação da
curva na região pós-fissuração. Observa-se que, considerando os valores médios, o
concreto reforçado com 2% de fibras é o que apresenta menor redução da carga pós-
fissuração, para todos os deslocamentos avaliados.
Tabela 7.2 – Avaliação da tenacidade para os corpos de prova cilíndricos.
Relação entre cargas (Norma Belga)
Concretos
Tenacidade – CV
N/mm - %
P1 – CV
- (%)
P2 – CV
- (%)
P2,5 – CV
- (%)
MCWSF - - - -
MCWSFA10 2,36 – 23,4 0,220 – 31,22 0,130 – 18,41 0,117 – 24,61
MCWSFA15 2,26 – 14,8 0,193 – 20,50 0,108 – 17,08 0,094 – 26,96
MCWSFA20 2,16 – 49,9 0,313 – 31,4 0,165 – 33,60 0,133 – 27,72
262
11,52
0
2
4
6
8
10
Tenacidade (N/mm)
Volume de fibra(%)
11.52
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
Deslocamento = 1 mm
Deslocamento = 2 mm
Deslocamento = 2,5 mm
P
n
/P
Rup
Volume de fibra (%)
Figura 7.4 – Tenacidade dos corpos de prova cilíndricos.
Além das análises apresentadas anteriormente, é possível obter a relação entre o valor
de resistência à tração direta e o valor de resistência à compressão. Comparando o
resultado médio de resistência à tração direta do concreto de referência (f
t
=4,75 MPa),
apresentado na Tabela 7.1, com o resultado médio de resistência à compressão
(f
c
=55,1MPa), apresentado na Tabela 6.3, observa-se que a relação f
t
/f
c
, entre a
resistência à tração e a resistência à compressão, foi igual a 0,086, valor que situa-se
dentro da faixa usualmente admitida para materiais a base de cimento. Segundo
SWADDIWUDHIPONG
et al. (2003), esta relação varia de 0,04 a 0,10.
A Figura 7.5, a Figura 7.6 e a Figura 7.7 ilustram, respectivamente, o modo de ruptura
na seção central para os corpos de prova dos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e
2% de fibras de aço. Conforme classificação apresentada por NAAMAN (2008), o
modo de ruptura destes compósitos o enquadra como um material com comportamento
de transição, entre um material com resposta de endurecimento e um material com
resposta de amolecimento. Nesta análise os compósitos são caracterizados como um
material com comportamento de amolecimento onde a resposta pós-fissuração é dada
por uma queda da tensão, seguido por um ligeiro aumento de tensão, porém com uma
tensão máxima pós-fissuração sempre inferior à tensão de ruptura. O compósito é
caracterizado pela localização de uma única fissura.
263
Figura 7.5 – Modo de ruptura, em amostra cilíndrica, do compósito reforçado com 1%
de fibras de aço.
Figura 7.6 – Modo de ruptura, em amostra cilíndrica, do compósito reforçado com 1,5%
de fibras de aço.
264
Figura 7.7 – Modo de ruptura, em amostra cilíndrica, do compósito reforçado com 2%
de fibras de aço.
7.2.2 Amostras prismáticas
O comportamento sob tração direta de amostras prismáticas foi avaliado segundo
variações na direção de moldagem. As amostras foram moldadas na direção paralela
(horizontal) e perpendicular (vertical) ao plano de vibração para se estudar o efeito de
uma orientação preferencial das fibras ao longo do plano horizontal.
7.2.2.1 Moldagem na direção vertical
A Figura 7.8 apresenta as curvas típicas tensão x deformação, na região pré-fissuração, e
curvas típicas tensão
x abertura de fissura, na região pós-fissuração, para o concreto sem
fibra e para os compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço. Valores
médios e coeficiente de variação (CV) de carga e resistência à tração direta (f
t
),
referentes à tensão de ruptura e máxima tensão pós-fissuração estão apresentados na
Tabela 7.3. Além disso, também são apresentados os valores de deformação de ruptura
na tração (
ε
t
) e módulo de elasticidade na tração (E
t
). Os valores apresentados para os
concretos MCWSF e MCWSFA15 referem-se à média de seis corpos de prova. E os
valores apresentados para os concretos MCWSFA10 e MCWSFA20 referem-se à média
de cinco corpos de prova.
265
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
MCWSF
0123456
Abertura de fissura
(mm)
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA10
(a) (b)
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA15
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA20
(c) (d)
Figura 7.8 – Comportamento sob tração direta das amostras prismáticas (moldagem
vertical) para os concretos reforçados com 0%, 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço.
Tabela 7.3 –Propriedades na tração direta das amostras prismáticas (moldagem vertical).
Ruptura Máxima pós-ruptura
Concretos
Carga – CV
(kN) - (%)
f
t
– CV
(MPa) - (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
t
– CV
(MPa) - (%)
ε
t
- CV
(με) – (%)
E
t
- CV
(GPa) – (%)
MCWSF 16,19 – 7,40 4,56 – 7,00 - - 176,40 – 11,00 29,90 – 4,31
MCWSFA10 15,00 – 9,60 4,24 – 9,51 2,49 – 30,9 0,70 – 29,7 166,01 – 10,30 32,40 – 6,10
MCWSFA15 16,00 – 5,50 4,48– 4,43 3,63 – 56,5 1,02 – 56,3 151,54 – 9,67 34,70 – 3,78
MCWSFA20 14,60 – 11,20 4,10 – 10,0 4,38 – 20,6 1,23 – 20,1 162,70 – 8,15 31,74 – 10,70
A utilização do reforço fibroso não acarretou alterações expressivas nos valores de
resistência à tração direta da matriz (ver Figura 7.9-a). Uma vez que as amostras foram
moldadas na direção vertical (perpendicular ao plano de vibração), a maioria das fibras
não estão orientadas na direção preferencial ao carregamento. Assim, o reforço fibroso
266
não proporcionou melhoramentos nas propriedades sob tração direta dos concretos, na
região pré-fissuração. Entretanto, analisando a região pós-fissuração, através dos valores
de resistência máxima pós-ruptura ilustrada na Figura 7.9-b, é possível notar com mais
clareza a influência da fibra no concreto. A análise dos valores médios mostra um
aumento na capacidade de manutenção da carga pós-fissuração com o aumento da
fração volumétrica.
0.00.51.01.52.0
2
3
4
5
6
Resistência à tração direta (MPa)
Volume de fibra (%)
1.0 1.5 2.0
0
1
2
3
4
Resistência máxima pós-ruptura (MPa)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.9 – Influência do reforço fibroso na resistência à tração direta, em amostras
prismáticas-vertical: (a) resistência de ruptura; (b) resistência máxima pós-ruptura.
Em relação aos valores de deformação na ruptura, estes não foram alterados
significativamente, conforme ilustra a Figura 7.10-a. E, em relação ao módulo de
elasticidade (Figura 7.10-b), somente o concreto reforçado com 1,5% de fibras
apresentou um acréscimo de 16% em seu valor, em relação ao concreto de referência.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
80
120
160
200
240
Deformação (MPa)
Volume de fibra (%)
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
24
28
32
36
40
Módulo de elasticidade (MPa)
Volume de fibra (%)
(a) (c)
Figura 7.10 – Influência do reforço fibroso nas propriedades de tração direta em
amostras prismáticas-vertical: (a) deformação e (b) módulo de elasticidade.
267
Como observado nas amostras cilíndricas, o benefício das fibras na região pós-
fissuração é melhor visualizado através da capacidade de absorção de energia. A Tabela
7.4 apresenta os valores de tenacidade obtidos para os compósitos em avaliação.
Enquanto o concreto de referência, sem reforço fibroso, apresentou ruptura frágil, os
compósitos reforçados com fibras apresentaram capacidade de absorção de energia com
valores de tenacidade variando de 1,15 N/mm a 1,88 N/mm. Apesar do aumento nos
valores de tenacidade com a fração volumétrica utilizada (Figura 7.11-a), os elevados
coeficientes de variação obtidos enquadraram estes compósitos em uma mesma
capacidade de absorção de energia. Entretanto os valores médios de tenacidade e os
valores médios de carga, dada pela Figura 7.11-b, mostram que existe uma tendência de
aumento de capacidade de absorção de energia com o aumento da fração volumétrica.
Como o ensaio de tração direta é de difícil execução, a quantidade de amostras
ensaiadas deve ser grande o suficiente para constatar tais evidências.
Tabela 7.4 – Valores de tenacidade das amostras prismáticas (vertical).
Relação entre cargas (Norma Belga)
Concretos
Tenacidade – CV
N/mm - %
P1 – CV
- (%)
P2 – CV
- (%)
P2,5 – CV
- (%)
MCWSF - - - -
MCWSFA10 1,15 – 33,50 0,130 – 36,4 0,094 – 17,6 0,081 – 12,4
MCWSFA15 1,47 – 48,60 0,128 – 43,9 0,093 – 33,5 0,082 – 30,1
MCWSFA20 1,88 – 26,80 0,196 – 32,8 0,115 – 32,9 0,106 – 32,7
11,52
0
2
4
6
8
10
Tenacidade (N/mm)
Volume de fibra (%)
11.52
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
Deslocamento = 1 mm
Deslocamento = 2 mm
Deslocamento = 2,5 mm
P
n
/P
Rup
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.11 – Capacidade de absorção de energia das amostras prismáticas moldadas na
direção vertical: (a) tenacidade pela área sob a curva
σ x ε e (b) relação entre cargas.
268
A Figura 7.12, a Figura 7.13 e a Figura 7.14 ilustram, respectivamente, o modo de
ruptura na seção central para as amostras prismáticas, moldadas perpendicularmente ao
plano de vibração, dos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço. O
modo de ruptura destes compósitos, segundo a classificação de NAAMAN (2008), é
similar ao modo de ruptura descrito para os corpos de prova cilíndricos. Uma análise
comparativa entre os valores obtidos e as rupturas observadas entre estas amostras
prismáticas e as amostras cilíndricas será apresenta no item 7.2.3.
Figura 7.12 – Modo de ruptura, em amostra prismática (vertical), do compósito
reforçado com 1% de fibras de aço.
269
Figura 7.13 – Modo de ruptura, em amostra prismática (vertical), do compósito
reforçado com 1,5% de fibras de aço.
Figura 7.14 – Modo de ruptura, em amostra prismática (vertical), do compósito
reforçado com 2% de fibras de aço.
7.2.2.2 Moldagem na direção horizontal
Curvas típicas tensão x deformação, na região pré-fissuração, do concreto de referência
MCWSF e respectivos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, de fibras de aço
estão apresentadas na Figura 7.15. Na região pós-fissuração, curvas típicas tensão
x
270
abertura de fissura são apresentadas para os concretos reforçados com fibras. Valores
médios e coeficiente de variação (CV) de carga e resistência à tração direta (f
t
),
referente à tensão de ruptura e máxima tensão pós-ruptura, estão apresentados na Tabela
7.5. Os valores de deformação de ruptura na tração (
ε
t
) e módulo de elasticidade na
tração (E
t
), dos ensaios realizados em amostras prismáticas, também estão apresentados
na mesma tabela. O valor médio apresentado para o concreto MCWSF refere-se à média
de seis corpos de prova. E os valores apresentados para os concretos MCWSFA10,
MCWSFA15 e MCWSFA20 referem-se à média de cinco corpos de prova.
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
MCWSF
0123456
Abertura de fissura
(mm)
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA10
(a) (b)
0 110
Deformação
(με)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA15
0 110
Deformação
(
με
)
0
1
2
3
4
5
6
7
Tensão (MPa)
0123456
Abertura de fissura
(mm)
MCWSFA20
(c) (d)
Figura 7.15 – Comportamento sob tração direta das amostras prismáticas para os
concretos reforçados com 0%, 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço (horizontal) .
271
Tabela 7.5 – Propriedades na tração direta das amostras prismáticas (horizontal).
Ruptura Máxima pós-ruptura
Concretos
Carga – CV
(kN) - (%)
f
t
– CV
(MPa) - (%)
Carga – CV
(kN) - (%)
f
t
– CV
(MPa) - (%)
ε
t
- CV
(με) – (%)
E
t
- CV
(GPa) – (%)
MCWSF 17,20 – 7,30 4,75 – 7,48 - - 167,94 – 5,56 32,07 – 4,53
MCWSFA10 18,35 – 8,10 5,13 – 7,6 14,8 – 17,0 4,1 – 15,8 186,45 – 7,35 31,84 – 6,71
MCWSFA15 18,20 – 9,90 5,06 – 8,04 15,8 – 13,1 4,4 – 11,9 181,86 – 5,37 33,95 – 3,20
MCWSFA20 18,80 – 11,34 5,19 – 10,6 17,4 – 18,0 4,9 – 16,7 214,24 – 4,22 31,18 – 9,02
A Figura 7.16-a mostra que, como era de se esperar, as fibras de aço não interferem no
ramo ascendente da curva tensão
x deformação na tração direta dos concretos, uma vez
que os coeficientes de variação obtidos são superiores a 7%. Por outro lado, a Figura
7.16-a mostra a importante influência da fibra na região pós-fissuração, onde observa-se
que há uma tendência de aproximação do valor de máxima resistência pós-ruptura ao
valor encontrado para a resistência de ruptura, com o aumento da fração volumétrica de
fibras de aço, indicando a capacidade de manutenção de carga proporcionada pelas
fibras em amostras prismáticas moldadas na direção horizontal.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
2
3
4
5
6
Resistência à tração direta (MPa)
Volume de fibra (%)
1.0 1.5 2.0
2
3
4
5
6
Resistência máxima pós-ruptura (MPa)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.16 – Influência do reforço fibroso na resistência à tração direta, em amostras
prismáticas-horizontal: (a) resistência de ruptura; (b) resistência máxima pós-ruptura.
Os valores de módulo de elasticidade não foram afetados pelas utilização das fibras
(Figura 7.17-b), enquanto que o acréscimo observado no valor de deformação, obtida
pelo concreto reforçado com 2% de fibras foi de 28% (Figura 7.17-a).
272
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
80
120
160
200
240
Deformação (με)
Volume de fibra (%)
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
24
28
32
36
40
Módulo de Elasticidade (GPa)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.17 – Influência do reforço fibroso nas propriedades de tração direta em
amostras prismáticas-horizontal: (a) deformação e (b) módulo de elasticidade.
Estes concretos apresentaram uma elevada capacidade de absorção de energia. Os
valores de tenacidade obtidos estão apresentados na Tabela 7.6 e ilustrados na Figura
7.18. Diferentemente dos resultados obtidos para os corpos de prova cilíndricos e das
amostras prismáticas moldadas na direção vertical, os compósitos produzidos em
amostras prismáticas moldadas na direção paralela ao plano de vibração apresentaram
diferença entre seus valores de tenacidade. Atribui-se este melhor comportamento à
disposição das fibras na direção preferencial ao carregamento. Considerando os valores
médios, observa-se um crescimento na tenacidade dos compósitos com o aumento do
reforço fibroso, conforme ilustrado na Figura 7.18-a. Além disso, a relação entre cargas
P
n
/P
Rup
, dada pela Figura 7.18-b, também mostra que o compósito reforçado com a
maior fração volumétrica (2%) apresentou maior capacidade de manutenção de carga
pós-ruptura, possuindo, portanto, maior capacidade de absorção de energia.
Tabela 7.6 – Valores de tenacidade para as amostras prismáticas (horizontal).
Relação entre cargas (Norma Belga)
Concretos
Tenacidade – CV
N/mm - %
P1 – CV
- (%)
P2 – CV
- (%)
P2,5 – CV
- (%)
MCWSF - - - -
MCWSFA10 4,05 – 27,40 0,325 – 37,4 0,149 – 29,2 0,120 – 24,3
MCWSFA15 5,72 – 33,50 0,567 – 25,3 0,243 – 47,7 0,193 – 46,8
MCWSFA20 7,92 – 21,90 0,673 – 16,3 0,418 – 29,6 0,327 – 30,2
273
11,52
0
2
4
6
8
10
Tenacidade (N/mm)
Volume de fibra (%)
11.52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
Deslocamento = 1 mm
Deslocamento = 2 mm
Deslocamento = 2,5 mm
P
n
/P
Rup
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.18 – Capacidade de absorção de energia das amostras prismáticas moldadas na
direção horizontal: (a) tenacidade pela área sob a curva
σ x ε e (b) relação entre cargas.
Com os valores de resistência à tração direta é possível estabelecer, ainda, uma relação
com os valores de tração indireta obtidos através do ensaio resistência à tração na
flexão. A relação entre a tensão de primeira fissura na flexão e a tensão na tração direta
(f
f_1
a
F
/f
t
) foi de 1,83; 1,60; 1,74 e 1,75 para os concretos reforçados com 0%, 1%, 1,5%
e 2% de fibras, respectivamente. Estes valores são ligeiramente superiores aos obtidos
por CHANVILLARD e RIGAUD (2003). Entretanto os concretos estudados por eles
pertencem a uma outra categoria de materiais cimentícios com uso de agregados bem
finos, resistência à tração direta na faixa de 10 MPa a 15 MPa e resistência à tração na
flexão pós-fissuração na faixa de 35 MPa a 50 MPa.
A Figura 7.19, a Figura 7.20 e a Figura 7.21 ilustram, respectivamente, o modo de
ruptura na seção central para as amostras prismáticas, moldadas paralelamente ao plano
de vibração, dos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço. Através
das figuras pode ser observado grande quantidade de fibras atravessando a fissura, que
foram responsáveis pela manutenção da carga próxima à carga de ruptura e pela elevada
capacidade de absorção de energia do concreto. Segundo a classificação de NAAMAN
(2008), este compósito é caracterizado pela perda de carga, em torno de 5% a 30%, após
a ruptura, onde a resistência máxima pós-fissuração pode ser superior à tensão de
ruptura. Este estágio de endurecimento é caracterizado pela localização de uma única
fissura. Durante o processo de arrancamento das fibras, fissuras adicionais se formam
em torno da fissura localizada.
274
Uma análise comparativa entre os resultados obtidos e as rupturas observadas para as
amostras prismáticas moldadas nas direções paralela e perpendicular ao plano de
vibração será apresentada no item seguinte (7.2.2.3). Além disso, também é feita uma
análise entre os valores analisados neste tópico com as amostras cilíndricas. Esta
avaliação será apresentada no item 7.2.3.
Figura 7.19 – Modo de ruptura, em amostra prismática (horizontal), do compósito
reforçado com 1% de fibras de aço.
Figura 7.20 – Modo de ruptura, em amostra prismática (horizontal), do compósito
reforçado com 1,5% de fibras de aço.
275
Figura 7.21 – Modo de ruptura, em amostra prismática (horizontal), do compósito
reforçado com 2% de fibras de aço.
7.2.2.3 Influência da direção de moldagem no comportamento σ x ε
na tração direta
Uma avaliação comparativa foi realizada entre as propriedades sob tração direta das
amostras prismáticas moldadas nas direções paralela e perpendicular ao plano de
vibração. Neste sentido, a Figura 7.22-a/b apresenta os resultados de resistência à tração
direta na ruptura e máxima resistência pós-ruptura para as duas situações analisadas. Os
valores de deformação na ruptura e módulo de elasticidade na tração estão apresentados,
respectivamente, na Figura 7.22-c e Figura 7.22-d.
Além disso, também é feita uma análise comparativa com base na visualização da
quantidade de fibras que intercepta a fissura e na capacidade de absorção de energia dos
concretos.
276
011,52
2
3
4
5
6
7
+13%
+27%
Moldagem vertical
Moldagem horizontal
Resistência à tração direta (MPa)
Volume de fibra (%)
+21%
11,52
0
1
2
3
4
5
6
x 4,82
x 4,32
Moldagem vertical
Moldagem horizontal
Resistência máxima pós-ruptura (MPa)
Volume de fibra (%)
x 5,87
(a) (b)
011,52
80
120
160
200
240
+32%
Moldagem vertical
Moldagem horizontal
Deformação (με)
Volume de fibra (%)
+20%
011,52
10
15
20
25
30
35
40
45
Moldagem vertical
Moldagem horizontal
Módulo de elasticidade (GPa)
Volume de fibra (%)
(c) (d)
Figura 7.22 – Propriedades das amostras prismáticas, segundo as direções de
moldagem: (a) resistência; (b) resistência máxima pos-fissuraçao (c) deformação e (d)
módulo de elasticidade.
A Figura 7.22 mostra que, diferentemente dos resultados de módulo de elasticidade, os
valores de resistência e deformação foram influenciados pela direção de moldagem dos
concretos. A Figura 7.22-a mostra que com a utilização de frações volumétricas iguais a
1%, 1,5% e 2% de fibra, os compósitos moldados na direção paralela ao plano de
moldagem apresentaram acréscimos de 21%, 13% e 27%, respectivamente, em relação
aos concretos moldados na direção vertical. A Figura 7.22-b mostra que a disposição
das fibras na direção paralela ao plano de vibração propiciou a manutenção da carga
pós-ruptura em até 5,87 vezes, em relação ao compósito reforçado com 1% de fibras
moldado na direção vertical. Com frações volumétricas de 1,5% e 2% esta relação foi
4,32 e 4,82, respectivamente. Em relação aos valores de deformação, os acréscimos
observados foram de 20% e 32% para os compósitos reforçados com 1,5% e 2% de
fibras, respectivamente.
277
A orientação das fibras, fortemente influenciada pela direção de moldagem,
proporcionou valores médios de resistência à tração direta superiores para os corpos de
prova moldados na direção horizontal. Este comportamento pode ser observado nas
figuras apresentadas nos itens anteriores (itens 7.2.2.1 e 7.2.2.2). Observa-se que as
amostras moldadas na direção paralela ao plano de vibração, ilustradas pela Figura 7.19,
Figura 7.20 e Figura 7.21, apresentam maior número de fibras na região de ruptura,
quando comparadas às amostras moldadas na direção perpendicular ao plano de
vibração, ilustradas pela Figura 7.12, Figura 7.13 e Figura 7.14.
A maior diferença entre as amostras prismáticas moldadas na direção vertical e
horizontal reside na máxima tensão pós-fissuração e na capacidade de absorção de
energia, conforme mostra a Figura 7.23 e a Figura 7.24. A moldagem na direção
paralela ao plano de vibração proporcionou acréscimos expressivos nos valores de
tenacidade, da ordem de 252%, 289% e 321% para os compósitos reforçados com 1%,
1,5% e 2% de fibras, em relação à moldagem na direção vertical. Com relação às
relações entre cargas (P
n
/P
Rup
), a Figura 7.24 mostra os grandes incrementos obtidos
para os compósitos moldados na direção horizontal, independente do deslocamento
avaliado. Com o aumento no valor do deslocamento, há o amolecimento da curva tensão
x abertura de fissura, sendo mais suave para o compósito com maior fração volumétrica,
moldado na direção horizontal.
11,52
0
2
4
6
8
10
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
+321%
+289%
Tenacidade (N/mm)
Volume de fibra (%)
+252%
Figura 7.23 – Comparação entre os valores de tenacidade das amostras prismáticas.
278
11,52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
+243%
+150%
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
P
n
/P
Rup
Volume de fibra (%)
Deslocamento = 1 mm
+343%
11,52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
+263%
+161%
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Volume de fibra (%)
Deslocamento = 2 mm
+58%
11,52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
+208%
+135%
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Volume de fibra (%)
Deslocamento = 2,5 mm
+48%
Figura 7.24 – Comparação entre as relações P
n
/P
Rup
de tenacidade das amostras
prismáticas, para deslocamentos de 1, 2 e 2,5 mm.
7.2.3 Influência da geometria e disposição da amostra no
comportamento σ x ε na tração direta
A Figura 7.25 apresenta uma análise comparativa entre as amostras cilíndricas e as
amostras prismáticas moldadas na direção perpendicular ao plano de vibração. Esta
análise mostra que a utilização de diferentes aparatos, com mesma direção de
moldagem, propiciou um comportamento semelhante na relação tensão
x deformação na
tração, correspondente ao trecho pré-fissuração, o que é evidenciado pelas propriedades
apresentadas na Figura 7.25. Os valores de resistência à tração direta, deformação e
módulo de elasticidade não apresentam diferenças expressivas entre as diferentes
geometrias analisadas, assim como não há uma tendência nestas propriedades com a
fração volumétrica utilizada. Ou seja, na obtenção da capacidade de resistência à tração
de um elemento estrutural, cuja direção de moldagem é similar ao dos corpos de prova
em discussão, não há interferência do aparato utilizado na execução do ensaio. Assim
como nas avaliações dos itens anteriores, a influência do reforço fibroso é percebida na
região pós-fissuração. A Figura 7.25-b mostra uma tendência de aumento da capacidade
de manutenção da carga nesta região com o aumento da fração volumétrica para os
cilindros em relação as amostras prismáticas moldadas na direção vertical.
279
011,52
2
3
4
5
6
7
+29%
cilindro - moldagem vertical
prisma - moldagem vertical
prisma - moldagem horizontal
Resistência à tração direta (MPa)
Volume de fibra (%)
+25%
11,52
0
1
2
3
4
5
6
Cilindro (vertical)
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Máxima resistência pós-ruptura (MPa)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
011,52
80
120
160
200
240
Cilindro (vertical)
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Deformação (με)
Volume de fibra (%)
011,52
10
15
20
25
30
35
40
45
Cilindro (vertical)
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Módulo de elasticidade (GPa)
Volume de fibra (%)
(c) (d)
Figura 7.25 – Propriedades das amostras prismáticas e cilíndricas: (a) resistência; (b)
resistência máxima pós-fissuração (c) deformação e (d) módulo de elasticidade.
Além disso, os valores de tenacidade ilustrados na Figura 7.26 mostram que,
considerando os valores médios, há uma tendência de aumento na capacidade de
absorção de energia com volume de reforço fibroso somente para as amostras
prismáticas. Pela análise da relação entre cargas, mostrada na Figura 7.27, a diferença
entre as diferentes geometrias analisadas fica mais perceptível. Com base nos valores
médios, nota-se que as amostras cilíndricas apresentam uma curva de amolecimento
pós-ruptura menos abrupta em relação às amostras prismáticas moldadas na vertical.
Este comportamento pode ser atribuído ao fato que a geometria cilíndrica propicia uma
distribuição mais tridimensional em relação às amostras prismáticas, bem como dada à
sua maior área da seção transversal, e conseqüente maior número de fibras.
280
11,52
0
2
4
6
8
10
Cilindro (vertical)
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Tenacidade (N/mm)
Volume de fibra (%)
Figura 7.26 – Comparação entre os valores de tenacidade das amostras cilíndricas e
prismáticas.
11,52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
Cilindro (vertical)
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
P
n
/P
Rup
Volume de fibra (%)
Deslocamento = 1 mm
11,52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
Cilindro (vertical)
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Volume de fibra (%)
Deslocamento = 2 mm
11,52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
Cilindro (vertical)
Prisma (vertical)
Prisma (horizontal)
Volume de fibra (%)
Deslocamento = 2,5 mm
Figura 7.27 – Comparação entre as relações P
n
/P
Rup
de tenacidade das amostras
cilíndricas e prismáticas, para deslocamentos de 1, 2 e 2,5 mm.
Quando é feita uma análise com as amostras prismáticas moldadas na direção
horizontal, os resultados mostram que há uma expressiva diferença entre os resultados
obtidos destas amostras com os corpos de prova cilíndricos moldados na direção vertical
(Figura 7.25). Em relação aos valores de resistência à tração direta, o concreto de
referência e o concreto reforçado com 1,5% de fibras não apresentou alterações em seus
valores. Por outro lado, com a utilização de 1% e 2%, foram observados incrementos de
25% e 29% nos valores de resistência das amostras prismáticas em relação aos corpos
de prova cilíndricos. Com relação aos valores de deformação, incrementos de 28% e
20% foram observados para os concretos reforçados com 1% e 2% de fibras,
respectivamente, quando analisadas as amostras prismáticas moldadas na horizontal em
relação aos corpos de prova cilíndricos. A máxima resistência pós-fissuração, dada pela
Figura 7.25-b, ilustra a grande diferença entre estas diferentes geometrias e direção de
moldagem. O módulo de elasticidade foi a propriedade menos afetada.
281
A maior diferença encontra-se na capacidade de absorção de energia dos compósitos.
Como esperado, as amostras prismáticas moldadas na direção paralela ao plano de
vibração apresentaram maior capacidade de absorção de energia, com incrementos de
tenacidade de 72%, 153% e 266% em compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de
fibras, respectivamente, quando comparados aos corpos de prova cilíndricos (ver Figura
7.26). Este comportamento é coerente com a dispersão das fibras em tais moldes, uma
vez que nas amostras cilíndricas as fibras estão dispersas aleatoriamente na massa de
concreto, enquanto que nas amostras prismáticas as fibras estão dispostas paralelamente
ao plano de vibração. As relações P
n
/P
Rup
, ilustradas na Figura 7.27, mostram que há
uma inclinação da curva tensão
x abertura de fissura mais suave para as amostras
prismáticas moldadas na direção horizontal, significativamente diferente das amostras
cilíndricas, sendo crescente com a fração volumétrica de fibra.
Dessa forma, os resultados obtidos através de amostras prismáticas, moldadas na
direção horizontal, são mais representativos para descrever comportamento dos
compósitos utilizados em elementos estruturais, como vigas e lajes, cuja moldagem é
paralela ao plano de vibração.
7.2.4 Modelagem do comportamento sob tração
O comportamento sob tração direta das amostras prismáticas moldadas na direção
horizontal foi verificado segundo dois modelos distintos: (i) o primeiro modelo
considera a curva tensão
x deformação na tração direta até a tensão de ruptura e (ii) o
segundo modelo considera a curva tensão
x abertura de fissura para a região pós-
fissuração.
Com base no modelo do comportamento sob compressão (item 6.2.3) e nos modelos do
comportamento sob tração direta, obteve-se o comportamento sob flexão dos concretos
analisados, através do programa computacional DIANA, que utiliza o Método dos
Elementos Finitos.
282
7.2.4.1 Comportamento tensão x deformação na tração direta até a
nucleação da fissura
O diagrama tensão x deformação do concreto sob tração só pode ser considerado até a
macro fissuração (nucleação) do material em uma única fissura. Em concretos sem
reforço, o rompimento se dá de modo quase frágil, não sendo possível, em condições
normais de ensaios sob tração direta, determinar o comportamento tensão
x abertura de
fissura do material após a fissuração. Nos compósitos fibrosos, no entanto, o
comportamento tensão
x abertura de fissura, pode ser determinado, conforme os
procedimentos apresentados no Capítulo 4, e representa a pricipal forma de avaliação de
capacidade de absorver energia do material. Assim, e conforme os resultados
apresentados no Capítulo 7, o comportamento dos compósitos sob tração será descrito
através de duas curvas, a primeira delas correspondente ao diagrama tensão
x
deformação até a nucleação da fissura, e a segunda correspondente ao diagrama tensão
x
abertura de fissura após a fissuração.
O diagrama tensão x deformação para os concretos e compósitos, antes da nucleação da
fissuração, submetido a tensões de tração, foi idealizado através de um modelo bi-linear,
ilustrado na Figura 7.28 e expresso pela Equação (7.1).
Figura 7.28 – Diagrama tensão
x deformação bilinear na tração, pré-nucleação da
fissura.
ε
Ε
f
ty
f
t
ε
y
ε
t
σ
283
()
()()
()
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
ε≤ε<ε+
ε−ε
ε−ε−
ε≤εε
=εσ
uyty
yu
ytyt
y
,f
.ff
,.E
(7.1)
onde:
• E é módulo de elasticidade;
• f
t
é a tensão de formação da macro fissura (resistência à tração);
• f
ty
e a tensão de perda de linearidade;
• ε
y
é a deformação específica correspondente à perda de linearidade;
• ε
u
é a deformação específica correspondente a formação da macro fissura;
O diagrama da Figura 7.28 é similar ao preconizado pela norma NBR 6118/2003, para o
comportamento do concreto sob tração. O valor de f
ty
pode ser escrito como uma função
linear de f
t
, de acordo com a Equação (7.2). O parâmetro empírico kt, apresentado na a
Equação (7.2), é considerado pela NBR 6118/2003 como kt = 0,9.
tty
f . ktf
=
(7.2)
Com base nos dados experimentais apresentados no Capítulo 7, o comportamento
tensão
x deformação sob tração direta do concreto MCWSF aos 28 dias, e dos
compósitos produzidos a partir dessa matriz, foram analisados utilizando o modelo
idealizado definido pela Equação (7.2), até a nucleação da fissura.
Para aplicação do modelo e determinação dos parâmetros, algumas considerações foram
adotadas: o módulo de elasticidade foi considerado o mesmo para todos os materiais, e
igual a 35 GPa, em função do fato da análise sobre os resultados obtidos através dos
ensaios de compressão indicaram que essa propriedade não sofreu variações
significativas; a constante kt foi considerada igual a 0,9 para todos os materiais. Com
isso, foram obtidos os parâmetros f
t
e ε
t
, que melhor ajustaram o conjunto de dados
experimentais dos diferentes corpos de prova. A Tabela 7.7 apresenta a totalidade dos
parâmetros utilizados para descrição do diagrama tensão
x deformação do concreto sob
tração, até nucleação da fissuração
284
Tabela 7.7 - Parâmetros utilizados para descrição do diagrama tensão x deformação
do concreto sob tração até nucleação da fissuração.
Parâmetros fixos Parâmetros ajustados
Concretos
Idade
(dias)
E
(GPa)
kt f
t
ε
t
(με)
MCWSF 35,0 0,9 4,75 170
MCWSF10 35,0 0,9 5,10 180
MCWSF15 35,0 0,9 5,15 190
MCWSF20
28
35,0
0,9
5,20
220
A Figura 7.29 apresenta os gráficos comparativos entre o modelo idealizado dado pela
Equação (7.1), utilizando os parâmetros apresentados na Tabela 7.7.
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
0
1
2
3
4
5
6
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
CP 04
CP 05
CP 06
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSF
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
0
1
2
3
4
5
6
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
CP 04
CP 05
CP 06
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSFA10
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
0
1
2
3
4
5
6
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
CP 04
CP 05
CP 06
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSFA15
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
0
1
2
3
4
5
6
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
CP 04
CP 05
CP 06
Tensão (MPa)
Deformação (με)
MCWSFA20
Figura 7.29 – Diagramas tensão
x deformação sob tração para o concreto MCWSF e dos
compósitos produzidos a partir da matriz MCWSF.
285
7.2.4.2 Comportamento tensão x abertura de fissura na tração
direta pós-ruptura
Após a nucleação da fissura, o comportamento dos compósitos foi analisado através de
um modelo idealizado tri-linear para a curva tensão
x abertura de fissura, ilustrado na
Figura 7.30.
Figura 7.30 – Modelo idealizado tri-linear para a curva tensão
x abertura de fissura.
No diagrama da Figura 7.30 a tensão f
t
é a tensão na qual ocorre a nucleação da fissura
(resistência à tração). As tensões f
1
e f
2
, que definem o diagrama da Figura 7.30, podem
ser escritas como uma função linear de f
t
, de acordo com a Equação (7.3)
t11
f.kf = ;
t22
f.kf
=
(7.3)
Os parâmetros k
1
e k
2
, da Equação (7.3), são parâmetros empíricos do modelo,
dependentes da fração volumétrica do reforço fibroso. Os deslocamentos w
1
e w
2
, são
escritos como uma fração de w
u
, de acordo com as Equações (7.4).
1u1
cww = ;
2u2
cww
=
(7.4)
Os parâmetros c
1
e c
2
são adotados de modo a permitir uma adequada descrição da
curva de
softening dos concretos fibrosos analisados. Os parâmetros c
1
e c
2
foram
considerados constantes para todos os concretos analisados, não sendo, portanto,
considerados como uma função da fração volumétrica de reforço fibroso. A partir dos
resultados para o comportamento à tração pós-fissuração, descartando os ensaios onde a
nucleação da fissuração ocorreu fora da região central (onde foi medido o
w
(
mm
)
f
2
w
1
w
2
w
u
f
1
f
t
σ
286
deslocamento), foram obtidos os parâmetros que melhor descrevem o comportamento
conjunto dos três concretos fibrosos analisados. Os parâmetros obtidos estão
apresentados na Tabela 7.8. A Figura 7.31 apresenta os gráficos comparativos entre o
modelo idealizado e os dados experimentais.
Tabela 7.8 - Parâmetros utilizados para descrição da curva tensão x abertura de fissura
dos compósitos sob tração, após nucleação da fissura.
Propriedades Parâmetros empíricos
Concretos
Idade
(dias)
f
t
(MPa)
w
u
(mm)
k1 k2
MCWSF10 5,10 6,0 0,55 0,20
MCWSF15 5,15 6,0 0,90 0,40
MCWSF20
28
5,20 6,0 1,00 0,50
Parâmetros constantes para os diferentes concretos: c
1
= 20; e c
2
= 5.
01234567
0
1
2
3
4
5
6
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
CP 04
CP 05
Tensão (MPa)
Deslocamento (mm)
MCWSFA10
01234567
0
1
2
3
4
5
6
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
CP 04
CP 05
CP 06
Tensão (MPa)
Deslocamento (mm)
MCWSFA15
01234567
0
1
2
3
4
5
6
Modelo
CP 01
CP 02
CP 03
CP 04
CP 05
CP 06
Tensão (MPa)
Deslocamento (mm)
MCWSFA20
Figura 7.31 – Diagramas carga
x deslocamento para os compósitos produzidos a partir
da matriz MCWSF.
287
7.2.4.3 Comportamento sob flexão
Os ensaios experimentais de flexão em quatro pontos, realizados para os compósitos
produzidos a partir da matriz MCWSF, foram modelados numericamente utilizando o
programa comercial DIANA 9.2 (DIANA-Finite Element Analysis), adotando as
relações constitutivas para compressão e tração apresentadas nos itens anteriores. Dessa
forma, foi idealizado um modelo de elementos finitos, para reprodução do
comportamento carga
x deslocamento sob flexão obtido experimentalmente.
O modelo de elementos finitos idealizado utiliza elementos de estado plano de tensão
representando metade do prisma do ensaio de flexão e aparelhos de aplicação de carga e
apoio, em conjunto com elementos de interface posicionados no centro da viga para
simulação da fissuração discreta. O comportamento do concreto sob compressão foi
considerado através de um modelo de plasticidade associada e superfície de
Drucker-
Prager
com hardening, aplicado nos elementos de estado plano de tensão. Nesses
mesmos elementos, o comportamento do material sob tração, antes da nucleação da
fissura, foi considerado utilizando um modelo de plasticidade e superfície de
plastificação de
Rankine com hardening. Os dados de entrada para determinação das
superfícies de plastificação, são aqueles apresentados na Tabela 6.7 e Tabela 7.7 para os
respectivos concretos. Nos aparelhos de aplicação de carga e apoio foi considerado um
material linear elástico com módulo de elasticidade de 210 GPa, esses aparelhos foram
introduzidos no modelo para evitar uma concentração excessiva tensões no concreto no
ponto de aplicação do carregamento e de restrição de deslocamento (apoio). Para os
elementos de interface, os dados de entrada correspondem as curvas carga x
deslocamento obtidas a partir dos parâmetros da Tabela 7.8, e ilustrados na Figura 7.31.
O elemento de estado plano de tensão utilizado foi um elemento quadrilátero
isoparamétrico de quatro nós, denominado no DIANA 9.2 como Q8MEM. Para
simulação da fissuração foi utilizando um elemento de interface entre duas linhas, de
quatro nós, interpolação linear e bi-dimensional, denominado L8IF. Detalhes sobre os
procedimentos para parametrização das superfícies de plastificação, bem como das
características dos elementos utilizados podem ser encontrados no manual de utilização
do programa DIANA 9.2 (TNO DIANA, 2007). A Figura 7.32 a presenta os elementos
finitos utilizado e a Figura 7.33 apresenta a malha e sintetiza o modelo de elementos
finitos utilizado para análise numérica do comportamento dos compósitos sob flexão.
288
(a) (b)
Figura 7.32 – Elementos finitos utilizados no modelo: (a) Elemento de estado plano de
tensão (Q8MEM); (b) Elemento de interface (L8IF). (Retirado de TNO DIANA, 2007).
Figura 7.33 – Modelo de elementos finitos utilizado para análise numérica do
comportamento dos compósitos sob flexão (reprodução do ensaio experimental).
Da Figura 7.34 a Figura 7.36 são apresentadas gráficos comparativos entre as análise
numéricas realizadas utilizando o modelo descrito e os resultados experimentais obtidos
para o ensaio de flexão em quatro pontos para os compósitos produzidos a partir da
matriz MCWSF. Observa-se uma boa concordância entre as curvas carga x
deslocamento obtidas numericamente e os dados experimentais, para os três compósitos
analisados. Tal fato mostra que o ensaio de tração realizado em corpos de prova
prismáticos, moldados na direção horizontal, permitiu deduzir relações constitutivas
(itens 7.2.4.1 e 7.2.4.2) que, em conjunto com as relações constitutivas sob compressão
w (mm)
f
2
w
1
w
2
w
u
f
1
f
t
σ
Elemento de Interface
ε
f
ty
f
t
ε
y
ε
t
σ
Elemento Estado Plano de Tensão
Tração:
Superfície de
Rankine
Compressão:
Superfície de
Drucker-Prager
ε
f
c_Rup
σ
ε
a_Rup
ε
u
1.1f
t
289
(item 6.2.3), possibilitaram a reprodução do comportamento estrutural observado no
ensaio de flexão.
0123456
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
Numérico
CP 01
CP 02
CP 03
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
MCWSFA10
Figura 7.34 – Comparação entre a análise numérica e os resultados experimentais
obtidos no ensaio de flexão para o compósito MCWSFA10.
0123456
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
Numérico
CP 01
CP 02
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
MCWSFA15
Figura 7.35 – Comparação entre a análise numérica e os resultados experimentais
obtidos no ensaio de flexão para o compósito MCWSFA15.
290
0123456
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
Numérico
CP 01
CP 02
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
MCWSFA20
Figura 7.36 – Comparação entre a análise numérica e os resultados experimentais
obtidos no ensaio de flexão para o compósito MCWSFA15.
7.3 Comportamento sob cisalhamento
A Figura 7.37 apresenta as curvas carga x deslocamento do concreto de referência
MCWSF e dos respectivos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, em volume, de
fibras de aço. Os valores médios e coeficientes de variação referentes à carga, tensão
máxima de cisalhamento (
τ), deslocamento referente à tensão de cisalhamento (δ
c
) e
tenacidade estão apresentados na Tabela 7.9.
Os valores apresentados para os concretos MCWSF e MCWSFA10 referem-se à média
de dois corpos de prova. E os valores apresentados para os concretos MCWSFA15 e
MCWSFA20 referem-se à média de três e quatro corpos de prova, respectivamente.
A capacidade de absorção de energia (tenacidade) dos concretos reforçados com fibras
de aço foram calculados considerando a área sob a curva carga
x deslocamento até uma
deflexão correspondente a 2,5 mm. O valor de tenacidade apresentado para o concreto
sem fibra foi calculado até a deflexão de ruptura, pois a partir deste ponto, os blocos
cisalhantes são separados através de uma ruptura frágil. Embora não possa ser
comparado com os valores obtidos para os concretos reforçados com fibra, este valor
estão apresentado a título ilustrativo para visualização da capacidade de manutenção de
carga proporcionada pelas fibras na região pós-fissuração.
291
0123456
0
50
100
150
200
250
300
350
400
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Carga (kN)
Deslocamento (mm)
Figura 7.37 – Curvas carga
x deslocamento dos concretos sob esforços de cisalhamento.
Tabela 7.9 – Propriedades dos concretos sob esforços de cisalhamento.
Concretos
Carga – CV
kN - %
τ - CV
MPa - %
δ
c
– CV
mm - %
Tenacidade – CV
kN.mm - %
MCWSF 124,73 – 0,12 9,48 – 1,18 0,405 – 1,22 22,65 – 8,2
MCWSFA10 144,23 – 13,87 11,05 – 12,08 0,380 – 4,65 189,10 – 4,52
MCWSFA15 240,43 – 3,69 18,75 – 4,33 0,643 – 17,23 306,04 – 2,77
MCWSFA20 278,25 – 11,53 21,60 – 11,30 0,865 – 18,16 423,04 – 17,50
Os dados apresentados na Tabela 7.9 e ilustrados na Figura 7.38 mostram que a
utilização de fibras promove alterações expressivas nos valores de resistência e
deslocamento ao cisalhamento dos concretos. Os compósitos reforçados com 1%, 1,5%
e 2% apresentaram um acréscimo nos valores de resistência ao cisalhamento de 16%,
98% e 128%, respectivamente, em relação ao concreto de referência (MCWSF). Em
relação aos valores de deslocamento (Figura 7.38-b), as maiores diferenças foram
observadas para os compósitos reforçados com 1,5% e 2% de fibras, que apresentaram
acréscimos de 59% e 114%, respectivamente. Como esperado, a maior influência da
fibra foi na região pós-fissuração, uma vez que as fibras proporcionaram o efeito de
“costuras” entre os blocos cisalhados. Enquanto o concreto sem fibra apresentou
tenacidade de 22,65 kN.mm correspondente a deflexão até a carga de ruptura (
δ
c
=0,405
mm), os compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço apresentaram uma
tenacidade de 189,10 kN.mm, 306, 04 mm e 423,04 mm, respectivamente para
deflexões de 2,5 mm. Além disso, observa-se que a capacidade de absorção de energia
do compósito reforçado com 2% de fibra foi 123% e 38% superior aos valores
292
encontrados para os compósitos reforçados com 1% e 1,5% de fibras de aço,
respectivamente.
011,52
5
10
15
20
25
Resistência de cisalhamento (MPa)
Volume de fibra (%)
011,52
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
Deslocamento (mm)
Volume de fibra (%)
011,52
0
100
200
300
400
500
600
Tenacidade (kN.mm)
Volume de fibra (%)
(a) (b)
Figura 7.38 – Propriedades de cisalhamento: (a) resistência; (b) deslocamento e
(c) tenacidade.
A amostra prismática de concreto sem reforço fibroso não possui tensão residual após a
carga de pico e a ruptura por cisalhamento é súbita, com divisões dos blocos submetidos
ao cisalhamento. A Figura 7.39 ilustra este comportamento, mostrando o plano de
cisalhamento. A presença do reforço fibroso permitiu a manutenção da carga após a
tensão de ruptura do material, alterando o seu modo de ruptura. A Figura 7.40 ilustra o
modo de ruptura de um concreto reforçado com fibra, neste caso o compósito reforçado
com 1,5% de fibras de aço. Observa-se que, após o término do ensaio, para um
deslocamento igual a 4 mm, não há divisão entre os blocos cisalhados. Há um
deslocamento vertical da região central da amostra, correspondente à região cisalhada.
Figura 7.39 – Modo de ruptura do concreto sem reforço fibroso.
293
Figura 7.40 – Modo de ruptura do compósito reforçado com 1,5% de fibras.
7.4 Resumo do capítulo 7
O comportamento sob tração direta é dominado pela matriz até a primeira fissura. Nesta
região, os resultados de tração direta não foram afetados pela inclusão do reforço
fibroso tanto nas amostras cilíndricas, como nas amostras prismáticas moldadas na
direção vertical. A maior influência é percebida na região pós-fissuração através da
análise da resistência máxima pós-fissuração e com o auxílio das relações entre cargas e
deslocamentos estabelecidos com a carga de ruptura. Os resultados mostraram
incrementos no desempenho com o aumento da fração volumétrica.
Para as amostras prismáticas moldadas na direção horizontal, o reforço fibroso também
não acarretou alterações nos valores de resistência à tração até a primeira fissura.
Porém, na região pós-fissuração, o benefício das fibras foi mais pronunciado do que nas
amostras cilíndricas e nas amostras prismáticas moldadas na direção vertical. Os valores
de máxima tensão pós-ruptura e tenacidade apresentados mostram a capacidade de
absorção de energia dos compósitos reforçados com fibras nas amostras prismáticas
moldadas na direção horizontal, onde a diminuição no valor de resistência pós-
fissuração ocorre de maneira suave.
A análise comparativa entre as amostras prismáticas mostrou a influência da direção de
moldagem nos valores de resistência à tração direta. As amostras prismáticas moldadas
na direção paralela ao plano de vibração apresentaram valores de resistência à tração
direta na ruptura e valores de deformação superiores aos valores obtidos para as
amostras prismáticas moldadas na direção vertical. Este comportamento é atribuído à
disposição das fibras nos moldes, onde as fibras das amostras prismáticas moldadas na
294
direção horizontal estão no sentido preferencial ao carregamento. A propriedade não
afetada pela direção de moldagem foi o módulo de elasticidade, uma vez que tal
propriedade é dominada pela matriz. Quando a análise é feita na região pós-fissuração,
pode-se observar a grande diferença quando as amostras são moldadas em direções
distintas. Os valores de tenacidade e valores entre relação de cargas mostraram
aumentos consideráveis de absorção de energia para as amostras prismáticas moldadas
na horizontal, sendo crescente com o aumento na fração volumétrica.
A análise entre os resultados de tração direta com a finalidade de avaliar as diferentes
geometrias utilizadas (cilíndrica-vertical e prisma-vertical) mostrou que, na região pré-
fissuração, não houve variações nas propriedades à tração direta dos concretos
analisados. Na região pós-fissuração, os valores médios de máxima resistência pós-
ruptura e relações entre cargas (P
n
/P
Rup
) indicaram melhor desempenho para as amostras
cilíndricas, sendo crescente com o aumento da fração volumétrica. No entanto, quando a
análise é feita considerando os corpos de prova cilíndricos moldados na direção vertical
e as amostras prismáticas moldadas na direção horizontal, todas as propriedades na
tração direta para estas últimas amostras foram superiores às propriedades das amostras
cilíndricas, sendo mais acentuada a capacidade de absorção de energia, o que está
coerente, pois a disposição das fibras contribuiu para este comportamento.
Com relação aos resultados de cisalhamento, a presença das fibras proporcionou
acréscimos nos valores de tensão máxima equivalente de cisalhamento e nos valores de
deslocamento. Além disso, o modo de ruptura foi alterado. Enquanto o concreto sem
fibras apresentou uma ruptura do tipo frágil com divisão dos blocos cisalhados, as fibras
proporcionaram capacidade de manutenção da carga após a ruptura do material.
295
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
8
8
.
.
Comportamento térmico dos concretos
8.1 Introdução
O estudo das propriedades do concreto é de grande importância quando se pretende
utilizar os concretos em estruturas massivas. Tais estruturas, como elementos estruturais
da casa de força de barragens, ou certos elementos de fundação, que utilizam grandes
volumes de concreto, podem estar sujeitas à fissuração em suas primeiras idades, em
função de deformações de origem térmica e da retração autógena do material. Tais
variações dimensionais ocorrem nas primeiras idades do concreto e são provocadas pela
reação de hidratação do cimento, que também é responsável pela formação do esqueleto
sólido do concreto. O conhecimento prévio de tais propriedades permite a adoção de
medidas que buscam reduzir ou eliminar a tendência à fissuração do concreto durante
seu endurecimento, sendo de grande importância durante a elaboração de projetos de
estruturas de concreto massa (SILVOSO, 2003 e VELASCO
et al., 2008).
Este capítulo trata da apresentação e análise de resultados referente às propriedades
térmicas dos concretos fibrosos. As propriedades térmicas foram avaliadas no concreto
contendo sílica ativa em substituição parcial ao cimento (MCWS) e no concreto
contendo sílica ativa e cinza volante em substituição parcial ao cimento (MCWSF).
Estas propriedades também foram avaliadas nos compósitos reforçados com 1% e 2%
de fibras de aço. Além disso, a influência de barras de aço nas propriedades térmicas do
concreto foi avaliada com a utilização de 1% de taxa de armadura no concreto MCWSF
e, posteriormente, com a substituição de 0,5% de taxa de armadura por 2% de fibras de
aço.
296
8.2 Elevação adiabática de temperatura
A Figura 8.1 apresenta as curvas de elevação adiabática de temperatura obtidas para os
concretos MCWS e MCWSF. A influência do teor de fibra foi avaliada incorporando
1%, em volume, de fibras no concreto contendo sílica ativa e cinza volante, em
subtituição parcial ao cimento. As curvas de elevação adiabática de temperatura para
avaliação do teor de fibra estão apresentadas na Figura 8.2.
As curvas de elevação adiabática de temperatura
x tempo são apresentadas de duas
maneiras. Na primeira, as curvas são apresentadas em escala linear para melhor
visualização do tempo a partir do qual a elevação adiabática de temperatura começa a
reduzir até a tendência de estabilização. E na segunda maneira, as curvas são
apresentadas em escala semi-logarítmica, onde é possível observar a diferença na
cinética de hidratação dos concretos.
A Tabela 8.1 apresenta os valores de elevação adiabática de temperatura e os
coeficientes de elevação adiabática dos concretos avaliados. Os valores de elevação
adiabática referem-se à amplitude máxima obtida para cada concreto, dada pela
Equação (4.14). E os valores de coeficientes de elevação adiabática são calculados a
partir do resultado de elevação adiabática e do proporcionamento dos materiais
cimentícios, conforme apresentado na Equação (4.15). Os valores apresentados nesta
tabela são referentes à idade de 28 dias, quando os ensaios foram finalizados.
0 5 10 15 20 25 3
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
MCWSF
Elevação adiabática de temperatura (°C)
Tempo (dias)
MCWS
0.1 1 10
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
MCWSF
Elevação adiabática de temperatura (°C)
Tempo (dias)
MCWS
Figura 8.1 – Curvas de elevação adiabática dos concretos MCWS e MCWSF.
297
0 5 10 15 20 25 3
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
MCWSF
MCWSFA10
Elevação adiabática de temperatura (°C)
Tempo (dias)
0.1 1 10
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
MCWSF
MCWSFA10
Elevação adiabática de temperatura (°C)
Tempo (dias)
Figura 8.2 – Curvas de elevação adiabática dos concretos MCWSF, MCWSFA10 e
MCWSFA20.
Tabela 8.1 – Características térmicas dos concretos.
Características
Concretos
Temperatura inicial
de ensaio
(
°C)
Elevação adiabática
de temperatura
(°C)
Coeficiente de
elevação adiabática
(°C.m
3
/kg)
MCWS 27,4 40,4 0,1138
MCWSF 23,6 38,6 0,1083
MCWSFA10 24,7 38,9 0,1111
Na análise da influência das adições minerais (Figura 8.1), observa-se que a temperatura
máxima atingida pelo concreto contendo sílica ativa e cinza volante, em substituição
parcial ao cimento (concreto MCWSF) foi ligeiramente inferior à temperatura máxima
obtida pelo concreto contendo somente sílica ativa, em substituição parcial ao cimento
(concreto MCWS). Tal fato é coerente, já que a introdução de uma segunda adição
mineral, em substituição parcial ao cimento (no caso, 20% de cinza volante) reduz o
teor de clínquer do cimento, que é o principal responsável pela liberação de calor
decorrente das reações de hidratação no concreto.
Além disso, observa-se também que o concreto MCWS atingiu a sua temperatura
máxima antes do concreto MCWSF também atingir a sua temperatura máxima,
indicando uma cinética de hidratação mais rápida para o concreto MCWS. Este fato é
coerente com a inserção de cinza volante na mistura, já que a substituição de cimento
por uma pozolana geralmente reduz a velocidade da reação de hidratação. Entretanto,
nota-se que apesar da cinética de hidratação do concreto MCWS ser mais rápida, o
298
início da liberação de calor pelas reações de hidratação deste concreto foi mais
retardada em comparação ao concreto MCWSF. Isto se deve ao fato que o concreto
MCWS apresenta maior teor de superplastificante na mistura do que o concreto
MCWSF (ver dosagem na Tabela 4.1).
Em relação a influência do reforço fibroso, a Figura 8.2 ilustrada através da escala semi-
logarítmica mostra um retardamento no início da liberação de calor para o concreto
fibroso, o que é razoável, uma vez que para melhor dispersão das fibras, o concreto
fibroso possui maior teor de superplastificante em sua composição quando comparado
ao concreto sem fibra. A elevação máxima de temperatura atingida para o compósito
reforçado com 1,0% de fibra foi similar ao concreto de referência (próximo a 39ºC, aos
28 dias), conforme mostra os resultados da Tabela 8.1.
8.3 Calor específico
Similarmente à elevação adiabática de temperatura, o calor específico foi avaliado
considerando a influência das adições minerais e a influência do teor de fibra utilizado.
Também foi avaliada a influência de barras de aço no interior da massa de concreto. A
influência do teor de fibra foi avaliada com a incorporação de 2%, em volume, de fibras
no concreto MCWS e com a incorporação de 1% e 2%, em volume, de fibras no
concreto MCWSF.
Os resultados referem-se a ensaios realizados em dois corpos de prova. Em cada corpo
de prova são realizados três ensaios, nos quais os corpos de prova foram submetidos a
diferentes temperaturas. Com os resultados pontuais, obtém-se as equações de calor
específico em função da temperatura, a partir da qual calculam-se os valores de calor
específico na temperatura desejada. Com estes valores calculam-se os valores médios,
desvio padrão e coeficiente de variação em cada temperatura.
A Figura 8.3 apresenta os resultados de calor específico em temperaturas distintas, com
os respectivos desvios padrão, para avaliação da influência das adições minerais. Os
resultados mostram que, no geral, não houve diferença expressiva entre os valores de
calor específico com a utilização das diferentes adições minerais. Os valores
encontrados encontram-se na faixa comprendida entre 840 J/(kg.k) e 1260 J/(kg.k),
reportado por ANDRADE (1997), como valores típicos observados para diferentes
famílias de concreto.
299
25 40 55
400
600
800
1000
1200
1400
Condição SSS
MCWS
MCWSF
Calor Específico (J/kg.K)
Temperatura (ºC)
25 40 55
400
600
800
1000
1200
1400
Condição: 20% SSS
MCWS
MCWSF
Calor Específico (J/kg.K)
Temperatura (ºC)
(a) (b)
Figura 8.3 - Calor específico dos concretos MCWS e MCWSF: (a) condição SSS e (b)
condição 20% SSS.
A influência do reforço fibroso no calor específico dos concretos está ilustrado na
Figura 8.4 e na Figura 8.5. A Figura 8.4 apresenta os resultados de calor específico do
concreto de referência MCWS e seu respectivo compósito reforçado com 2% de fibras
de aço. A Figura 8.5 apresenta os resultados de calor específico do concreto de
referência MCWSF e seus respectivos compósitos reforçados com 1% e 2% de fibras.
25 40 55
400
600
800
1000
1200
1400
-2,5%
-4%
MCWS
MCWSA20
Calor específico (J/kg.K)
Temperatura (ºC)
Condição: SSS
-5%
25 40 55
400
600
800
1000
1200
1400
-2%
-3%
MCWS
MCWSA20
Calor específico (J/(kg.K)
Temperatura (ºC)
Condição: 20%SSS
(a) (b)
Figura 8.4 - Calor específico do concreto de referência MCWS e respectivo compósito
reforçado com 2% de fibras: (a) condição SSS e (b) condição 20% SSS.
300
25 40 55
400
600
800
1000
1200
1400
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
Calor Específico (J/kg.K)
Temperatura (°C)
Condição SSS
25 40 55
400
600
800
1000
1200
1400
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
Calor Específico (J/kg.K)
Temperatura (°C)
Condição:
20% SSS
(a) (b)
Figura 8.5 - Calor específico do concreto MCWSF e respectivos compósitos reforçados
com 1% e 2% de fibras: (a) condição SSS e (b) condição 20% SSS.
Os valores de calor específico dos concretos de referência e respectivos compósitos
analisados ficaram na faixa de 940 a 1085 J/kg.K para a condição SSS e 940 a 1065
J/kg.K para a condição 20%SSS. Os resultados mostraram que a utilização de fibras no
concreto MCWS acarretou reduções nos valores de calor específico de no máximo 5%,
em relação ao concreto sem fibra. Por outro lado, considerando o desvio padrão de cada
temperatura, a utilização de fibras no concreto de referência MCWSF não causou
alterações expressivas nos valores de calor específico.
A influência de barras de aço no calor específico do concreto está ilustrada na Figura
8.6. A avaliação é feita entre corpos de prova com 1% de taxa de armadura (1% barra) e
corpos de prova com substituição de 50% da taxa de armadura por 2%, em volume, de
fibras de aço (0,5% barra + fibra). Uma vez que os concretos com presença de barras de
aço foram produzidos a partir do concreto de referência MCWSF, os valores de calor
específico obtidos para este concreto e para o compósito reforçado com 2% de fibras
são apresentados a título comparativo. Uma comparação entre o concreto MCWSF e
este mesmo concreto com 1% de taxa de armardura mostra que não há diferença entre
seus valores de calor específico, uma vez que os resultados encontram-se na faixa
delimitada pelo desvio padrão de cada concreto. Com a substituição de 50% de taxa de
armadura por fibras de aço foi observada uma redução máxima de 8%, em relação ao
concreto com 1% de taxa de armadura.
301
25 40 55
400
600
800
1000
1200
1400
-5%
MCWSF 0,5% barra + fibra
1% barra
Calor específico (J/(kg.K)
Temperatura (ºC)
-8%
Figura 8.6 - Calor específico do concreto MCWSF com presença de barras de aço.
8.4 Difusividade térmica
A Figura 8.7 apresenta os resultados de difusividade térmica obtidos para as matrizes,
MCWS e MCWSF. A Figura 8.9 apresenta os resultados de difusividade térmica para
avaliação do reforço fibroso. Os valores médios e coeficientes de variação para cada
temperatura estão apresentados na Tabela 8.2. Os resultados referem-se a ensaios
realizados em dois corpos de prova. Em cada corpo de prova são realizados três ensaios,
submetidos a três diferentes temperaturas.
A Figura 8.7 mostra que as alterações nos valores de difusividade térmica com a
utilização de diferentes aditivos minerais foram bem pequenas, sendo de no máximo
4,5%.
O comportamento dos concretos durante o ensaio de difusividade térmica também pode
ser avaliado com base nas curvas típicas de resfriamento dos concretos, ilustradas na
Figura 8.8, representadas pela relação T
n
/T
i
com o tempo de ensaio. A relação T
n
/T
i
corresponde às relações entre as temperaturas do corpo de prova, durante a realização
do ensaio, em cada intervalo de 5 minutos (T
n
), a partir da temperatura inicial do corpo
de prova (T
i
). Observando as curvas de resfriamento dos dois concretos, nota-se que as
mesmas são bem próximas, o que indica uma similaridade ou alterações bem pequenas
nos valores de difusividade térmica destes concretos. Este comportamento foi observado
nas três temperaturas iniciais avaliadas (20
o
C, 40
o
C e 60
o
C). A Figura 8.8-a mostra as
curvas de resfriamento de corpos de prova iniciados a uma temperatura inicial média de
23,5
o
C. A Figura 8.8-b e a Figura 8.8-c ilustram as curvas de resfriamento de corpos de
prova iniciados a temperaturas médias de 39,4
o
C e 59,0
o
C, respectivamente.
302
20ºC 40ºC 60ºC
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
+2%%
MCWS
MCWSF
Difusividade (m
2
/dia)
Temperatura (°C)
-4,5%
Figura 8.7 - Difusividade térmica dos concretos MCWS e MCWSF
0 20 40 60 80 100 120
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWS
MCWSF
T
n
/T
i
Tempo (minutos)
T = 20
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWS
MCWSF
Tempo (minutos)
T = 40
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWS
MCWSF
Tempo (minutos)
T = 60
o
C
(a) (b) (c)
Figura 8.8 – Curvas de resfriamento dos concretos MCWS e MCWSF:
(a) 20
o
C, (b) 40
o
C e (c) 60
o
C.
Tabela 8.2 - Difusividade térmica dos concretos.
Difusividade térmica - CV
(m
2
/dia) - (%)
Concretos
20ºC 40ºC 60ºC
MCWS 0,09118 – 0,00107 0,09058 – 0,00186 0,08941 – 0,00070
MCWSA20 0,10628 – 0,00065 0,10268 – 0.00025 0,10308 – 0.00086
MCWSF 0,08709 – 0,00118 0,08871 – 0,00435 0,09110 – 0,00012
MCWSFA10 0,09609 – 0,00019 0,09427 – 0,00065 0,09540 – 0,00246
MCWSFA20 0,10582 – 0,00034 0,10236 – 0,00302 0,10553 – 0,00089
Os resultados de difusividade térmica nas matrizes contendo reforço fibroso estão
mostradas na Figura 8.9. Os valores individuais para cada temperatura estão
apresentados na Tabela 8.2. A Figura 8.9-a ilustra os resultados do concreto de
referência MCWS e seu respectivo compósito reforçado com 2% de fibras de aço. A
Figura 8.9-b ilustra os resultados do concreto de referência MCWS e dos compósitos
303
reforçados com 1% e 2% de fibras de aço. Os resultados expressam a maior capacidade
de difusão do calor dos concretos fibrosos em relação aos concretos de referência. O
concreto de referência MCWS apresentou uma difusividade térmica média da ordem de
0,09039 m
2
/dia, enquanto que seu compósito reforçado com 2% de fibras apresentou
uma difusividade térmica média da ordem de 0,1040, o que equivale a um acréscimo de
15%. Para o concreto MCWSF, este apresentou uma difusividade térmica da ordem de
0,08896 m
2
/dia e os compósitos MCWSFA10 e MCWSFA20 apresentaram uma
difusividade térmica da ordem de 0,09525 m
2
/dia e 0,10457 m
2
/dia, respectivamente, o
que representa acréscimos de 7% e 17,5%, em relação ao concreto MCWSF.
As curvas de resfriamento apresentadas na Figura 8.10, referente ao concreto MCWS, e
na Figura 8.11, referente ao concreto MCWSF, indicam que as curvas dos concretos
reforçados com fibras estão abaixo das curvas dos concretos de referência (sem fibra), o
que indica que os concretos com fibras necessitam de um tempo menor para atingir o
mesmo nível de temperatura que o concreto sem fibra, ou seja, os mesmos possuem
maior capacidade de difusão do calor. Este comportamento foi observado para as três
temperaturas avaliadas.
20ºC 40ºC 60ºC
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
+15%
+13%
MCWS
MCWSA20
Difusividade (m
2
/dia)
Temperatura (°C)
+16,5%
20ºC 40ºC 60ºC
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
+16%
+5%
+15%
+6%
+21,5%
MCWSF MCWSFA10
MCWSFA20
Difusividade (m
2
/dia)
Temperatura (°C)
+10%
(a) (b)
Figura 8.9 - Difusividade térmica dos concretos de referência e respectivos compósitos.
304
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWS
MCWSA20
T
n
/T
i
Tempo (minutos)
T = 20
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWS
MCWSA20
Tempo (minutos)
T = 40
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWS
MCWSA20
Tempo (minutos)
T = 60
o
C
(a) (b) (c)
Figura 8.10 – Curvas de resfriamento para avaliação do reforço fibroso no concreto
MCWS: (a) 20
o
C, (b) 40
o
C e (c) 60
o
C.
0 20 40 60 80 100 120
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
T
n
/T
i
Tempo (minutos)
T = 20
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
Tempo (minutos)
T = 40
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
Tempo (minutos)
T = 60
o
C
(a) (b) (c)
Figura 8.11 - Curvas de resfriamento para avaliação do reforço fibroso no concreto
MCWSF: (a) 20
o
C, (b) 40
o
C e (c) 60
o
C.
O ensaio de difusividade térmica também foi realizado com a utilização de barras de aço
no interior da massa de concreto a uma taxa de 1% de armadura. A segunda análise
corresponde à substituição de 50% de taxa de armadura por 2%, em volume, de fibras
de aço. Estes resultados estão mostrados na Figura 8.12 e apresentados na Tabela 8.3.
Observa-se que a presença de 1% de taxa de armadura no concreto MCWSF acarretou
alterações no valor de difusividade térmica. O máximo acréscimo observado foi de
5,6% para a temperatura de 20
°C. Com a substituição de 0,5% de barras por 2% de
fibras os acréscimos observados foram de no máximo 13%. Similarmente às análises
anteriores, as curvas de resfriamento apresentadas na Figura 8.13, confirmam os
acréscimos na difusividade com a presença de barras e fibras de aço..
305
20ºC 40ºC 60ºC
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
+11%
+3,6%
+13%
+12%
MCWSF
1% barra
0,5% barra + fibra
Difusividade (m
2
/dia)
Temperatura (°C)
+5,6%
Figura 8.12 - Difusividade térmica dos concretos com presença de barras de aço.
0 20406080100120
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWSF
1% barra
0,5% barra + fibra
T
n
/T
i
Tempo (minutos)
T = 20
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWSF
1% barra
0,5% barra + fibra
T
n
/T
i
Tempo (minutos)
T = 40
o
C
0 2040608010012
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1
,
2
MCWSF
1% barra
0,5% barra + fibra
T
n
/T
i
Tempo (minutos)
T = 60
o
C
(a) (b) (c)
Figura 8.13 - Curvas de resfriamento para avaliação das barras de aço no concreto
MCWSF: (a) 20
o
C, (b) 40
o
C e (c) 60
o
C.
Tabela 8.3 – Influência de barras de aço na difusividade térmica dos concretos.
Difusividade térmica – CV
(m
2
/dia) - (%)
Concretos
20ºC 40ºC 60ºC
MCWSF 0,08709 – 0,00118 0,08871 – 0,00435 0,09110 – 0,00012
MCWSF-1% barras 0,09207 – 0,00231 0,09311 – 0,00002 0,09441 – 0,00031
MCWSF-0,5% barras + 2% fibras
0,10283 – 0,00164 0,10544 – 0,00060 0,10451 – 0,00305
8.5 Condutividade térmica
Os valores de condutividade térmica foram obtidos analiticamente através dos
resultados experimentais de calor específico e difusividade térmica, através da Equação
(8.1), apresentada abaixo.
γ
..
2
Chk =
(8.1)
onde:
306
k = condutividade térmica, em J/(m.s.K);
h
2
= difusividade térmica, em m
2/
dia;
C = calor específico, em J/(kg.K);
γ = massa específica do concreto.
Os resultados médios de condutividade térmica obtidos para os concretos estudados
estão apresentados na Tabela 8.4. Observa-se que as duas matrizes apresentaram
praticamente os mesmos valores de condutividade térmica. Enquanto o concreto MCWS
apresentou um valor de condutividade igual a 2,58 J/(m.s.K), o concreto MCWSF
apresentou um valor de condutividade igual a 2,62 J/(m.s.K).
Tabela 8.4 - Condutividade térmica dos concretos.
Concretos
Condutividade térmica
J/(m.s.K)
MCWS 2,58
MCWSA20 3,03
MCWSF 2,62
MCWSFA10 2,83
MCWSFA20 3,13
Alterações nos valores de condutividade foram observados com a presença do reforço
fibroso. A Figura 8.14 ilustra os resultados obtidos para os concretos de referência
MCWS e MCWSF e respectivos compósitos. Os resultados mostram que os concretos
fibrosos apresentam maior capacidade de condução do calor quando comparados ao
concreto de referência. Enquanto o concreto MCWS apresentou condutividade térmica
da ordem de 2,58 W/m.K, o compósito MCWSA20 apresentou condutividade térmica
de 3,03 W/m.K, o que equivale a um acréscimo de 17% em relação ao concreto MCWS.
Por outro lado, o concreto MCWSF apresentou condutividade térmica da ordem de 2,62
W/m.K, enquanto que os compósitos MCWSFA10 e MCWSFA20 apresentaram
condutividade térmica de 2,83 W/m.K e 3,13 W/m.K, o que significa um acréscimo de
8% e 19%, respectivamente, em relação ao concreto MCWSF.
307
0
1
2
3
4
5
MCWS
MCWSA20
Confutividade térmica (J/(m.s.K)
Concretos
+ 17%
0
1
2
3
4
5
+19%
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
Condutividade térmica (W/m.K)
Concretos
+8%
(a) (b)
Figura 8.14 - Condutividade térmica dos compósitos avaliados
Assim como observado nos resultados de difusividade térmica, a presença de barras de
aço, seja individualmente ou em conjunto com fibras de aço, também acarretou
alterações nos valores de condutividade térmica. Estes resultados estão mostrados na
Figura 8.15 e apresentados na Tabela 8.5. A presença de 1% de taxa de armadura no
concreto MCWSF acarretou acréscimos no valor de condutividade térmica da ordem de
9% em relação ao concreto MCWSF. Com a substituição de 0,5% de barras por 2% de
fibras os acréscimos observados foram de 18%.
Concretos
0
1
2
3
4
5
+ 18%
MCWSF
1% barra
0,5% barra + 2% fibra
Condutividade térmica (J/(m.s.K)
+ 9%
Figura 8.15 - Condutividade térmica dos concretos com presença de barras de aço.
Tabela 8.5 – Influência de barras de aço na condutividade térmica dos concretos.
Concretos
Condutividade térmica
J/(m.s.K)
MCWSF 2,62
MCWSF – 1% barras 2,86
MCWSF – 0,5% + 2% fibras 3,09
308
8.6 Coeficiente de dilatação térmica
A Tabela 8.6 apresenta os resultados obtidos de coeficiente de dilatação térmica do
concreto de referência MCWS e do concreto de referência MCWSF e respectivo
compósito reforçado com 2%, em volume, de fibras de aço. Foram moldados também
corpos de prova para medidas de dilatação térmica para o concreto MCWSA20, porém
os resultados foram descartados em função de problemas com a instrumentação durante
o ensaio. Uma vez que os corpos de prova são submetidos a ciclos de deformações
variáveis, os resultados são apresentados para cada ciclo de temperatura a que o corpo
de prova foi exposto. Com os valores individuais de cada corpo de prova, obteve-se o
valor médio de coeficiente de expansão térmica para cada concreto.
O ensaio foi realizado aos 7 dias de idade. Silvoso
et al. (2005) não encontraram
variações significativas nos valores de coeficiente de expansão térmica para idades
superiores a 2 dias. LAPLANTE e BOULAY (1994) estudaram o comportamento do
coeficiente de dilatação térmica no concreto logo após a mistura do material e
utilizaram o conceito de maturidade. Estes autores obtiveram, para uma idade
equivalente correspondente a 9 horas/20
o
C, uma forte queda no valor de α, que se
estabilizou após 15 horas/20
o
C.
Os resultados obtidos, apresentados na Tabela 8.6, foram próximos entre si para todos
os concretos, com um valor médio de coeficiente de dilatação térmica igual a 11x10
-
6
/°C. Portanto, tais resultados não permitem ainda indicar nenhuma tendência de
variação do valor do coeficiente de dilatação térmica em função da utilização de fibras
de aço.
309
Tabela 8.6 - Coeficientes de dilatação térmica dos concretos.
Ciclos de temperatura
~20°C a ~40°C ~40°C a ~20°C ~20°C a ~5°C ~5°C a ~20°C
Concretos CP´s
ΔT
médio
(°C)
α
x10
-6
/°C
ΔT
médio
(°C)
α
x10
-6
/°C
ΔT
médio
(°C)
α
x10
-6
/°C
ΔT
médio
(°C)
α
x10
-6
/°C
α/cp’s
x10
-6
/°C
α - CV
x10
-6
/°C - %
cp01 +21,08 11,42 -22,25 12,23 -15,23 11,69 +16,09 12,00 11,84
MCWS
cp02 +21,38 12,67 -22,42 12,68 -15,14 11,73 +15,97 12,06 12,28
12,06 – 2,58
cp01 +21,60 11,23 -21,02 14,69 -19,16 10,83 +13,81 10,93 11,92
MCWSF
cp02 +21,69 11,37 -20,82 13,26 -16,17 10,90 +13,84 10,59 11,53
11,73 – 2,35
cp01 +22,14 9,02 -20,98 11,04 -16,22 10,61 +14,66 11,69 10,59
MCWSFA20
cp02 +22,34 9,45 -20,64 13,14 -16,25 10,51 +14,25 11,38 11,12
10,86 – 3,45
310
8.7 Resumo do capítulo 8
Os resultados de elevação adiabática mostraram que, entre os concretos de referência, a
menor elevação adiabática foi obtida para o concreto contendo sílica ativa e cinza
volante, em substituição parcial ao cimento. Este comportamento era esperado, uma vez
que este foi o concreto com o uso de maior teor de adições minerais em substituição
parcial ao cimento. A substituição do cimento por outro material implica em redução de
clínquer na mistura, que é o principal responsável pela liberação do calor.
Consequentemente, com a redução de clínquer tem-se uma diminuição na elevação
adiabática de temperatura. Com a presença do reforço fibroso, a elevação adiabática
permaneceu cosntante para 1%, em volume, de fibras.
Com relação aos valores de calor específico, não houve alterações expressivas entre os
concretos com diferentes aditivos minerais. Com a utilização de fibras e barras de aço,
alterações mínimas nos valores de calor específico foram observados, com reduções de
no máximo 8%.
A difusividade térmica foi influenciada pela presença de fibras e barras de aço no
concreto, sendo crescente com o aumento no teor de fibra. Este mesmo comportamento
foi observado para os resultados de condutividade térmica dos concretos, que são
obtidos a partir dos ensaios de calor específico e difusividade térmica.
É possível notar que a presença de aço no concreto (seja em forma de fibras ou barras)
causou maiores alterações nos valores de difusividade térmica do que nos valores de
calor específico. Este comportamento é coerente, uma vez que a condutividade térmica
do aço é cerca de 21 vezes a condutividade térmica do concreto, enquanto que o calor
específico do aço é cerca de 0,48 vezes o calor específico do concreto. Esta análise foi
feita considerando um valor característico de condutividade térmica e calor específico
para o concreto de 2,5 J/(m.s.K) e 1000 J/(kg.K), respectivamente. Da mesma forma,
considerou-se um valor característico de 52,9 J/(m.s.K) e 486 J/(kg.K) referentes,
respectivamente, à condutividade térmica e calor específico de um aço com 0,2% de
carbono.
Com relação aos resultados de coeficiente de expansão térmica, estes mostraram que a
utilização de 2%, em volume, de fibras de aço não proporcionou alteração nos valores
de coeficiente de dilatação térmica.
311
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
9
9
.
.
Variações dimensionais
9.1 Introdução
Os fenômenos dependentes do tempo, como retração e fluência, são de grande
importância no projeto de uma estrutura. Com a utilização de novos materiais, como por
exemplo as fibras de aço como reforço em elementos estruturais, o conhecimento de tais
propriedades torna-se relevante. Além disso, o número de pesquisas realizadas para
avaliar a influência das fibras, tanto na retração quanto na fluência, ainda é limitado e
contraditório.
Desta forma, este capítulo trata da apresentação e análise de resultados referentes às
propriedades de retração autógena, retração por secagem, fluência na compressão,
fluência na tração e fluência na flexão do concreto de referência MCWSF e respectivos
compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, em volume, de fibras de aço.
312
9.2 Retração autógena
A Figura 9.1 apresenta as curvas médias de retração autógena x tempo para o concreto
de referência MCWSF e respectivos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, em
volume, de fibras de aço.
A retração autógena foi avaliada até a idade de 90 dias, tempo máximo onde a perda de
massa em relação ao volume total de água da amostra não superou 0,5% da perda de
massa sugerido por ILLSTON e POMEROY (1975) para a condição de amostra selada.
As curvas apresentadas na Figura 9.1 mostram que as fibras de aço proporcionaram
reduções nos valores de retração autógena, quando comparados aos valores do concreto
de referência. Enquanto a matriz MCWSF apresentou retração autógena da ordem de
232,8
με, aos 28 dias, os compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de fibras
apresentaram, respectivamente, valores de retração autógena da ordem de 187,4
με, 190
με e 210 με, o que equivale a reduções de 19,5%, 18,4% e 10%. Aos 90 dias de idade,
os compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de fibras de aço apresentaram reduções
de 21,7%, 15,5% e 18,6%, respectivamente.
0 20406080100
-400
-300
-200
-100
0
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Retração autógena (με)
Idade (dias)
Figura 9.1 – Curvas médias de retração autógena dos concretos MCWSF, MCWSFA10,
MCWSFA15 e MCWSFA20.
É importante notar que até a idade de 28 dias, na qual cerca de 68 a 78% das
deformações por retração autógena já ocorreram. Estes resultados estão de acordo com
ACKER e ULM (2001), que relatam que neste período cerca de 60% a 90% da retração
autógena já aconteceu. Além disso, observa-se também que os primeiros dez dias de
idade são marcados por acentuadas deformações por retração autógena, sendo
313
denominado como o período dominante para o surgimento deste tipo de retração. Nesta
idade os valores de retração autógena do concreto de referência e respectivos
compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% já apresentaram, respectivamente, cerca de
60%, 70%, 66% e 74% da retração autógena observada aos 90 dias de idade. A partir
daí, ainda há um aumento de deformações, porém a uma taxa de deformação menor
quando comparada às idades mais jovens (KANELLOPOULOS
et al., 2005).
KANELLOPOULOS
et al. (2005) encontraram contradições em seus próprios estudos,
no que se refere a avaliação da retração autógena em concretos reforçados com fibras de
aço. Reduções das deformações por retração autógena foram observadas, com a
presença das fibras de aço, em amostras de dimensões 50x50x250mm. Porém este
comportamento não foi observado em amostras de dimensões 100x100x500mm. Este
comportamento pode estar associado à orientação das fibras no interior dos moldes. Nas
amostras de menores dimensões as fibras tendem a uma disposição preferencial nos
moldes, o que pode incrementar as propriedades de retração.
Estudos realizados por LOUKILI
et al. (1999) e GARAS et al. (2008) também mostram
reduções nos valores de retração autógena com a presença de fibras de aço, tendo este
comportamento sido associado à boa aderência entre fibra e matriz.
Segundo NEVILLE (1997) a retração autógena é restringida pelo esqueleto sólido da
pasta de cimento hidratada e pela presença dos agregados, o que conduz à obtenção de
menores retrações autógenas em concretos do que em pastas de cimento (NEVILLE,
1997). Neste caso, as fibras representam uma inclusão no concreto, uma restrição
adicional às deformações por retração autógena. Além disso, em idades jovens, idade de
ocorrência deste fenômeno, o concreto está em fase de desenvolvimento de suas
propriedades, onde a sua resistência ainda é baixa, assim como o seu módulo de
elasticidade. Desta forma, tem-se um concreto com baixo módulo de elasticidade em
oposição às fibras de aço que possuem alto módulo de elasticidade, o que pode
amplificar o fenômeno da restrição realizada pela inclusão acima descrito.
9.3 Retração por secagem
Curvas médias de retração por secagem x tempo, em escala linear, para o concreto de
referência MCWSF e respectivos compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, em
volume, de fibras de aço estão apresentadas na Figura 9.2-a. A Figura 9.2-b apresenta os
314
mesmos resultados da Figura 9.2-a, porém em escala semi-logarítmica, com o objetivo
de observar qualquer alteração entre os valores de retração por secagem dos concretos
com relação à cinética da reação. A Figura 9.3 apresenta a variação de massa de água
para cada concreto avaliado. O cálculo de variação de massa é dado pela diferença entre
as leituras de massa do corpo de prova em cada tempo e a leitura de massa inicial,
dividido pela massa inicial do corpo de prova. Este procedimento foi descrito no item
4.6.2.
É importante lembrar que a origem destas curvas corresponde a uma idade de 28 dias,
tempo em que se inicia o ensaio de retração por secagem, conforme já descrito no item
4.6.2.
As curvas mostram que a utilização do reforço fibroso não acarretou variações
significativas nos valores de retração por secagem. Enquanto o concreto de referência
MCWSF apresentou retração por secagem igual a 520,2
με, aos 160 dias de ensaio, os
compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% de fibras apresentaram valores de retração
por secagem iguais a 513,0
με, 502,3 με e 532,3 με, respectivamente. Estes valores
representam, respectivamente, reduções de 1,4% e 3,4%, e um acréscimo de 2,3% em
relação ao concreto sem fibra, o que não é expressivo. A Figura 9.2-b mostra que não
existem variações na cinética da retração com a utilização das fibras de aço.
0 50 100 150 200
-700
-600
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Retração por secagem (με)
Tempo (dias)
Início do ensaio: 28 dias
110100
-700
-600
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Retração por secagem (με)
Tempo (dias)
Início do ensaio: 28 dias
(a) (b)
Figura 9.2 – Curvas obtidas no ensaio de retração por secagem: (a) escala linear e (b)
escala semi-logarítmica.
315
0 50 100 150 200
-2.0
-1.5
-1.0
-0.5
0.0
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Variação de massa de água (%)
Tempo (dias)
Inícìo do ensaio: 28 dias
Figura 9.3 – Curvas de variação de massa de água pelo ensaio de retração por secagem.
A Figura 9.4 mostra a curva retração por secagem x variação de massa de água dos
concretos. Estas curvas mostram uma nuvem de pontos que representa as leituras
realizadas para cada concreto avaliado. Os valores obtidos para todos os concretos
foram ajustados por meio de uma regressão linear, cuja equação e valor de R
2
estão
apresentados na Figura 9.4. Pode-se observar a boa correlação obtida, indicando que a
relação entre a perda de massa e a consequente retração por secagem não apresenta
diferença significativa entre os concretos analisados. Isto indica a semelhança entre o
comportamento de retração por secagem da matriz e dos compósitos reforçados com
fibras de aço. Na equação apresentada na Figura 9.4, tem-se que para cada 1% de
variação de massa de água, ocorre uma deformação de retração por secagem da ordem
de 406
με.
0.0 0.5 1.0 1.5
0
100
200
300
400
500
600
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Retração por secagem (με)
Variação de massa de água (%)
y = 406x
R
2
= 0,9489
Figura 9.4 –Relações entre retração por secagem e variação de massa de água.
Os resultados de retração por secagem em concretos reforçados com fibras relatados na
bibliografia têm variado em função do tipo de fibra utilizado. ATIS
et al. (2009)
316
realizaram ensaios em concretos de referência e concretos constituídos de cinza volante,
em substituição parcial ao cimento, reforçados com 0,25%, 0,5%, 1% e 1,5%, em
volume, de fibras de aço, com início na idade de 1 dia. Os resultados obtidos por ATIS
et al. (2009) mostraram que a adição de fibras de aço acarretou reduções nos valores de
retração por secagem de até 26% em relação ao concreto sem fibra. Este comportamento
foi atribuído ao fato de que parte das fibras que foram distribuídas aleatoriamente na
massa de concreto, durante o processo de moldagem, pode estar disposta paralelamente
às deformações de retração. No momento em que o concreto sofre retração, estas fibras
podem restringir a deformação de retração, reduzindo os seus valores. Por outro lado,
como o ensaio foi iniciado na idade de 1 dia, os resultados incluem também a retração
autógena, e neste caso as fibras podem estar agindo mais fortemente na redução da
retração autógena, do que propriamente na retração por secagem.
Trabalhos com outros tipos de fibra também têm sido realizados. TOLEDO FILHO
et
al.
(2001) concluíram que a retração por secagem dos concretos aumentou com a
presença de fibras vegetais, o que foi atribuído à porosidade de tais fibras que criaram
mais caminhos para a movimentação da água. ALY
et al. (2008) avaliaram a influência
de fibras de polipropileno na retração por secagem de duas matrizes de concreto: uma
constituída de cimento e a outra constituída de 65% de escória, em substituição parcial
ao cimento, nas idades de 1 e 7 dias. Os resultados mostraram que a presença de fibras
de polipropileno aumenta a retração por secagem dos concreto, com maior intensidade
para idades mais jovens.
No presente trabalho, reduções na retração por secagem proporcionada pelas fibras não
foram significativas, uma vez que o ensaio foi iniciado já em idades avançadas (aos 28
dias de idade). Nesta idade, a diferença de rigidez entre a pasta de cimento solidificada e
as inclusões (fibras, agregados) é menos pronunciada e a resistência à tração do
concreto é maior do que nas idades iniciais. Desta forma, as restrições e a possibilidade
de microfissuração são menos importantes, reduzindo a contribuição das fibras para
diminuição da deformação por retração.
9.4 Fluência na compressão
O comportamento à fluência na compressão para cada concreto é apresentado através
dos resultados obtidos para dois corpos de prova. Os corpos de prova, como discutido
317
no item 4.6.3, foram selados de modo a determinar os efeitos de fluência básica. Dois
tipos de curvas são utilizadas nesta avaliação. A primeira curva ilustra as deformações
elásticas do concreto nas fases de carregamento e descarregamento juntamente com as
deformações por fluência específica. O segundo tipo de curva desconsidera as
deformações elásticas, apresentando somente as deformações de fluência específica.
Neste trabalho, as curvas estão apresentadas em forma de fluência específica, dada pela
relação entre os valores de deformação por fluência obtidas em cada instante de tempo e
a tensão aplicada, permitindo uma análise comparativa entre os concretos.
A Figura 9.5 apresenta as curvas de fluência específica do concreto sem reforço fibroso
(concreto MCWSF). Na Figura 9.5-a estão apresentadas as curvas de fluência
específica, considerando as deformações elásticas nas fases de carregamento e
descarregamento. As curvas originárias somente da fluência específica estão
apresentadas na Figura 9.5-b. Procedimento similar de apresentação dos resultados foi
adotado para os compósitos reforçados com fibras de aço. Assim, a Figura 9.6, a Figura
9.7 e a Figura 9.8 apresentam as curvas de fluência específica na compressão dos
compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2%, respectivamente, de fibras de aço.
Estas curvas podem ser divididas em duas regiões. A primeira região corresponde ao
período de carregamento, na qual obtém-se o módulo de elasticidade na idade do
carregamento (neste estudo, 28 dias) e as deformações por fluência por um período de
90 dias após o carregamento. A segunda região corresponde ao período de
descarregamento, na qual obtém-se o módulo de elasticidade na idade de
descarregamento (118 dias) e as deformações de recuperação da fluência.
Os valores de módulo de elasticidade e fluência máxima específica na fase de
carregamento e descarregamento, para cada corpo de prova, estão apresentados na
Tabela 9.1. O módulo de elasticidade é notado como E
fluência_c,dd
, onde dd é a idade para
diferenciá-lo do módulo de elasticidade obtido nas duas fases de ensaio dos corpos de
prova: carregamento e descarregamento. A idade de 70 dias, após o descarregamento,
foi adotada para a determinação da parcela irreversível da fluência.
318
0 50 100 150 20
0
0
10
20
30
40
50
60
MCWSF - cp01
MCWSF - cp02
Deformação elastica +
fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
05010015020
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
MCWSF - cp01
MCWSF - cp02
Fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
(a) (b)
Figura 9.5 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSF: (a) com fase elástica
e (b) sem fase elástica.
0 50 100 150 20
0
0
10
20
30
40
50
60
MCWSFA10 - cp01
MCWSFA10 - cp02
Deformação elastica +
fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
05010015020
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
MCWSFA10 - cp01
MCWSFA10 - cp02
Fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
Figura 9.6 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSFA10: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica.
0 50 100 150 20
0
0
10
20
30
40
50
60
MCWSFA15 - cp01
MCWSFA15 - cp02
Deformação elastica +
fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
05010015020
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
MCWSFA15 - cp01
MCWSFA15 - cp02
Fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
Figura 9.7 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSFA15: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica.
319
0 50 100 150 20
0
0
10
20
30
40
50
60
MCWSFA20 - cp01
MCWSFA20 - cp02
Deformação elastica +
fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
05010015020
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
MCWSFA20 - cp01
MCWSFA20 - cp02
Fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo +28 (dias)
Figura 9.8 – Fluência básica na compressão do concreto MCWSFA20: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica.
Tabela 9.1 – Módulo de elasticidade e fluência na compressão, nas fases de
carregamento e descarregamento.
Carregamento Descarregamento
E
fluência_c,28
(GPa)
Fluência específica
(x10
-6
/MPa)
E
fluência_c,118
(GPa)
Fluência irreversível
(x10
-6
/MPa)
Concretos
Individual Média Individual Média Individual Média Individual Média
cp01 32,00 12,26 38,13 8,35
MCWSF
cp02 32,43
32,2
12,78
12,52
38,60
38,4
7,96
8,15
cp01 31,52 14,44 39,18 8,05
MCWSFA10
cp02 29,34
30,4
16,57
15,51
36,07
37,6
11,84
9,94
cp01 28,14 15,86 37,70 10,97
MCWSFA15
cp02 27,82
28,0
15,44
15,65
38,29
38,0
10,16
10,56
cp01 31,48 15,66 39,93 11,26
MCWSFA20
cp02 31,61
31,5
15,01
15,33
40,07
40,0
10,22
10,74
Com base nas curvas individuais de cada corpo de prova, obtém-se uma curva média de
fluência, de cada concreto, para a avaliação do reforço fibroso em tal propriedade. As
curvas médias resultantes estão apresentadas na Figura 9.9.
320
0 50 100 150 200
0
10
20
30
40
50
60
70
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Deformação elastica +
fluência específica (x10
-6
/MPa)
Tempo (dias)
0 50 100 150 200
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA15
MCWSFA20
Fluência Específica (x10
-6
/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.9 – Fluência básica na compressão dos concretos avaliados: (a) com fase
elástica e (b) sem fase elástica.
Na fase de carregamento, o módulo de elasticidade dos concretos reforçados com fibras
apresentou pequena redução (máximo de 5,6%), em relação ao concreto sem fibra,
exceção feita ao compósito reforçado com 1,5%, em volume, de fibras cuja redução foi
de 13%. Na fase de descarregamento, as variações no módulo de elasticidade entre os
concretos com fibra e a matriz de referência também não foram expressivas. Pode-se
observar que os módulos de elasticidade na idade de 118 dias foram superiores aos
módulos de elasticidade na idade de 28 dias, resultante do progresso de hidratação do
concreto.
Os valores de módulo de elasticidade, aos 28 dias de idade, obtidos por meio do ensaio
de fluência na compressão foram inferiores aos valores de módulo de elasticidade
obtidos no ensaio de resistência à compressão uniaxial (item 6.2.2.2). Enquanto o
concreto de referência (MCWSF) apresentou uma redução de 9,8% no valor de módulo
de elasticidade, os compósitos reforçados com 1%, 1,5% e 2% apresentaram reduções
de 12,6%, 25,1% e 16,4%, respectivamente. Esta variação pode ser explicada pelos
diferentes métodos de medições de deformação (medição interna com extensômetro
elétrico no ensaio de fluência e medição externa com transdutores elétricos no ensaio de
resistência à compressão), bem como pela diferente velocidade de aplicação de carga.
No que se refere à fluência, os resultados mostram que a adição de fibras de aço
aumentou a fluência específica dos concretos. No carregamento, incrementos de
fluência de 23,9%, 25% e 22,4% foram observados com a adição, em volume, de 1%,
1,5% e 2%, respectivamente, de fibras de aço. Estes resultados indicam que o uso de
fibras de aço aumenta a fluência do concreto sob compressão.
321
Os resultados também mostram incrementos na fluência irreversível nos concretos
reforçados com fibras, em relação ao concreto sem reforço fibroso. Entretanto, a
fluência irreversível relacionada à fluência específica total de todos os concretos
analisados, seja sem ou com a presença do reforço fibroso, foi bem similar, na faixa de
0,64 a 0,70. Este fenômento pode ser explicado pela associação entre a fluência
irreversível e a fluência a longo prazo que é originada pela difusão da água nos nano-
poros interfoliares dos hidratos de CSH (GUÉNOT-DELAHAIE, 1996).
Portanto, como as relações entre a fluência irreversível e fluência específica dos
concretos avaliados foram similares, o aumento na fluência do concreto na fase de
carregamento pode ser explicado devido à predominância da fluência a curto prazo
nesta fase do ensaio, conforme definido por BAZANT
et al. (1997). Desta forma, as
fibras podem ter introduzido alterações na micro e meso porosidade do concreto,
acarretando mudanças no movimento da água nestes micro e meso poros do esqueleto
do material.
9.5 Fluência na tração
O ensaio de fluência na tração foi realizado no concreto de referência MCWSF e nos
compósitos reforçados com 1% e 2%, em volume, de fibras de aço. O comportamento
do compósito reforçado com 1,5% de fibras, sob fluência básica na tração, não foi
avaliado em função de se disporem apenas de três pórticos para os ensaios. Os teores
escolhidos (1% e 2%) foram considerados como os mais adequados para conferir a
influência do reforço fibroso no comportamento de fluência na tração.
As curvas são apresentadas em forma de fluência específica, referente à divisão entre os
valores de deformação por fluência obtidas em cada instante de tempo e a tensão
aplicada, conforme citado no item 4.6.4.
Curvas de fluência específica na tração dos concretos MCWSF e MCWSFA20 estão
apresentadas na Figura 9.10 e na Figura 9.11, respectivamente. Ressalta-se que por
problemas ocorridos durante a instrumentação utilizada no ensaio, não foi possível
avaliar completamente a influência do compósito reforçado com 1% de fibras, sob
fluência na tração, até 90 dias de idade. O resultado do ensaio para este compósito só foi
obtido até a idade de 23 dias após o carregamento, conforme ilustrado na Figura 9.12,
322
sendo um tempo curto para análise da fluência e análise comparativa com os demais
concretos.
As curvas de fluência específica para os concretos avaliados estão agrupadas na Figura
9.12. Similarmente aos resultados de compressão, apresentados anteriormente, as curvas
também podem ser divididas em duas regiões, correspondentes às fases de carregamento
e descarregamento, onde são calculados os valores de módulo de elasticidade e de
fluência.
Os valores de módulo de elasticidade na tração (E
fluência_t,idade
) e fluência máxima
específica na fase de carregamento e descarregamento dos concretos estudados estão
apresentados na Tabela 9.2. A fluência irreversível foi determinada após 10 dias de
descarregamento dos corpos de prova.
As curvas apresentadas nas figuras abaixo, assim como os valores apresentados na
Tabela 9.2, referem-se ao resultado de uma única amostra, uma vez que a segunda
amostra ensaiada, para cada concreto, precisou ser descartada, devido a problemas
ocorridos na durante a realização dos ensaios.
0 2040608010012
0
0
20
40
60
80
100
MCWSF
Fluência específica na tração (x10
-6
/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.10 – Fluência específica na tração do concreto MCWSF, considerando as fases
elásticas.
323
0 20406080100120
0
20
40
60
80
100
MCWSFA20
Fluência específica na tração (x10
-6
/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.11 – Fluência específica na tração do concreto MCWSFA20, considerando as
fases elásticas.
0 2040608010012
0
0
20
40
60
80
100
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
Fluência específica na tração (x10
-6
/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.12 – Fluência específica na tração dos concretos MCWSF, MCWSFA10 e
MCWSFA20, considerando as fases elásticas.
Tabela 9.2 – Módulo de elasticidade e fluência na tração, nas fases de carregamento e
descarregamento.
Carregamento Descarregamento
E
fluência_t,28
(GPa)
Fluência
específica
(x10
-6
/MPa)
E
fluência_t,118
(GPa)
Fluência
irreversível
(x10
-6
/MPa)
Concretos
Unitário Média Unitário Média Unitário Média Unitário Média
cp01 30,58 44,90 46,21 42,30
MCWSF
cp02 -
30,58
-
44,90
-
46,21
-
42,30
cp01 36,73 16,85 38,81 11,16
MCWSFA20
cp02 -
36,73
-
16,85
-
38,81
-
11,16
324
Os resultados mostram que, na fase de carregamento, o compósito reforçado com 2% de
fibras apresentou acréscimo de 20%, no módulo de elasticidade, em relação ao concreto
sem reforço fibroso. Entretanto, na fase de descarregamento, houve uma redução de
16% no módulo de elasticidade do concreto reforçado com 2% de fibras em relação ao
concreto sem fibra.
Em relação à fluência, diferentemente do comportamento de fluência observado na
compressão, as fibras exerceram importante função na redução da fluência na tração. No
carregamento, uma redução de 65% no valor de fluência foi observada com a utilização
de 2%, em volume, de fibras de aço. Além disso, a relação entre a fluência irreversível e
a fluência específica total foi menor para o concreto com fibra. Estas relações foram de
0,88 e 0,66 para os concretos MCWSF e MCWSFA20, respectivamente.
Sugere-se que as fibras por estarem distribuídas na direção preferencial ao
carregamento, favorecem a redução da fluência à tração. Neste sentido, a avaliação da
influência das fibras na fluência à tração é feita na escala macroscópica, onde as fibras
agem no sentido de “costurar” microfissuras existentes na pasta de cimento.
9.6 Fluência na flexão
Curvas de fluência na flexão, em corpos de prova selados, para o concreto de referência
MCWSF e respectivos compósitos reforçados com 1% e 2% de fibras de aço estão
apresentadas, respectivamente, na Figura 9.13, Figura 9.14 e Figura 9.15. Em cada uma
destas figuras estão ilustradas as curvas de cada corpo de prova submetido à fluência. O
comportamento do compósito reforçado com 1,5% de fibras, sob fluência na flexão, não
foi avaliado em função de se disporem apenas de três pórticos para os ensaios. Os teores
escolhidos (1% e 2%) foram considerados como os mais adequados para conferir a
influência do reforço fibroso no comportamento de fluência na flexão.
Como o ensaio foi realizado para avaliação da fluência na flexão em termos de flecha,
as curvas são apresentadas em forma de deslocamentos específicos, referentes à divisão
entre os valores de deslocamento por fluência obtidos em cada instante de tempo e a
tensão aplicada considerando a teoria de viga clássica de resistência dos materiais (item
4.6.5).
325
Com base nas curvas individuais de cada corpo de prova, obtém-se curvas médias de
fluência na flexão para cada concreto avaliado. Estas curvas estão agrupadas na Figura
9.16.
Os resultados de deslocamentos específicos são avaliados considerando as duas regiões
distintas das curvas obtidas na execução do ensaio: fases de carregamento e
descarregamento. Na primeira fase determina-se o deslocamento específico total para
cada concreto e na segunda fase calcula-se a parcela referente ao deslocamento
irreversível. Este último foi determinado na idade correspondente a 10 dias após o
descarregamento, ou seja, 100 dias após o carregamento. Os valores obtidos estão
apresentados na Tabela 9.3.
0 20406080100120
0.00
0.01
0.02
0.03
MCWSF - cp01
MCWSF - cp02
Deslocamento específico (mm/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.13 – Fluência na flexão: deslocamento específico do concreto MCWSF.
0 20406080100120
0.00
0.01
0.02
0.03
MCWSFA10 - cp01
MCWSFA10 - cp02
Deslocamento específico (mm/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.14 – Fluência na flexão: deslocamento específico do concreto MCWSFA10.
326
0 20 40 60 80 100 120
0.00
0.01
0.02
0.03
MCWSFA20 - cp01
MCWSFA20 - cp02
Deslocamento específico (mm/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.15 – Fluência na flexão: deslocamento específico do concreto MCWSFA20.
0 20406080100120
0.00
0.01
0.02
0.03
MCWSF
MCWSFA10
MCWSFA20
Deslocamento específico (mm/MPa)
Tempo (dias)
Figura 9.16 – Fluência na flexão: deslocamento específico entre os concretos MCWSF,
MCWSFA10 e MCWSFA20.
Tabela 9.3 – Valores médios de deslocamentos específicos, na fluência à flexão.
Carregamento Descarregamento
Deslocamento específico
(mm/MPa)
Deslocamento irreversível
(mm/MPa)
Concretos
Unitário Média Unitário Média
cp01 0,01523 0,01462
MCWSF
cp02 0,02021
0,01772
0,01995
0,01728
cp01 0,01291 0,01108
MCWSFA10
cp02 0,01532
0,01411
0,01442
0,01275
cp01 0,00997 0,00920
MCWSFA20
cp02 0,01007
0,01002
0,00874
0,00897
327
Os resultados mostram que o uso de fibras, nas frações volumétricas de 1% e 2%,
possibilitou reduções expressivas nos valores de deslocamentos, quando comparados
aos valores de deslocamentos obtidos para o concreto sem reforço fibroso. No
carregamento, reduções de 20% e 43% no valor de deslocamento foram observadas com
a utilização de 1% e 2%, em volume, respectivamente, de fibras de aço. Na fase de
descarregamento, os deslocamentos irreversíveis também foram reduzidos com a
presença das fibras de aço, sendo da ordem de 26% e 48% com a utilização de 1% e 2%
de fibras, respectivamente.
Por outro lado, a recuperação da fluência na flexão foi similar para todos os concretos,
Esta análise pode ser feita com base nas relações entre o deslocamento irreversível e o
deslocamento total de cada concreto. As relações obtidas mantiveram-se na faixa de
0,90 a 0,96.
Similarmente ao comportamento de fluência à tração, as fibras exercem efeito
importante na capacidade de redução das deformações de fluência na flexão. Neste caso,
as fibras também estão orientadas na direção preferencial ao carregamento. Sua
influência na redução das deformações de fluência está atribuída à capacidade de
restrição das microfissuras da pasta de cimento.
9.7 Resumo do capítulo 9
A inclusão de fibras de aço no concreto foi capaz de promover reduções nos valores de
retração autógena dos concretos, onde a maior parte desta deformação ocorreu até os
dez dias de idade. Por outro lado, a retração por secagem não foi alterada de forma
expressiva com a presença das fibras.
A fluência dos concretos reforçados com fibras de aço na compressão foi superior ao do
concreto sem fibra, devido, provavelmente, a alterações microestruturais na pasta de
cimento que provocaram modificações na movimentação da água entre os capilares.
Entretanto, para consolidar estes resultados, estudos adicionais de porosidade e
permeabilidade são importantes a fim de auxiliar no entendimento dos resultados de
fluência.
No que se refere à fluência na tração e flexão, comportamento oposto à fluência na
compressão foi observado. A presença de fibras de aço proporcionou reduções
328
consideráveis nos valores de fluência, em relação ao concreto sem fibra. Neste caso, o
efeito das fibras foi mais preponderante na escala macroscópica, restringindo as
microfissuras da pasta de cimento.
329
C
C
a
a
p
p
í
í
t
t
u
u
l
l
o
o
1
1
0
0
.
.
Conclusões
10.1 Conclusões
Os materiais selecionados para a produção dos concretos de referência (matrizes)
permitiram a obtenção de matrizes auto-adensáveis, caracterizadas através do reômetro
BTRHEOM, que é um ensaio característico para a determinação das leis de fluxo que
regem este tipo de concreto. A viscosidade plástica manteve-se na faixa de 214 a 219
Pa.s enquanto que a tensão cisalhante ficou na faixa de 113 a 203 Pa, durante a primeira
série de ensaio de cada concreto. A elevada trabalhabilidade destas matrizes permitiu a
incorporação de altas frações volumétricas de fibras de aço (máximo de 195 kg/m
3
).
Para todas as frações volumétricas utilizadas, os compósitos produzidos apresentaram
reologia adequada. Mesmo para a maior fração volumétrica (2,5%), os compósitos
apresentaram boa capacidade de adensamento após a vibração dos mesmos. Embora a
trabalhabilidade de qualquer concreto fique prejudicada com a incorporação de fibras e
possível formação de novelos na massa de concreto, o uso de matrizes auto-adensáveis
eliminou este problema. No presente trabalho aliou-se o benefício da reologia dos
concretos auto-adensáveis aos ganhos proporcionados pelas fibras de aço, de controle
do processo de micro e macrofissuração do concreto. As frações volumétricas de fibras
de aço adicionadas ao concreto permitiram a produção de compósitos com elevado
desempenho mecânico.
Independentemente da idade analisada, o uso de fibras de aço como reforço acarretou
aumentos significativos nos valores de resistência à compressão, deformação axial de
pico e, em menor escala, nos valores de módulo de elasticidade. Incrementos máximos
330
de 31% e 72% foram observados nas propriedades de resistência à compressão e
deformação, respectivamente, sob análise no nível de ruptura. As fibras de aço também
proporcionaram acréscimos nos concretos quando submetidos a esforços de tração na
flexão, cujo incremento máximo observado foi da ordem de 164% na tensão de ruptura.
Na maioria das avaliações, a fração volumétrica referente a 2% de fibras foi considerada
como um valor limite de utilização, de forma a alcançar um concreto tanto com bom
desempenho reológico quanto mecânico (compressão e tração na flexão). Quando a
hibridização do reforço foi avaliada, observou-se que a substituição de 0,5% de fibras
de comprimento de 35 mm por fibras com comprimento igual a 13 mm (compósitos
MCWSA1505 e MCWSFA1505) não foi suficiente para promover alterações
expressivas nas propriedades dos compósitos, em relação às misturas reforçadas com
2% de fibras de 35 mm de comprimento (misturas MCWSA20 e MCWSFA20).
Considerando a presença da volastonita nos compósitos, avaliou-se a sua influência nos
concretos. Observou-se que sua incorporação ao concreto possibilitou o aumento da
viscosidade plástica das matrizes de concreto para faixa adequada aos concretos auto-
adensáveis. A viscosidade plástica do concreto contendo volastonita foi da ordem de 5,5
vezes a viscosidade plástica do concreto sem volastonita. Os ensaios realizados pelo
reômetro em concretos com e sem micro-reforço mostraram claramente a sua
importância. Além disso, a presença da volastonita age na escala micro do material,
melhorando consideravelmente as propriedades mecânicas dos compósitos. Na
compressão, a volastonita proporcionou incrementos máximos de 35% e 10% para
cargas de primeira fissura e ruptura, respectivamente. O módulo de elasticidade
apresentou incrementos de 16% no seu valor com a presença da volastonita. Na flexão,
um incremento de 16% foi observado na tensão de ruptura, aos 28 dias.
Os resultados de resistência à compressão e resistência à tração na flexão obtidos em
corpos de prova com idades avançadas, permitiram a constatação da geração contínua
de silicatos de cálcio hidratado. Essa evolução, como esperado, foi maior para a matriz
contendo cinza volante.
Quanto aos ensaios de tração direta, os resultados mostraram que elevados coeficientes
de variação foram obtidos, conforme já observado por alguns pesquisadores. Este
comportamento ocorre devido a vários fatores, descritos no Capítulo 2, entre eles, o
posicionamento, no que se refere ao alinhamento, do corpo de prova na máquina de
ensaio e a própria heterogeneidade do material, que torna-se acentuada em concretos
331
fibrosos. Neste caso, os resultados obtidos são dependentes do número de fibras que
intercepta a fissura no momento da ruptura. Nos ensaios realizados, a análise entre as
diferentes direções de moldagem evidenciou a importância da distribuição das fibras no
comportamento sob tração direta dos compósitos. Os valores de resistência à tração
direta, deformação e tenacidade são alterados de maneira expressiva quando as fibras
estão orientadas na direção do carregamento quando comparados ao resultados obtidos
para os concretos cujas fibras estão dispersas aleatorimente na massa de concreto. Os
valores de resistência à tração direta, deformação e tenacidade apresentaram
incrementos máximos de 27%, 32% e 321%, respectivamente. Este comportamento é
coerente com a observação visual dos corpos de prova, onde maior número de fibras é
observado na região de ruptura. As análises realizadas e os resultados obtidos de tração
direta permitiram a identificação de alguns limites, com relação à disposição das fibras
nos moldes: limite máximo (amostras prismáticas moldadas na direção horizontal),
limite mínimo (amostras prismáticas moldadas na direção vertical) e limite
intermediário (amostras cilíndricas). Os ensaios realizados com corpos de prova
moldados na direção horizontal possibilitaram determinar relações constitutivas sob
tração, que aliados ao comportamento tensão
x deformação sob compressão, foram
capazes de reproduzir numericamente o comportamento sob flexão obtido
experimentalmente.
O elevado desempenho mecânico e a adequada reologia dos concretos produzidos
desperta o interesse na sua utilização em estruturas massivas de concreto densamente
armadas, visando a redução da taxa de armadura convencional. Estruturas massivas,
comuns em obras de infra-estrutura, possuem elementos de concreto de grandes
dimensões, com grande consumo de material e, consequentemente, elevada geração de
calor. Tal fato torna o controle da fissuração durante o endurecimento do material
determinante no planejamento do processo construtivo. Com esta proposta, as
propriedades térmicas e as propriedades dependentes do tempo, como retração e
fluência tornam-se relevantes. Além disso, a importância da avaliação destas
propriedades é reforçada, considerando que não existem trabalhos suficientes com
relação a estas propriedades, de forma a tornar este concreto um produto corrente na
indústria da construção civil.
Com relação ao comportamento térmico, as fibras de aço não causaram alterações nos
valores de elevação adiabática de temperatura, calor específico e coeficiente de
332
dilatação térmica. Por outro lado, forneceram maior capacidade de difusão e condução
do calor. Incrementos máximos de 21% e 19% foram observados nos valores de
difusividade e condutividade térmica, respectivamente, com a utilização de 2%, em
volume, de fibras de aço.
Com relação à retração autógena, as fibras de aço proporcionaram reduções nos seus
valores, com restrições à deformação deste tipo de retração. Aos 28 dias, a redução
máxima observada foi 20% no concreto reforçado com 1%, em volume, de fibras de
aço. No que se refere à retração por secagem, a inclusão das fibras não acarretou
mudanças significativas com relação à matriz. Credita-se este comportamento ao fato de
que para idades mais avançadas (28 dias) a diferença entre a rigidez da pasta de cimento
e das fibras é menor.
O uso de fibras de aço aumentou a fluência do concreto sob compressão (máximo 25%),
cujo comportamento pode estar atribuído às alterações na micro e meso porosidade do
concreto, o que acarretou alterações na movimentação da água nestes poros. Por outro
lado, a fluência do concreto sob tração e flexão foi reduzida com a presença das fibras
de aço. As reduções máximas observadas foram de 62% e 43% na fluência à tração e
flexão, respectivamente. Neste caso, a influência das fibras residiu, principalmente, na
macro escala do material, uma vez que estão dispostas, no interior da massa de
concreto, na direção preferencial ao carregamento.
Embora a avaliação de propriedades tradicionais, como resistência à compressão e
flexão, em concretos reforçados com fibras de aço tenha apresentado um avanço
progressivo de pesquisas nas últimas décadas, o mesmo não se pode dizer com relação a
outras importantes propriedades analisadas na presente tese, necessárias para a efetiva
aplicação do material. A determinação de relações constitutivas sob tração direta é
determinante para a aplicabilidade dos compósitos em estruturas de concreto,
considerando o aumento da capacidade de deformação do material proporcionado pelas
fibras. O comportamento sob carga de longa duração, na compressão, tração ou flexão,
também deve ser conhecido e considerado no cálculo e execução de estruturas de
concreto, seja ele simples, armado ou protendido. Do mesmo modo, as variações
dimensionais provocadas pela retração dos concretos, devem ser estudadas e
compreendidas de modo a evitar possíveis problemas patológicos advindos da
fissuração provocada por tais deformações quando restritas. Da mesma forma, as
propriedades térmicas são fundamentais para prever e evitar a possiblidade de
333
fissuração por deformações de origem térmica, particularmente em função do calor
gerado pela reação de hidratação. Os resultados obtidos apontam para a possibilidade de
utilização do concreto fibroso reforçado com fibras de aço em estruturas massivas,
permitindo um adequado controle da fissuração nas primeiras idades do material. Por
fim, as metodologias utilizadas neste trabalho foram capazes de avaliar o
comportamento do concreto reforçado com fibras sob diferentes condições,
representando uma contribuição à sua aplicação em larga escala.
10.2 Sugestões para trabalhos futuros
O uso do concreto reforçado com fibras de aço intensificou-se nas últimas décadas,
tornando necessário a avaliação do seu comportamento sob diferentes esforços, no qual
enquadram-se os resultados do presente trabalho. Entretanto, algumas propriedades
ainda precisam ser determinadas e pesquisadas com maior intensidade de forma a tornar
corrente o uso deste tipo de material nas aplicações reais de engenharia civil.
Neste trabalho, o comportamento reológico dos concretos fibrosos foi avaliado através
do ensaio de tempo de VeBe. Um complemento a esta avaliação seria a determinação
das características de fluxo do concreto (viscosidade e tensão cisalhante) através do
ensaio do reômetro BTRHEOM e sua capacidade de bombeabilidade através de ensaios
de tribologia.
Quanto ao comportamento mecânico, seria relevante a avaliação das propriedades
dinâmicas deste concreto, tais como resistência à fadiga e choque. Além disso, algumas
propriedades mecânicas, como resistência à compressão, flexão e tração direta também
podem ser avaliadas no concreto submetido a altas temperaturas. Neste sentido, avalia-
se também a existência ou não de restrição à fragmentação do concreto pelas fibras de
aço.
O comportamento sob longa duração no que se refere à fluência na compressão, na
flexão e na tração foi avaliado com os concretos na condição não-fissurada. Sugere-se a
avaliação destes comportamentos com as amostras pré-fissuradas.
Por fim, o estudo de durabilidade destes concretos seria um complemento à avaliação do
comportamento dos concretos fibrosos, consolidando os resultados mecânicos obtidos e
auxiliando no entendimento do comportamento sob longa duração. Neste sentido,
334
incluem-se o estudo de permeabilidade, penetração acelerada de íons cloreto,
porosidade por absorção capilar, porosidade por imersão e porosimetria por intrusão de
mercúrio.
335
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336
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Compressão
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