( PDF ) Comportamento do concreto geopolimérico para pavimento sob carregamento cíclico

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INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA

ALISSON CLAY RIOS DA SILVA

COMPORTAMENTO DO CONCRETO GEOPOLIMÉRICO PARA PAVIMENTO

SOB CARREGAMENTO CÍCLICO

Dissertação de Mestrado apresentada ao Curso de

Mestrado em Ciência dos Materiais do Instituto

Militar de Engenharia, como requisito parcial para a

obtenção do título de Mestre em Ciências em

Ciência dos Materiais.

Orientador: Prof. Clelio Thaumaturgo - D.C.

Rio de Janeiro

2006

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c2006

INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA

Praça General Tibúrcio, 80 – Praia Vermelha.

Rio de Janeiro - RJ CEP: 22290-270

Este exemplar é de propriedade do Instituto Militar de Engenharia, que poderá

incluí-lo em base de dados, armazenar em computador, microfilmar ou adotar

qualquer forma de arquivamento.

É permitida a menção, reprodução parcial ou integral e a transmissão entre

bibliotecas deste trabalho, sem modificação de seu texto, em qualquer meio que

esteja ou venha a ser fixado, para pesquisa acadêmica, comentários e citações,

desde que sem finalidade comercial e que seja feita a referência bibliográfica

completa.

Os conceitos expressos neste trabalho são de responsabilidade do(s) autor

(es) e do(s) orientador (es).

S 586 Silva, Alisson Clay Rios da.

Comportamento do concreto geopolimérico para Pavimento sob carregamento

cíclico.

Alisson Clay Rios da Silva – Rio de Janeiro: Instituto Militar de Engenharia, 2006.

183 p.:il.,

Dissertação (mestrado)- Instituto Militar de Engenharia, 2006.

1. Concreto. 2. Geopolímero. 3. Fadiga. 4. Propriedades mecânicas. I.

Título. II. Instituto.Militar de Engenharia.

CDD: 624.1834

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INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA

ALISSON CLAY RIOS DA SILVA

COMPORTAMENTO DO CONCRETO GEOPOLIMÉRICO PARA PAVIMENTO

SOB CARREGAMENTO CÍCLICO

Dissertação de Mestrado apresentada ao Curso de Mestrado em Ciência dos

Materiais do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção

do título de Mestre em Ciências em Ciência dos Materiais.

Orientador: Clelio Thaumaturgo - D.C.

Aprovada em 16 de fevereiro de 2006 pela seguinte Banca Examinadora:

_______________________________________________________________

Prof. Clelio Thaumaturgo – D.C. do IME - Presidente

_______________________________________________________________

Prof. Antônio Eduardo Polisseni – D.C. da UFJF

_______________________________________________________________

Prof. Alaelson Vieira Gomes – D.C. do IME

_______________________________________________________________

Prof. Felipe José Silva – D.C. do IME

_______________________________________________________________

Prof. Elie Chahdan Mounzer – D.C. da UNIPLI

Rio de Janeiro

2006

“O verdadeiro idealista não é aquele cujos sonhos

são delimitados pelas montanhas que o cercam,

mas sim pela força, coragem e pela fé que ele

tem em si mesmo”.

(Alisson)

A meus pais, Reginaldo e Ceres. Em homenagem

a essa união, que este ano completa 30 anos e

que estrutura e fortalece meu ser a cada dia. Amo

vocês.

AGRADECIMENTOS

Primeiramente a DEUS, PAI protetor e fonte de toda a minha força, sabedoria e

principalmente fé.

Aos meus pais Reginaldo e Ceres, meus irmãos André (gulhus) e Regina

(pó), meu cunhado (irmão) Lennon, minha sobrinha Beatriz (super neném), que a

pesar da distância, me deram sempre muita força, determinação, coragem,

carinho, alegria e vontade de vencer.

A Família Silva e a Família Rios, por todo amor, carinho e formação pessoal.

Um agradecimento todo especial ao meu avô Benedito Silva, “in

memorian”, por sua simplicidade, humildade e exemplo de trabalhador. Senti

muito sua força e proteção no desenvolvimento deste trabalho, pois colher de

pedreiro, cimento, pedra, areia e outros acessórios da construção civil sempre

fizeram parte de sua vida e que me acompanharam diariamente durante todos os

experimentos desta pesquisa. Saudades de você meu vô “Bené”.

Ao meu grande AMIGO Wallace, pelo incentivo de enfrentar o grande

desafio de estudar no Rio de Janeiro e no IME.

Ao meu amigo Carlos, pela acolhida na chegada ao Rio de Janeiro.

Aos meus Professores e orientadores, Clelio Thaumaturgo e Felipe Silva,

desbravadores de condições estruturais para o desenvolvimento da pesquisa em

geopolímero. Obrigado pela orientação, respeito, paciência, compreensão e por

confiarem no meu potencial para o desenvolvimento deste trabalho.

A todos os professores do IME, pelo conhecimento adquirido.

Aos amigos, Claudia, Vivienne, Vivian, Sheyla, Fernando, Cap. Ricardo,

Alberto, Douglas, Edson, Ducos, Gláucio, Liliane, Luiz Eduardo, Jackeline, André,

Fabiana, Renata e Osmar , pelos momentos de companheirismo.

Aos meus companheiros diários de trabalho, Leonardo, Izabella,

Fernandão, Elie, Fabiano e Diegles. Um agradecimento todo particular ao meu

grande amigo e irmão Diegles (louro), pela amizade, compreensão, respeito e

principalmente pela paciência nos momentos de minhas dificuldades acadêmicas.

Conseguimos chegar juntos, valeu louro.

Aos amigos do curso de Transportes e Nuclear, Gleicy, Amílcar e Luiz, pela

oportunidade do conhecimento em outras áreas de estudo e amizade.

Aos meus amigos de curso dentro e fora do IME, Itamar, Christian e

Tibério, pelos bons momentos em nossas reuniões cheias de descontração e

muita alegria.

As minhas amigas, Déia e Patrícia, pela oportunidade de me apresentarem

melhor as coisas boas do Rio de Janeiro.

A amiga Adriana pela acolhida nesta reta final de Dissertação.

Aos funcionários do IME, em especial, ao velhinho prestativo Cap. Veltri,

por sua grande atenção e prestatividade para comigo. Aos técnicos Joel,

Leonardo e Vanderlei, pelo apoio no desenvolvimento desta pesquisa.

Aos técnicos do Laboratório de Compósitos, Eduardo e “sorriso” pela

contribuição indispensável durante a realização da parte experimental desta

pesquisa. Valeu “cambada”.

A minha namorada, amiga e companheira em TODOS os momentos desta

difícil jornada, que sempre disposta a compreender, ajudar e me incentivar,

contribuiu da mais bela forma possível para que eu alcançasse meus objetivos.

Quero te dizer o quanto te admiro, por seres uma pessoa linda em teus atos e em

teus pensamentos. Obrigado Elaine, minha pequena grande mulher.

Obrigado meu DEUS, por me passares tanta confiança, tanta força e me

fazer entender que uma Dissertação é feita com muito sacrifício sim, mas que o

bom é olhar pra traz e saber que todo esse sacrifício é a essência que nos traz a

satisfação ímpar que sentimos ao chegar ao final do trabalho e poder dizer, eu

sou capaz.

Obrigado a todos aqueles que de uma forma ou de outra contribuíram no

desenvolvimento deste trabalho. Meus sinceros agradecimentos.

Valeu.

SUMÁRIO

LISTA DE ILUSTRAÇÕES ....................................................................................12

LISTA DE TABELAS .............................................................................................18

LISTA DE ABREVIATURAS e SÍMBOLOS ...........................................................24

LISTA DE SIGLAS ................................................................................................27

1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................30

1.1 MOTIVAÇÃO...........................................................................................30

1.2 OBJETIVO...............................................................................................30

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA..............................................................................31

2.1 Geopolímero............................................................................................31

2.1.1 Cimento Geopolimérico...........................................................................33

2.1.1.1 Metacaulim..............................................................................................36

2.1.1.2 Escória Básica Granulada de Alto-Forno (EBGAF).................................39

2.1.2 Concreto de Cimento Geopolimérico (CCG)............................................40

2.2 Pavimento De Concreto ..........................................................................44

2.3 Fadiga .....................................................................................................53

2.3.1 Comportamento Sob Fadiga do Concreto...............................................53

2.3.2 Fadiga em Pavimentos de Concreto. .....................................................55

2.3.3 Fatores que Afetam o Comportamento Sob Fadiga...............................57

2.3.3.1 Relacionados ao Tráfego .......................................................................57

2.3.3.2 Condições Climáticas.............................................................................58

2.3.3.3 Níveis de Aplicação de Tensões ............................................................59

2.3.3.4 Freqüência de Aplicação de Cargas.......................................................62

2.3.3.5 Concreto Reforçado Com Fibras de Aço (CRFA)...................................63

2.3.4 Materiais que Constituem o Concreto ....................................................65

2.3.4.1 Dimensões dos Agregados ....................................................................66

2.3.4.2 Relação Água / Aglomerante (a/a’) ........................................................66

2.3.4.3 Consumo de Cimento.............................................................................67

2.3.5 Hipótese de Palmgren-Miner (Dano Contínuo Linear)............................68

2.3.6 Modelos de Fadiga Para Pavimentos de Concreto ................................69

2.3.6.1 Modelos Experimentais..........................................................................70

2.3.6.2 Modelo Atualmente Empregado no Brasil..............................................71

3 MATERIAIS E MÉTODOS .................................................................................72

3.1 Materiais.................................................................................................72

3.1.1 Agregado Miúdo .....................................................................................72

3.1.2 Agregado Graúdo...................................................................................73

3.1.3 Cimento Geopolimérico..........................................................................75

3.1.3.1 Metacaulim .............................................................................................75

3.1.3.2 Cimento CPIII .........................................................................................77

3.1.3.3 Silicato de Sódio.....................................................................................79

3.1.4 Cimento Portland....................................................................................81

3.1.5 Fibras de Aço .........................................................................................85

3.2 Métodos Experimentais..........................................................................86

3.2.1 Calcinação do Caulim.............................................................................86

3.2.2 Obtenção do CCG..................................................................................86

3.2.3 Obtenção do CCP ..................................................................................89

3.2.4 Determinação da Consistência Ideal......................................................90

3.2.5 Moldagem de Corpos-de-Prova .............................................................91

3.2.5.1 Confecção de Corpos-de-Prova Cilíndricos ...........................................91

3.2.5.2 Confecção de Corpos-de-Prova Prismáticos..........................................92

3.2.5.2.1 Seleção das Dimensões dos Corpos-de-Prova...................................... 94

3.2.6 Absorção de Água, Índice de Vazios e Massa Específica......................99

3.2.7 Resistência à Compressão Axial..........................................................100

3.2.8 Resistência à Tração por Compressão Diametral (Tração Indireta).....101

3.2.9 Módulo de Elasticidade e Coeficiente de Poisson................................102

3.2.10 Resistência à Flexão ............................................................................104

3.2.11 Ensaio de Fadiga..................................................................................104

3.2.11.1 Metodologia dos Ensaios de Fadiga.....................................................106

3.2.11.2 Ensaios de Fadiga no CCG..................................................................108

3.2.11.3 Ensaios de Fadiga no CCP ..................................................................112

3.2.12 Desgaste por Abrasão Superficial ........................................................114

3.2.13 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) ........................................115

4 RESULTADOS.................................................................................................116

4.1 Ensaios Preliminares............................................................................116

4.2 Dosagem..............................................................................................118

4.3 Ajuste de Consistência.........................................................................122

4.4 Absorção de Água, Índice de Vazios e Massa Específica....................124

4.5 Compressão Axial ................................................................................125

4.6 Compressão Diametral.........................................................................128

4.7 Módulo de Elasticidade (E) e Coeficiente de Poisson ().....................129

4.8 Flexão...................................................................................................131

4.8.1 Resistência de Corpos-de-Prova de Diferentes Dimensões.................131

4.8.2 Resultados Obtidos para Dimensões de 100x100x400 mm.................137

4.8.2.1 Concreto Reforçado com Fibras de Aço...............................................140

4.9 Ensaio de Fadiga..................................................................................144

4.9.1 Ensaios com Tensão Constante...........................................................144

4.9.2 Ensaios com Diferentes Freqüências de Aplicação de Carga..............149

4.9.3 Ensaios com Tensão Variável ..............................................................153

4.9.4 Ensaios com o CCG Para Diferentes Tensões Mínimas......................157

4.9.5 Ensaios com o CCG Para Diferentes Idades .......................................160

4.9.6 Ensaios com o CCG para Diferentes Volumes de Fibras.....................163

4.10 Desgaste por Abrasão Superficial ........................................................167

4.11 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV). .......................................168

5 CONCLUSÕES ................................................................................................173

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ..............................................175

7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................................176

LISTA DE ILUSTRAÇÕES

FIG.2.1 Fórmula empírica, nomenclatura e abreviaturas propostas para os

geopolímeros e suas estruturas tridimensionais de silico-aluminatos

amorfos a semi-cristalinos : [a] : polissialato ; [b] : polisiloxosialato ; [c] :

polidisiloxosialato, (DAVIDOVITS, 1991)..............................................32

FIG.2.2 (a) Estrutura proposta para o polímero Na-polissialato. (Ib) Estrutura

tridimensional proposta para Na-polissialato, (BARBOSA e

THAUMATURGO, 2000). .....................................................................32

FIG.2.3 Produção anual de cimento Portland e CO

no mundo. Os cimentos

Geopoliméricos assumindo um mercado potencial, com uma redução

na produção do cimento Portland em 1989, (DAVIDOVITS, 1991)......34

FIG.2.4 Estrutura da gibbsita (a), Sílica (b), Montagem da estrutura ideal da

caulinita (c), Estrutura final da caulinita (d), (GARDOLINSKI et al,

2003)....................................................................................................37

FIG.2.5 Empilhamento e estrutura do cristal lamelar da caulinita, (SANTOS,

1989)....................................................................................................37

FIG.2.6 (a) Estrutura lamelar da caulinita, (FERNANDES, 1992); (b) Cristais de

caulinita do Rio Capim, (LUZ e CHAVES, 2000)..................................38

FIG.2.7 Metacaulins obtidos pelo processo de calcinação: (a) 850 ºC / 4h, (b) 850

ºC / 24h, (LIMA, 2004)..........................................................................39

FIG.2.8 Resistência à compressão em diferentes idades, (HARDJITO et al,

2004)....................................................................................................42

FIG.2.9 Resistência à tração obtida por ensaios de compressão diametral para o

CCG e CCP, (THOMAZ, 2000).............................................................43

FIG.2.10 Custos X Durabilidade de pavimentos rígidos e flexíveis, (ABCP, 2000).45

FIG.2.11 Exemplos de utilização de pavimentos rígidos,(a) Rodovia Itaipava (RJ);

(b) Pátio de Manobras do Aeroporto Santos Dumont (RJ); (c) Av. Edson

Passos, (RJ); (d) Praia da Boa Viagem, (PE), (RODRIGUES, 2003)...46

FIG.2.12 Correlação entre CBR e K, (RODRIGUES, 2003).................................49

FIG.2.13 Seção de pavimentos, (a) rígido (b) flexível, (ABCP, 2005). .................50

FIG.2.14 Distribuição das pressões nas camadas de solo subjacentes ao

revestimento de concreto, (RODRIGUES, 2003). ................................50

FIG.2.15 Curvas S-N para valores de R constantes, onde R’ = S

min

max

, (AITCIN,

2000)....................................................................................................55

FIG.2.16 Empenamento da placa devido ao gradiente térmico, (PEREIRA, 1998).58

FIG.2.17 Representação gráfica dos ensaios de fadiga à tensão e deformação

controlada, (ALBUQUERQUE, 2005)...................................................61

FIG.2.18 Influência do modo de carregamento na vida em fadiga,

(ALBUQUERQUE, 2005)......................................................................61

FIG.2.19 Matriz frente à fissuração, (FIGUEIREDO, 2000)..................................65

FIG.2.20 Matriz com fibra de aço, frente à fissuração, (FIGUIREDO, 2000)........65

FIG.3.1 Curva granulométrica da areia (PEREIRA, 2006) .................................73

FIG.3.2 Curva granulométrica da brita (PEREIRA, 2006). .................................74

FIG.3.3 Distribuição das partículas do metacaulim. ...........................................77

FIG.3.4 Distribuição das partículas do CPIII-40 RS. ..........................................79

FIG.3.5 Espectro de EDS do cimento geopolimérico. ........................................81

FIG.3.6 Picos característicos dos componentes químicos do CCP, mapeados por

EDS......................................................................................................83

FIG.3.7 Distribuição das partículas do CP V. .....................................................84

FIG.3.8 Fibras de aço Wirand ® FS3N...............................................................85

FIG.3.9 Betoneira de eixo inclinado, com capacidade de 145 L de concreto.....89

FIG.3.10 Abatimento de tronco-de-cone, (a) adensamento do concreto, (b)

nivelamento antes da medida...............................................................90

FIG.3.11 Corpos-de-prova cilíndricos, (a) moldados, (b) cura ambiente.............91

FIG.3.12 Correlação entre resistências para corpos-de-prova de diferentes

dimensões CAD, (CERVO et al , 2004)................................................93

FIG.3.13 Dimensões dos corpos-de-prova utilizados nas moldagens e nos

ensaios (100 x 100 x 400) mm. ............................................................95

FIG.3.14 Posição dos apoios e da carga aplicada para os ensaios em corpos-de-

prova de 400 mm de comprimento.......................................................96

FIG.3.15 Moldes utilizados para confecção dos corpos-de-prova nas duas

dimensões: (a) (100 x 100 x 400) mm e (b)(150 x 150 x 500) mm.......96

FIG.3.16 Moldagem de corpo-de-prova de (150 x 150 x 500) mm......................97

FIG.3.17 Corpos-de-prova de (100 x 100 x 400) mm em mesa vibratória, (a)

antes da vibração, (b) após vibração e rasamento, (c) cura.................97

FIG.3.18 Corpos-de-prova de (100 x 100 x 400) mm após moldagem, (a) vista

geral, (b) vista frontal............................................................................98

FIG.3.19 Compressão axial, (a) realização do ensaio, (b) CP rompido. ..........101

FIG.3.20 Faceamento do corpo-de-prova. .......................................................101

FIG.3.21 Tração indireta, (a) realização do ensaio, (b) CP rompido.................102

FIG.3.22 Módulo, (a) CP preparado para ensaio (visão geral), (b) ensaio em

execução. ...........................................................................................103

FIG.3.23 Tração na flexão estática – Corpos-de-prova (100 x 100 x 400) mm, (a)

Prensa equipada com LVDT, (b) Ruptura à tração do CP..................104

FIG.3.24 MTS para ensaio de fadiga. ................................................................105

FIG.3.25 Osciloscópio, visualização da senóide gerada a partir da aplicação de

cargas cíclicas....................................................................................106

FIG.3.26 Fadiga do CCG, vista Frontal..............................................................109

FIG.3.27 Fadiga do CCG, vista lateral. ..............................................................109

FIG.3.28 Fadiga do CCG, vista geral. ................................................................110

FIG.3.29 Ruptura do CCG, vista lateral..............................................................110

FIG.3.30 Ruptura do CCG, vista geral. ..............................................................111

FIG.3.31 Primeira fissura do CCG com 1% de fibras.........................................111

FIG.3.32 Ruptura do CCG com 1% de fibras.....................................................112

FIG.3.33 Ruptura do CCP, vista lateral..............................................................112

FIG.3.34 Ruptura do CCP, vista geral................................................................113

FIG.3.35 Primeira fissura do CCP com 1 % de fibras. .......................................113

FIG.3.36 Ruptura do CCP com 1% de fibras......................................................114

FIG.3.37 Ensaio de desgaste, (a) equipamento, (b) amostras...........................115

FIG.4.1 Relação entre f

ctM

e f

.........................................................................117

FIG.4.2 Relação entre abatimento e quantidade de agregados.......................120

FIG.4.3 Curva da relação C x f

........................................................................121

FIG.4.4 Ensaio de abatimento do tronco-de-cone . NBR NM 67 (1998), (a)

medida do abatimento do CCG, (b) medida do abatimento do CCP..122

FIG.4.5 Teor de superplastificante adicionado no CCP. ..................................123

FIG.4.6 Relação entre a resistência à compressão axial com diversas idades .127

FIG.4.7 Curvas carga-deformação específica para ambos os concretos.........130

FIG.4.8 Correlação entre os diferentes tamanhos 100 x 100 x400 mm e 150 x

150 x 500 mm no CCP.......................................................................132

FIG.4.9 Correlação entre os diferentes tamanhos 100 x 100 x400 mm e 150 x

150 x 500 mm no CCG.......................................................................134

FIG.4.10 Correlação entre os diferentes tamanhos 100 x 100 x400 mm e 150 x

150 x 500 mm para os dois tipos de concreto....................................135

FIG.4.11 Relação de f

x Consumo, para diferentes consumos de aglomerantes.136

FIG.4.12 Relação entre carga e deformação para os dois concretos. ...............139

FIG.4.13 Superfícies de fratura dos concretos, (a) lado 1 CCG, (b) lado 2 CCG,

FIG.4.14 Relação carga deformação no CCG....................................................142

FIG.4.15 Relação carga deformação no CCP com fibras. .................................143

FIG.4.16 Relação carga deformação para os dois concretos.............................143

FIG.4.17 Relação entre tensões e números de ciclos alcançados.....................148

FIG.4.18 Relação entre a freqüência e o número de ciclos alcançados. ...........152

FIG.4.19 Influência de tipos de aplicações de tensão para os dois concretos. ..156

FIG.4.20 Variação de tensão mínima para os dois concretos............................160

FIG.4.21 Fadiga em diferentes idades para ambos os concretos......................163

FIG.4.22 Fadiga com diferentes volumes de fibras para ambos os concretos...166

FIG.4.23 Micrografias obtidas por MEV de ambos concretos. (a) Microestrutura

porosa do CCP. (b) Microestrutura densa do CCG. (c) Presença de

diversas fases no CCP. (d) Formação de uma fase no CCG. ............169

FIG.4.24 Micrografias obtidas por MEV de ambos concretos. (a) Zona de

transição no CCP. (b) Interface matriz agregado no CCG. ................170

FIG.4.25 Micrografias obtidas por MEV de ambos concretos. (a) Propaga

ção da

trinca no CCG. (b) Propagação da trinca no CCP..............................171

FIG.4.26 Micrografias obtidas por MEV de ambos concretos. (a) interface

fibra/matriz no CCP. (b) interface fibra/matriz no CCG.......................172

LISTA DE TABELAS

TAB.2.1 Razões molares entre óxidos na mistura de reagentes........................35

TAB.2.2 Resistências à compressão e tração para ambos os concretos (DIAS e

THAUMATURGO, 2005). .....................................................................43

TAB.3 1 Características físicas do agregado miúdo...........................................72

TAB.3 2 Características físicas do agregado graúdo. ........................................74

TAB.3 3 Caracterização química do metacaulim................................................76

TAB.3 4 Caracterização física do metacaulim....................................................76

TAB.3 5 Características físicas do CP III 40 RS Holcim.....................................78

TAB.3 6 Características químicas do CP III 40 RS Holcim.................................78

TAB.3 7 Composição química do CPIII 40 RS Holcim. ......................................78

TAB.3 8 Características físicas do silicato..........................................................80

TAB.3 9 Características químicas do silicato. ....................................................80

TAB.3 10 Características físicas do KOH.............................................................80

TAB.3 11 Características físicas do CPV-ARI Holcim..........................................82

TAB.3 12 Características químicas do CPV-ARI Holcim......................................82

TAB.3 13 Composição química do CPV-ARI Holcim............................................83

TAB.3 14 Características do superplastificante, fornecido pela Rheotec. ............84

TAB.3 15 Propriedades físicas das fibras de aço Wirand ® FS3N.......................85

TAB.3 16 Propriedades mecânicas das fibras de aço Wirand ® FS3N................85

TAB.3 17 Exigências para pavimento rígido (DNIT 054 PRO (2004))..................86

TAB.4 1 Traços iniciais do CCG.......................................................................116

TAB.4 2 Características do CCG 380...............................................................118

TAB.4 3 Características do CCG 430...............................................................119

TAB.4 4 Características do CCG 480...............................................................119

TAB.4 5 Resistência a compressão dos traços do CCG. .................................120

TAB.4 6 Características do CCG 459...............................................................121

TAB.4 7 Características do CCP 459. ..............................................................123

TAB.4 8 Ar incorporado e índice de vazios. .....................................................124

TAB.4 9 Massa específica real.........................................................................125

TAB.4 10 Resistência à compressão do CCP em diferentes idades..................126

TAB.4 11 Resistência à compressão do CCG em diferentes idades. ................126

TAB.4 12 Resistência à tração por compressão diametral.................................128

TAB.4 13 Resultados de E e . ..........................................................................129

TAB.4 14 Dimensão usual do CCP. ...................................................................131

TAB.4 15 Dimensão reduzida do CCP. ..............................................................132

TAB.4 16 Dimensão usual do CCG....................................................................133

TAB.4 17 Dimensão reduzida do CCG...............................................................133

TAB.4 18 Resultados das moldagens utilizando os corpos-de-prova de

dimensões 100 x 100 x 400 mm CCP. ...............................................137

TAB.4 19 Resultados das moldagens utilizando os corpos-de-prova de

dimensões 100 x 100 x 400 mm para o CCG....................................138

TAB.4 20 Resistência a flexão dos concretos. ...................................................141

TAB.4 21 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,70) no CCG. ............................................145

TAB.4 22 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) no CCG. ............................................146

TAB.4 23 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,80) no CCG. ............................................146

TAB.4 24 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,85) no CCG. ............................................146

TAB.4 25 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,70) no CCP..............................................147

TAB.4 26 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) no CCP..............................................147

TAB.4 27 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,80) no CCP..............................................147

TAB.4 28 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,85) no CCP..............................................148

TAB.4 29 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para CCG..........................................149

TAB.4 30 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 5 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCG. ......................................149

TAB.4 31 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 1 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) par o CCG. ........................................150

TAB.4 32 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCP........................................151

TAB.4 33 Número de ciclos sob fadiga com freqüência de 5 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCP........................................151

TAB.4 34 Número de ciclos sob fadiga com freqüência de 1 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCP........................................152

TAB.4 35 Avaliação da vida útil sob fadiga ........................................................153

TAB.4 36 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão

variável crescente para o CCG...........................................................155

TAB.4 37 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão

variável decrescente para o CCG.......................................................155

TAB.4 38 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão

variável crescente para o CCP...........................................................155

TAB.4 39 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão

variável crescente para o CCP...........................................................156

TAB.4 40 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,07 para o CCG. .......................................157

TAB.4 41 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,20 para o CCG. .......................................158

TAB.4 42 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,40 para o CCG. .......................................158

TAB.4 43 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,07 para o CCP.........................................158

TAB.4 44 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,20 para o CCP.........................................159

TAB.4 45 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,40 para o CCP.........................................159

TAB.4 46 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1 dia para o CCG..........................................161

TAB.4 47 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 7 dias para o CCG........................................161

TAB.4 48 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 28 dias para o CCG......................................161

TAB.4 49 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1 dia para o CCP..........................................162

TAB.4 50 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 7 dias para o CCP. .......................................162

TAB.4 51 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 28 dias para o CCP. .....................................162

TAB.4 52 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0% de fibras para o CCG. ............................164

TAB.4 53 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0,5% de fibras para o CCG. .........................164

TAB.4 54 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1% de fibras para o CCG. ............................164

TAB.4 55 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0% de fibras para o CCP..............................164

TAB.4 56 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0,5% de fibras para o CCP...........................165

TAB.4 57 Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1% de fibras para o CCP..............................165

TAB.4 58 Desgaste por abrasão superficial do CCP e do CCG.........................167

TAB.4 59 Tipo de solicitação, classificação e desgaste para argamassas de alta

resistência mecânica..........................................................................168

LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS

ABREVIATURAS

CAD

- Concreto de Alto Desempenho

CBR

- Índice de Suporte California

CCG

- Concreto de Cimento Geopolimérico

CCP

- Concreto de Cimento Portland

CRFA

- Concreto reforçado com fibra de aço

- Deformação controlada

- Tensão controlada

- Tensão variável

A - Teor de areia

a/a’ - Relação água/aglomerante sólidos.

a/c - Relação água/cimento

b - Espessura

C - Consumo de aglomerante

CBR - Índice de Suporte Califórnia

d - Altura do Corpo de Prova

D - Dimensão máxima característica do agregado

d - Dimensão básica da amostra

D’ - Fração do dano.

D’’ - Diâmetro do Cilindro

máx

- Dimensão máxima característica do agregado

E - Módulo de elasticidade

Iv - Índice de vazios

K - Coeficiente de Recalque

L - Comprimento do Cilindro

L - Comprimento do Corpo de Prova

- Massa do cp imerso em água

- Massa do cp seco

sat

- Massa do cp saturado

N - Número de ciclos

n' - Número de ciclos aplicado a uma determinada tensão

N’ - Número de ciclos que causará a ruptura

P - Carga atuante

p - Teor de brita

P’ - Pressão transmitida ao subleito

pH - Potencial Hidrogeniônico

R - Relação entre a tensão mínima aplicada e a resistência a tração na

flexão.

RT - Relação entre a tensão máxima aplicada e a resistência a tração na

flexão.

W - Deslocamento Vertical da área carregada

w - Quantidade de moléculas de água

LISTA DE SÍMBOLOS

max

- Carregamento máximo



- Teor de argamassa



- Massa específica



- Coeficiente de Poisson



- Ângulo de Bragg para a k-ésima reflexão



- Tensão



- Deformação



- Tensão igual a 0,5MPa



- Deformação específica correspondente a 



- Tensão correspondente



- Deformação específica correspondente a 



máx

- Tensão máxima aplicada



- Massa específica real

D(3,2) - Diâmetro médio superficial

D(4,3) - Diâmetro médio volumétrico

- Resistência de dosagem do concreto aos j dias

ckj

- Resistência característica do concreto aos j dias

ct,sp

- Resistência a Tração por Compressão Diametral

ct,m

- Resistência à tração na flexão

S’ - Relação entre S

min

máx

- Desvio padrão

min

- Carregamento mínimo

SPAN - Amplitude



- Diâmetro

LISTA DE SIGLAS

IME Instituto Militar de Engenharia

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

MEV Microscopia Eletrônica de Varredura

PUC Pontifícia Universidade Católica

UFRJ Universidade Federal do Rio de Janeiro

DRX Difração de Raios-X

EBGAF Escória Básica Granulada de Alto Forno

RESUMO

Os pavimentos de concreto de cimento Portland (CCP) há muitas décadas

têm sido utilizados no país, seja para grandes construções como as rodovias,

portos e aeroportos, mas também como corredores de ônibus e pisos industriais,

tendo um impulso marcante em meados dos anos 90, quando passou a ser objeto

crescente de interesse nos meios rodoviários brasileiros. Por ser uma tecnologia

recentemente empregada no país, existem muitos questionamentos, por exemplo,

aqueles relacionados ao desempenho deste material frente ao fenômeno da fadiga

para concretos tipicamente empregados no Brasil, devido o desenvolvimento

científico nesta área ainda ser limitado de certa forma.

Neste trabalho, através de uma dosagem adequada dos componentes que

constituem o geopolímero, foi desenvolvido o concreto de cimento geopolimérico

(CCG), que teve suas características comparadas com o concreto de cimento

Portland (CCP), através da fixação de alguns parâmetros de dosagem, como

consumo de aglomerantes, relação água/aglomerante e teor de argamassa.

A seguir, foram realizados ensaios para avaliar as propriedades mecânicas

dos concretos, com ênfase nos ensaios de fadiga. O estudo deste comportamento,

foi realizado por meio de ensaios dinâmicos, nos dois tipos de concretos,

avaliando os efeitos de diferentes freqüências, tensões (máximas, mínimas,

crescentes e decrescentes), idades e teores de fibras. Também foram realizados

ensaios de compressão, tração por compressão diametral, flexão, desgaste

superficial e porosidade pelo menor índice de vazios. A superfície de fratura foi

analisada por microscopia eletrônica de varredura (MEV), a partir dos fragmentos

retirados dos corpos-de-prova rompidos nos ensaios mecânicos.

Os resultados de fadiga nas diversas variações realizadas, mostram um

melhor desempenho ao comportamento em fadiga do CCG. Sua resistência à

fadiga, quanto a aplicação de tensões da ordem de 70%, da resistência estática

do concreto, apresentou valores 15% mais elevadas em relação à mesma tensão

aplicada no CCP. Já em tensões mais altas, em torno de 80%, esses resultados

chegam a valores 96% mais elevados para o CCG. Nos demais ensaios

mecânicos realizados, o CCG apresentou melhores resultados em relação ao

CCP. A adição de fibras de aço no CCG promoveu resultados mais satisfatórios

em relação ao comportamento à fadiga do que no CCP. Na análise microestrutural

foi observado a melhor aderência matriz/agregado desenvolvida no CCG.

ABSTRACT

Portland cement concrete (PCC) pavements have been widely used in

Brazil for many decades in construction of highways, ports, airports or running of

bus and industrial floors. Its use had increased in middle 90s in the area of road

construction. For being a technology recently used in the country, many

questionings exist, for example, those related to the performance of this material

front to the phenomenon of concrete fatigue but scientific development in the area

was still limited.

In this work, a Geopolymeric Cement Concrete (GCC) was developed

through adequate portions of geopolymer components. Its characteristics were

compared with Portland Cement Concrete (PCC), through of the establishment of

some parameters of design, as consumption of binders, water/aggregates ratio and

mortar content.

The concrete mechanical performance was evaluated with emphasis to the

fatigue behavior. Were tested the effects of different frequencies, tensile strength

(maximum, minimum, increasing and decreasing), age and fiber content. Also

compression, splitting and flexural tests, and superficial wearing, water absorption

were realized. The fracture surface was analyzed by scanning electron microscopy

(SEM) with fragments of the concrete tested.

The results of fatigue tests had shown that GCC presents a better

performance when compared to PCC. Its fatigue strength was 15% higher than

that of PCC, when 70% of rupture tension of the concrete in static bending (SR),

was applied. Tensions of about 80% SR resulted in 96% of increase, when

compared to GCC. Nevertheless GCC presented better results in other mechanical

tests. The values obtained for compressive strength, indirect tensile and flexural

strengths were 12, 15 and 5% higher than those for PCC, respectively.

In the water absorption tests, the GCC showed values 13% lower than PCC,

indicating the low porosity of the GCC matrix. The Flexural and fatigue tests

employing steel fibers reinforced concretes were also done. The results of GCC

flexural strength and fatigue showed values 14% and 31% higher than PCC,

respectively. The SEM microstructural analysis showed that the GCC has a

matrix/aggregate bonding very strong, when compared to PCC, probably due to

the massive nature of the geopolymeric matrix.

1 INTRODUÇÃO

1.1 MOTIVAÇÃO

No concreto geopolimérico, o geopolímero é utilizado como aglomerante ao

invés de cimento Portland. Os Concretos de Cimento Geopolimérico (CCG)

apresentam propriedades físicas e mecânicas bem similares àquelas

apresentadas pelos Concretos de Alto Desempenho (CAD). Estudos sobre o

desempenho mecânico (resistências à compressão, à tração e tenacidade à

fratura) do CCG vêm sendo desenvolvidos pelo Laboratório de Materiais

Compósitos do IME, obtendo-se bons resultados comparativos com os

encontrados para o cimento Portland. Existe na literatura, entretanto, uma grande

carência de resultados aplicados ao estudo da fadiga em materiais compósitos em

forma de concreto, em especial se tratando de geopolímeros.

Este trabalho apresenta um estudo do comportamento sob fadiga do CCG,

que avalia a influência da variação de alguns parâmetros como tensão e

freqüência no desempenho do material.

1.2 OBJETIVO

Através do estudo da fadiga, este trabalho tem como o objetivo principal,

analisar o comportamento do concreto produzido com matriz de cimento

geopolimérico quando submetido a um carregamento cíclico, para a determinação

de sua aplicação em pavimentos rígidos, seja como revestimento ou sub-base.

Foram analisados diversos parâmetros que influenciam na fadiga do concreto,

como a tensão máxima aplicada, tensão mínima aplicada, tipo de carregamento

(crescente e decrescente), freqüência aplicada, diversos volumes de fibras

metálicas e comportamento do concreto sob fadiga em diferentes idades. Para

isso, foi utilizado como referência o concreto de cimento Portland de Alta

Resistência Inicial (CP V ARI).

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 GEOPOLÍMERO

Os chamados geopolímeros ou polissialatos, uma terminologia adotada para

abreviatura de poli-silico-aluminatos, são polímeros inorgânicos de uma nova

classe de materiais que apresentam características particulares, sendo

sintetizados a partir de reações de geopolimerização de vários constituintes, como

matérias-primas naturais de origem geológica contendo aluminossilicatos, que

conferem a este material boas propriedades como: elevada resistência, dureza,

estabilidade química e durabilidade. Essas reações de polimerização podem ser

feitas a partir da mistura apropriada de vários tipos de argilominerais. O termo

geopolimerização foi usado pela primeira vez em 1978 por Davidovits para

classificar as reações de geosíntese que produziam materiais poliméricos

inorgânicos, atualmente utilizados para um grande número de aplicações

industriais (DAVIDOVITS, 1991). Segundo o autor, os geopolímeros são estruturas

geopoliméricas tridimensionais de silício-oxigênio, não muito diferentes da

estrutura dos zeólitos, diferindo apenas quanto à cristalinidade. As zeólitas são

altamente cristalinas e os geopolímeros são amorfos.

A estrutura proposta para o polissialato consiste de tetraedros de SiO

e AlO

que são ligados alternadamente por pontes de oxigênios (SILVA, 2000). A fórmula

empírica dos geopolímeros é apresentada da seguinte forma, segundo Davidovits:

(EQ. 2.1)

onde Z assume os valores: 1, 2 ou 3, M é um íon positivo (Na

, K

, Li

, Ba

, NH

, H

), n é o grau de policondensação e w assume um valor em

torno de 7.

A FIG. 2.1 apresenta as nomenclaturas e abreviaturas dos geopolímeros e

as suas estruturas tridimensionais de silico-aluminatos amorfos à semi-cristalinos.

Já a FIG. 2.2 apresenta um modelo esquemático segundo BARBOSA e









M - SiO AlO wH O

n 2 2

 ,

THAUMATURGO (2000), baseado no modelo de DAVIDOVITS (1994), para

polissialatos obtidos em presença de sódio.

a) polissialato

(-Si-O-Al-O-)

(PS)

b) polissiloxosialato

(-Si-O-Al-O-Si-O-)

(PSS)

c) polidissiloxosialato

(-Si-O-Al-O-Si-O-Si-O-)

(PSDS)

FIG.2.1: Fórmula empírica, nomenclatura e abreviaturas propostas para os

geopolímeros e suas estruturas tridimensionais de silico-aluminatos amorfos a

semi-cristalinos : [a] : polissialato ; [b] : polisiloxosialato ; [c] : polidisiloxosialato,

(DAVIDOVITS, 1991).

Os polissialatos cristalinos Mn –(-Si-O-Al-O-)

bem como os

polisiloxossialatos cristalinos, Mn –(-Si-O-Al-O-Si-O-)

resultam de condições

hidrotérmicas de cura bem controladas. Porém, os materiais que apresentam

propriedades de interesse para aplicações industriais, como os cimentos

polisiloxossialatos, são amorfos, podendo ser obtidos até mesmo em temperatura

ambiente.

(a) (b)

FIG.2.2: (a) Estrutura proposta para o polímero Na-polissialato. (b) Estrutura

tridimensional proposta para Na-polissialato, (BARBOSA e THAUMATURGO,

2000).

Os polissialatos apresentam como suas principais características: alta

resistência inicial, baixa retração, boa resistência ao ataque químico, resistência

ao congelamento e degelo, baixa porosidade e resistência a temperaturas

elevadas. As razões atômicas entre o silício e o alumínio (Si:Al) nas suas

estruturas, determinam as propriedades e campos de aplicação dos produtos

resultantes da geosíntese, onde baixas razões, entre 1 e 3, iniciam uma rede

tridimensional muito rígida, enquanto que, razões muito altas, acima de 15,

promovem cadeias lineares de menor resistência mecânica, mas que ainda

conferem propriedades interessantes.

2.1.1 CIMENTO GEOPOLIMÉRICO

Os polissialatos apresentam características particulares que revelam o seu

grande potencial de aplicação como aglomerante, em substituição ao cimento

Portland. Segundo SILVA (2000), trata-se de uma adaptação moderna de

processos de estabilização de solos cauliníticos ou lateríticos com cal [Ca(OH)

feita pelos antigos Romanos e Egípcios na confecção de aglomerantes estruturais.

O cimento geopolimérico possui características especiais, pois foi desenvolvido

com tecnologia inovadora empregando principalmente argilominerais, de forma

distinta em relação a indústria cimenteira tradicional que tem como principal fonte

de matéria-prima a rocha calcárea objetivando gerar o clínquer Portland.

A necessidade de redução de consumo de energia e de emissão de CO

uma exigência constante na indústria de cimento Portland, gerando esforços na

melhoria da eficiência dos processos de fabricação, assim como o aproveitamento

de resíduos e subprodutos de outras indústrias.

A produção de cimento Portland gera CO

de duas formas:

 Por calcinação de carbonato de cálcio e materiais sílico aluminatos,

segundo a reação (EQ. 2.2), de forma que a produção de uma tonelada de

cimento Portland gera uma tonelada de CO

5 CaCO

+ 2 SiO

 (3CaO, SiO

) + (2CaO, SiO

) + 5 CO

(EQ. 2.2)

 Pela queima de grandes quantidades de combustível fóssil para calcinação

a 1540ºC.

Segundo estudos de DAVIDOVITS (1991), em relação à produção anual de

cimento Portland e de CO

no mundo até o ano 2003, houve uma redução da

produção de 20% do ano de 1989 até 2000, indicando uma grande mudança nos

sistemas cimentícios envolvidos na produção do cimento (FIG. 2.3).

FIG.2.3: Produção anual de cimento Portland e CO

no mundo. Os cimentos

Geopoliméricos assumindo um potencial de mercado, com uma redução na

produção do cimento Portland em 1989, (DAVIDOVITS, 1991).

Os cimentos geopoliméricos podem ser obtidos a partir da reação da solução

poli-aluminossilicatos alcalina com escória básica granulada de alto forno. Quando

as razões molares entre os óxidos reagentes para a produção do

polissiloxossialato são mantidas, o resultado é um produto com propriedades

particulares, de pega rápida, alta resistência inicial e estabilidade dimensional

(SILVA, 2000).

Os diferentes exemplos para a síntese de geopolímeros estão baseados nas

composições molares entre os compostos reagentes, onde as relações entre

esses compostos têm influência direta nas características finais do produto obtido.

Estas características dependem do resultado de uma série de reações sólido-

sólido e sólido-líquido, que variam de grau e intensidade de acordo com a

reatividade dos componentes (SILVA, 2000).

A TAB. 2.1 mostra um exemplo das razões molares entre reagentes, fixadas

em um exemplo de uma Patente (DAVIDOVITS, 1982).

TAB.2 1: Razões molares entre óxidos na mistura de reagentes.

(Na

O, K

O)/SiO

0,20 a 0,28

SiO

/Al

3,5 a 4,5

O/(Na

O, K

O) 15 a 17,5

(Na

O, K

O)/Al

0,8 a 1,2

Fonte: (DAVIDOVITS, 1982).

Em 1985, foi registrada por Davidovits nos Estados Unidos, a patente de um

cimento geopolimérico denominado Pyrament, que utilizou a química do

geopolímero, em especial do sistema baseado em poli(siloxi-sialato) para melhorar

as propriedades do cimento Portland e dos concretos fabricados até então com os

cimentos comuns. No Brasil, as pesquisas para a aplicação do geopolímero como

alternativa aos cimentos existentes começaram no Instituto Militar de Engenharia a

aproximadamente dez anos pelo grupo de compósitos, desenvolvendo

geopolímeros na forma de resinas e também cimentos com propriedades

diferenciadas em relação às do cimento Portland e de suas argamassas e

concretos (BARBOSA, 1999; SILVA, 2000; THOMAZ, 2000).

Como os cimentos atualmente utilizados têm suas propriedades normatizadas,

os cimentos alternativos têm sido comparados com as do cimento Portland. Os

resultados para o cimento geopolimérico em estudo são geralmente comparados

com as mesmas características encontradas para o cimento Portland, e em alguns

casos, a outros tipos de cimento. O cimento geopolimérico inicialmente

desenvolvido teve suas propriedades avaliadas a partir da mistura com areia,

formando argamassas. Os resultados de resistências iniciais e finais à

compressão e à tração, trabalhabilidade da mistura fresca, resistência química e

reforço com fibras, foram considerados superiores aos do cimento Portland

(SILVA, 2000; DIAS, 2001). A partir dos resultados obtidos com as argamassas,

foram desenvolvidos concretos geopoliméricos com desempenho (resistência

mecânica e química) superiores aos concretos convencionais produzidos com

cimento Portland (THOMAZ, 2000).

2.1.1.1 METACAULIM

O metacaulim é o material resultante da calcinação do caulim. O caulim é

formado essencialmente pela caulinita, apresentando em geral cor branca ou

quase branca, devido ao baixo teor de ferro. Ocorre em depósitos residuais,

hidrotermais e sedimentares. As ocorrências em depósitos residuais e

hidrotermais classificam os caulins como caulins primários, enquanto que as

ocorrências em depósitos sedimentares os classificam como caulins secundários

(SILVA 2001). No estudo desenvolvido em materiais geopoliméricos, o caulim

exerce um importante papel, apresentando-se como a principal matéria-prima para

a produção deste tipo de material. De acordo com GARDOLINSKI (2001), o caulim

apresenta características estruturais, onde um lado da lamela é constituído por

uma estrutura do tipo da gibbsita (variedade polimórfica do Al (OH)

), com átomos

de alumínio coordenados octaedricamente a oxigênio e grupamentos hidroxila. O

outro lado da lamela é constituído por uma estrutura do tipo sílica, onde átomos de

silício são coordenados tetraedricamente por átomos de oxigênio (FIG.2.4).

FIG.2.4: Estrutura da gibbsita (a), Sílica (b), Montagem da estrutura ideal da

caulinita (c), Estrutura final da caulinita (d), (GARDOLINSKI et al, 2003).

As folhas tetraédricas e octaédricas formadas são contínuas nas direções

dos eixos cristalográficos A e B, organizando-se empilhadas umas sobre as outras

na direção do eixo cristalográfico c (FIG.2.5).

FIG.2.5: Empilhamento e estrutura do cristal lamelar da caulinita, (SANTOS,

1989).

FERNANDES. (1992), apresenta a micrografia de uma partícula de caulinita

bem cristalizada (FIG. 2.6 a), evidenciando o empilhamento das lamelas.

Enquanto LUZ e CHAVES (2000), apresentam uma micrografia de uma caulinita

bem cristalizada (FIG. 2.6 b), evidenciando o caráter hexagonal das lamelas de

caulinita.

FIG.2.6: (a) Estrutura lamelar da caulinita, (FERNANDES, 1992); (b) Cristais de

caulinita do Rio Capim, (LUZ e CHAVES, 2000).

Segundo SILVA (2000), o metacaulim é uma pozolana altamente reativa

derivada da calcinação do caulim puro a altas temperaturas (700 a 800ºC). Nesta

condição o material adquire uma estrutura altamente desorganizada,

apresentando reatividade rápida com o Ca(OH)

. O processo de calcinação visa

remover apenas os grupos estruturais de hidroxila e criar uma instabilidade

química pela mudança do número de coordenação do alumínio de VI para IV.

Estudos sobre as transformações do caulim investigadas por LIMA (2004), através

de Difração de Raios X (DRX), relatam que a estrutura da caulinita a 850ºC parece

estar totalmente desordenada. A inexistência de picos intensos a 2  12,5º indica

que nesta temperatura, independentemente dos tempos de calcinação estudados,

ocorre uma desorganização na estrutura da caulinita (FIG. 2.7).

MMP 223 - 15% CaF2 - Rietveld

Lin (Counts)

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

2-Theta - Scale

5 10 20 30 40 50 60 70 80

(a)

MMP 227 - 15% CaF2 - Rietveld

Lin (Counts)

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

2-Theta - Scale

5 10 20 30 40 50 60 70 80

(b)

FIG.2.7: Metacaulins obtidos pelo processo de calcinação: (a) 850 ºC / 4h,

(b) 850 ºC / 24h, (LIMA, 2004).

2.1.1.2 ESCÓRIA BÁSICA GRANULADA DE ALTO-FORNO (EBGAF)

A EGAF é um resíduo não metálico da produção de ferro gusa, que quando

resfriada bruscamente por meio de jatos de água sob alta pressão, não havendo

tempo suficiente para formação de cristais, forma grânulos que apresentam

propriedades aglomerantes. Já que, quando a escória é resfriada lentamente,

grande parte de sua estrutura torna-se cristalina (MELO, 2002). A característica

mais importante da EBGAF é sua capacidade hidráulica potencial que, quando

moída e em contato com a água, endurece (propriedade cimentante), podendo

substituir o clínquer Portand, material utilizado tradicionalmente na fabricação do

cimento Portland. SILVA (2000), relata que a finura, a quantidade de fases

cristalinas e a composição química estão intimamente ligadas a reatividade da

EGAF.

A utilização da EBGAF pode também trazer vantagens para os concretos.

Dentre estas vantagens, pode-se destacar maiores resistências finais e maior

durabilidade, em função da aplicação a que se destina. Pode-se destacar a melhor

trabalhabilidade e plasticidade; menor porosidade e permeabilidade (favorece a

durabilidade) e o aumento da resistência à corrosão por cloretos e sulfatos.

A perda de reatividade da EBGAF, segundo MELO (2002), é um grande

problema encontrado pelas indústrias de cimento no Brasil. A ativação química da

escória é a mais usual para promover sua reatividade, através do emprego de

quantidades relativamente pequenas de espécies químicas, em massa. Os

principais tipos de ativação química, geralmente nomeados segundo as espécies

químicas empregadas são a ativação por álcalis, por sulfatos alcalinos e ativação

mista. A preferência no uso de álcalis na ativação da escória se dá em razão a sua

capacidade de elevar o pH do meio, que é o fator preponderante para uma

evolução satisfatória das reações de hidratação. No caso dos cimentos

geopoliméricos, a ativação também é feita por álcalis, onde a escória funciona

como fonte de cálcio e de pequenas concentrações de silício.

2.1.2 CONCRETO DE CIMENTO GEOPOLIMÉRICO (CCG)

O concreto tem sido considerado como o material de constru

ção mais

largamente utilizado no mundo. Este fato pode ser explicado pela facilidade de

produção, pela possibilidade do uso de materiais locais e pela grande variedade

de formas e dimensões em que pode ser moldado. O uso do concreto como

material estrutural é favorecido pelas suas propriedades mecânicas,

principalmente a resistência à compressão, que é um parâmetro fundamental de

caracterização, que serve como referência para a sua classificação.

Nas últimas décadas, o avanço na tecnologia do concreto foi voltado

principalmente ao desenvolvimento de novos materiais e componentes, que

resultaram no aumento da resistência e melhoria no desempenho dos concretos

de cimento Portland para adequação aos novos requisitos de durabilidade das

estruturas de concreto. Nesse contexto, surgiram os concretos de alto

desempenho (CAD) (ALVES, 2004).

O emprego de escórias álcali-ativadas e compostos silicosos de elevada

reatividade potencial, permite, além da melhoria das propriedades do concreto, o

aproveitamento de uma grande variedade de materiais antes sem potencial de

aplicação, proporcionando assim, a obtenção de produtos mais estáveis, mais

resistentes quimicamente e relativamente mais duráveis (THOMAZ, 2000).

Os concretos devem envolver cada vez menos cimentos à base de cálcio,

sendo este substituído por materiais que fornecem propriedades cimentícias

similares ou melhores ao produto convencional. Os concretos de cimento

geopolimérico são materiais que apresentam grande potencial de aplicação para

esta finalidade.

Os CCG apresentam propriedades físicas e mecânicas bem similares

àquelas apresentadas pelos CAD. Um estudo sobre o desempenho mecânico do

CCG foi feito pela comparação das resistências de um traço fixado a partir do

estudo estatístico com mais de 200 traços diferentes de concretos de cimento

Portland existentes na literatura (THOMAZ, 2000).Os resultados de resistência à

compressão variaram entre 45 MPa e 60 MPa, bem semelhantes aos resultados

encontrados na literatura para concretos de cimento Portland de composição

similar. Uma outra observação encontrada foi a excelente trabalhabilidade

apresentada pelo CCG, que atingiu um abatimento da ordem de 110 mm com

relação água/aglomerante igual a 0,384.

A durabilidade da matriz cimentícia é outro aspecto muito importante para os

CAD. Os agentes agressivos podem exercer ação química ou física que

deterioram o cimento Portland. Conforme resultados de DIAS (2000), os

geopolímeros constituem uma nova classe de materiais cimentícios de elevada

resistência aos agentes agressivos (sulfatos e ácidos).

HARDJITO et al (2004), realizaram experimentos com CCG à base de cinza

volante e estudaram o efeito de diversos parâmetros sobre a resistência à

compressão deste concreto. De acordo com a FIG. 2.8, a resistência à

compressão do CCG não apresenta grandes variações com o passar do tempo.

Isso ocorre devido à reação de geopolímerização ser um processo

substancialmente rápido, diferentemente das reações que ocorrem no Concreto de

Cimento Portland (CCP), que quando submetido ao processo de hidratação,

ganha resistência gradativamente.

FIG.2.8: Resistência à compressão em diferentes idades, (HARDJITO et al, 2004).

THOMAZ (2000), mostra através da FIG. 2.9, a relação entre a resistência à

compressão e a resistência à tração, medida no ensaio por compressão diametral,

para o CCG. A figura também mostra as curvas de correlação entre duas

resistências de CCP, com formulações experimentais diferentes. Pode-se

observar que os resultados do CCG mostram-se similares aos resultados

indicados no CCP.

FIG.2.9: Resistência à tração obtida por ensaios de compressão diametral para o

CCG e CCP, (THOMAZ, 2000).

Em um estudo comparativo sobre a aderência de barras de aço entre o

CCP e o CCG, DIAS e THAUMATURGO (2000), relatam as resistências à

compressão e à tração médias, para os dois tipos de concreto, com idade de 28

dias (TAB. 2.2).

TAB.2 2: Resistências à compressão e tração para ambos os concretos (DIAS e

THAUMATURGO, 2005).

CCP CCG

Resistências Resistências

Compressão

Tração Compressão

Tração

cm28 (MPa)

ct,m28 (MPa)

cm28 (MPa)

ct,m28 (MPa)

32,5 3,63 52,0 3,12

Assim, como relatado por THOMAZ (2000), os resultados obtidos pelos

autores mostram o bom desempenho mecânico do CCG para os dois tipos de

comportamento, ou seja, tração e compressão.

2.2 PAVIMENTO DE CONCRETO

Até o início da década de 1950 era intensa em nosso País a utilização do

concreto de cimento Portland na pavimentação, tanto em vias urbanas quanto em

rodovias. Essa prática sofreu, a partir de então, grande retenção devido vários

fatores de natureza política e econômica. A partir do término da Segunda Guerra

Mundial, a produção nacional de cimento foi destinada prioritariamente ao

suprimento de necessidades fundamentais da emergente indústria da Construção

Civil, o que conduziu os setores de pavimentação a lançarem-se em

empreendimentos que não dependessem maciçamente desse produto. Na mesma

época desenvolveu-se nos EUA (e rapidamente foi absorvida pelos órgãos

brasileiros ligados ao ramo) extensa tecnologia de pavimentos flexíveis à base de

produtos betuminosos em detrimento dos pavimentos rígidos; os preços dos

derivados de petróleo eram muito baixos e, por isso, muito convidativos. Essa

situação estimulou o meio técnico de pavimentação a aparelhar-se quase que

exclusivamente para emprego de pavimentos asfálticos. Como conseqüência, há

uma certa resistência para que se passe novamente a adotar a alternativa dos

pavimentos rígidos para a pavimentação, mesmo havendo sinais efetivos da

mudança das circunstâncias técnicas e, principalmente, econômicas (PITTA,

2004).

O pavimento de concreto ressurgiu, nos últimos anos, em países de

características tão diversas como o México, a África do Sul, a Espanha e a Índia.

Isso ocorre porque, em primeiro lugar, seu custo inicial tornou-se atraente, diante

das alterações nos preços dos derivados de petróleo e do crescimento da

conscientização de governos e contribuintes, da necessidade vital que é aproveitar

ao máximo a aplicação dos recursos públicos, buscando o maior benefício e o

menor custo (PITTA, 2004).

A comparação entre os custos dos tipos de pavimentos pode ser feita

considerando-se custos iniciais e custos futuros, como manutenção e

recapeamento para cada alternativa.

Para RODRIGUES (2003), economicamente, o custo inicial para construção

de pavimento de concreto em vias de tráfego médio e pesado é normalmente igual

ou um pouco maior do que o asfalto. Considerando-se o mesmo período de vida

útil para um longo prazo entre pavimentos rígidos e flexíveis, o custo final será

igual ou menor para pavimentos rígidos, quando dimensionados para a mesma

condição.

De acordo com a ABCP, quando se compara o pavimento de concreto com

uma estrutura de pavimento asfáltico, principalmente em rodovias de tráfego

pesado, obtém-se um melhor desempenho da opção de pavimento de concreto,

em função do seu custo construção (custo inicial) ser competitivo e requerer quase

que nenhuma manutenção em função de sua boa durabilidade, FIG.2.10.

FIG.2.10:Custos X Durabilidade de pavimentos rígidos e flexíveis, (ABCP, 2000).

A evolução da pavimentação rodoviária em concreto denota a introdução

deste processo tecnológico em diferentes regiões do nosso país. Contudo,

segundo RODRIGUES (2003), uma das barreiras enfrentadas atualmente é a falta

de tradição na sua utilização, em função do pouco conhecimento na área técnica,

como a difusão de metodologias de dimensionamento.

Uma das primeiras obras de pavimentação executadas em concreto, no

Brasil, ocorreu na cidade de Pelotas, RS, em 1925. Desde então, o pavimento de

concreto vem sendo empregado na execução de pavimentação rodoviária no

Brasil. Outra oportunidade de aplicação é em áreas industriais como pisos

industriais, uma vez que atende às exigências de planicidade e nivelamento

destas áreas. Atualmente, pode-se destacar seu emprego em rodovias nacionais,

como na terceira faixa de interligação Anchieta-Imigrantes; na marginal da rodovia

Presidente Dutra (SP); na pista descendente da Rodovia dos Imigrantes; na pista

sul das Marginais da Rodovia Castelo Branco; no Rodoanel Mário Covas; em

avenidas como a Av. Assis Brasil (RS) ou corredores de ônibus como de São

Mateus-Jabaquara em Diadema (SP). Outros exemplos são apresentados na

FIG.2.11.

(a) (b)

FIG.2.11: Exemplos de utilização de pavimentos rígidos,(a) Rodovia Itaipava (RJ);

(b) Pátio de Manobras do Aeroporto Santos Dumont (RJ); (c) Av. Edson Passos,

(RJ); (d) Praia da Boa Viagem, (PE), (RODRIGUES, 2003).

MEDINA (1997), define o pavimento rodoviário como uma estrutura

constituída por diversas camadas superpostas, destinadas a resistir e distribuir os

esforços verticais e horizontais de tensão provocados por cargas móveis (veículos

de grande, médio ou pequeno porte), bem como garantir a segurança e o conforto

dos usuários.

Um pavimento é constituído por camadas: subleito, leito, sub-base, base e

revestimento (no caso dos pavimentos flexíveis) ou placa de concreto (no caso de

pavimentos rígidos), que apresentam materiais com diferentes características e

propriedades, ou seja, que se comportam diferentemente quanto à deformação,

quando submetidos a carregamentos externos (carga dos veículos automotivos).

Este comportamento estrutural está relacionado com o estado do pavimento.

Neste contexto, é possível avaliar o comportamento estrutural do pavimento,

na medida em que é feita uma análise prevendo a compatibilidade entre os

diferentes materiais, levando em conta as diferenças nas suas propriedades

físicas e mecânicas (SAMPAIO, 2003).

O pavimento de concreto também conhecido como pavimento rígido, por

absorver grandes tensões de tração na flexão produzidas pelo carregamento, não

requer, necessariamente, uma fundação de grande suporte, mas sim, um suporte

constante e uniforme. Este tipo de pavimento produz uma bacia de deformação,

na fundação, menor que aquela produzida por pavimentos flexíveis. Devido a isto,

as camadas subjacentes são mais protegidas quanto às deformações

(RODRIGUES, 2003).

Segundo RODRIGUES (2003), o subleito é o terreno sobre o qual se

assentam as camadas do pavimento e que, em última análise, irá suportar as

cargas atuantes nos pisos e pavimentos, sendo necessária uma investigação para

determinar a sua capacidade de suporte, pois o solo tem um papel extremamente

importante para viabilização ou não dos projetos rodoviários.

De acordo com ALVES (2002), a região amazônica, por exemplo, sofre de

carência de infra-estrutura de transporte, pois, as estradas são precárias ou

inexistentes. Isto se deve ao fato de haver barreiras geológicas, devido às

características dos solos com predominância de estrutura argilosa, que dificultam

ou inviabilizam a implantação de um eixo viário, por terem características

plásticas, não possuírem boas propriedades físicas e apresentarem um certo grau

de dificuldade para serem compactados, ou seja, não atingem sua densidade

máxima. Quanto menor for a sua densidade, maior será a compressibilidade e a

permeabilidade, acarretando, em uma redução da resistência mecânica do solo e

provocando a degradação do material que constitui o pavimento.

As falhas que ocorrem na estrutura do pavimento são causadas pelo

recalque diferencial, que por sua vez é conseqüência do inchamento (absorção de

água, que ocorre, em maior ou menor grau, pelos argilominerais) e da compressão

do ar nos espaços intergranulares sob ação da força de penetração da água

(ALVES, 2002). Portanto, é essencial o estudo das propriedades mecânicas e

físicas dos solos para um melhor dimensionamento das camadas que compõe o

pavimento, seja ele rígido ou flexível.

Para se obter a medida de resistência do solo ou capacidade de suporte

pode ser realizada uma prova de carga determinada pelo coeficiente de recalque,

expresso por:

(EQ. 2.3)

Onde, K é o módulo de reação ou coeficiente de recalque (MPa/m); P’ é a

pressão transmitida ao subleito (MPa) e W é o deslocamento vertical da área

carregada.

A Norma DNER-35 (1989), estabelece o procedimento para determinação

do coeficiente de recalque do subleito e sub-base de pavimentos de concreto de

cimento Portland, de acordo com o método ASTM D1196-64 (1997). É possível

utilizar outro método para determinação do coeficiente de recalque através do

ensaio de suporte Califórnia, que fornece o Índice de Suporte Califórnia (CBR).

Através de curvas de correlação entre o CBR e K, é possível obter o coeficiente de

recalque da fundação, conforme apresentado na FIG.2.12.

K = P’/W

FIG.2.12: Correlação entre CBR e K, (RODRIGUES, 2003).

A sub-base corresponde a uma camada delgada situada sob a base da

placa de concreto, sendo necessária, em alguns casos, para melhorar as

características de suporte do subleito. Tem a finalidade de aumentar a capacidade

de suporte da fundação do pavimento, evitando o bombeamento, caracterizado

por acentuada retração ou expansão dos solos da fundação, o que implica na

perda da uniformidade do suporte. A sub-base pode ser constituída por materiais

britados “in natura”, solo-cimento ou materiais britados, estabilizados com cimento,

asfalto ou cal, no caso de solos, ou ainda mediante mistura com outros materiais.

(MAGGI, 2004).

De acordo com RODRIGUES (2003), os pavimentos rígidos têm bom

desempenho, mesmo em terrenos com baixo valor de suporte. Entretanto, a

adoção das sub-bases confere benefícios, que torna imprescindível o seu

emprego, como a redução dos efeitos prejudiciais dos solos expansivos à

estrutura do pavimento.

Segundo MEDINA (1997), o revestimento é a camada, tanto quanto

possível impermeável, que recebe diretamente a ação do rolamento dos veículos,

sendo destinada a melhorar as condições de tráfego quanto à comodidade e

segurança, além de resistir aos esforços horizontais que nele atuam, tornando

mais durável a superfície de rolamento. No caso dos pavimentos rígidos, as placas

de concreto preenchem as finalidades próprias de revestimento e base,

simultaneamente (FIG.2.13) e (FIG. 2.14).

(a) (b)

FIG.2.13: Seção de pavimentos, (a) rígido (b) flexível, (ABCP, 2005).

FIG.2.14: Distribuição das pressões nas camadas de solo subjacentes ao

revestimento de concreto, (RODRIGUES, 2003).

Os pavimentos flexíveis, por sua vez, requerem um maior número de

camadas e espessuras mais significativas no combate às tensões impostas, além

de necessitar de um reforço no subleito. Seu revestimento é a base de materiais

betuminosos, como o asfalto. A pequena área de distribuição de cargas na

fundação provoca o surgimento de grande pressão na sub-base e sub-leito

levando a grandes deformações, conforme apresentado na FIG. 2.13 (b).

As primeiras estradas de rodagem em solo argiloso, que perdiam a

compacidade por ocasião das chuvas, passaram a receber cascalhos e saibro

para manter seu desempenho. Mais tarde, passaram a ser revestidas com pedra

britada. Este tipo de revestimento foi chamado de “primário”, pois não exercia

todas as funções de um pavimento como os de hoje em dia (MEDINA, 1997).

2.2.1 TIPOS DE PAVIMENTOS RÍGIDOS

Segundo RODRIGUES (2003), o pavimento rígido tem por característica a

presença ou não de armaduras; barras de transferência de cargas e adições,

como alternativa para reabilitação de pavimentos. Para cada situação,

previamente analisada, é possível determinar a escolha mais viável para a

pavimentação. Pode-se destacar, dentre os vários tipos de pavimentos de

concreto de cimento Portland:

1. Pavimento de Concreto Simples: dotado de placas de concreto simples

separadas por juntas moldadas ou serradas. Pode contar ou não com dispositivos

de transferência de carga.

2. Pavimento de Concreto com Armadura Descontínua: possui armadura

destinada, exclusivamente, a combater a fissuração oriunda da retração do

concreto. As barras de aço são geralmente colocadas a 5cm da superfície e

localizadas em cada junta transversal e longitudinal do pavimento, por isso

mesmo, o termo descontínua.

3. Pavimento de Concreto Continuamente Armado: apresenta armadura

longitudinal contínua sem a presença de juntas transversais intermediárias de

expansão ou contração. É usualmente empregado na construção de pavimentos

de aeroportos.

4. Pavimento de Concreto Estruturalmente Armado: possui armadura

posicionada na face inferior ou nas duas faces da placa. A função essencial do

aço é de combater as tensões geradas pelo carregamento.

5. Pavimento de Concreto Protendido: empregado principalmente em

pavimentos de aeroportos e pisos industriais pesados. Há grande redução da

espessura necessária de concreto.

6. Pavimento de Concreto Rolado: apresenta baixo consumo de cimento, e

uma trabalhabilidade tal, que permita a sua compactação com rolos

compressores. Pode ser aplicado como superfície de rolamento, base ou sub-base

de pavimentos.

7. Pavimento de Concreto com Fibras: pavimento composto de placas de

concreto com adição de fibras de aço ou poliméricas – náilon e polipropileno.

Apresenta maior resistência a desgastes, fissuração e impacto.

8. Whitetopping: constitui na construção de pavimento de concreto apoiado

sobre pavimento asfáltico. É uma solução para reabilitação de pavimentos

asfálticos já existentes.

Com relação às vantagens do pavimento rígido em relação ao pavimento

flexível, a ABCP destaca a elevada vida útil destes pavimentos, devido a sua

durabilidade e mínima necessidade de manutenção anual, que mesmo quando

necessária é menor que em pavimentos asfálticos. A planicidade do concreto

também é uma vantagem considerada, visto que, a rigidez do concreto permite

que ele mantenha sua superfície de percurso plana por muito tempo após sua

construção e garante maior segurança e conforto. Alguns outros exemplos como a

facilidade em receber a texturização durante a construção, a abertura de tráfego

em pelo menos 12 horas e a economia de até 11% no combustível gasto por

veículos que trafegam em vias de concreto, segundo a ABCP, podem ser

ressaltadas e analisadas do ponto de vista técnico. Surge então, a necessidade de

estudos que permitam o conhecimento do seu comportamento para sua melhor

utilização no Brasil.

2.3 FADIGA

2.3.1 COMPORTAMENTO À FADIGA DO CONCRETO

O processo de degradação (ou dano) por fadiga de um material, está

associado à deterioração sob carregamento cíclico que leva ao surgimento e à

evolução de microfissuras ou à propagação de microfissuras pré-existentes no

material, podendo causar a ruptura da estrutura. A fadiga ocorre devido a um

processo de degradação progressiva na microestrutura do material sujeito a

condições de solicitações de magnitude inferior à capacidade resistente do

material, isto é, a deformações ou a tensões impostas com magnitudes inferiores à

deformação ou à tensão de ruptura estática (CERVO, 2004).

As fissuras por fadiga nos concretos de cimento Portland são de natureza

frágil, por apresentar pouca, ou nenhuma, deformação plástica associada à

fissuração, ocorrendo a ruptura pela iniciação e propagação de microfissuras,

sendo que em geral, a superfície de fratura é perpendicular à direção de tensão

aplicada (CALLISTER, 2002). Para GUIMARÃES (2002), no concreto, a ruptura

por fadiga ocorre pela microfissuração interna progressiva, com a abertura e

crescimento de trincas, que por sua vez induz a um aumento nas deformações no

material, o que ocasiona uma mudança estrutural interna no mesmo, quando

sujeito a tensões repetidas. Essas modificações microscópicas prejudicam as

propriedades macroscópicas do material.

Segundo BASTOS (1999), o processo de ruptura por fadiga se caracteriza

por três etapas que resultam na perda de rigidez gradual da estrutura. A primeira

etapa se caracteriza pelo início da fissura, quando uma pequena fissura se forma

em algum ponto de alta concentração de tensões; ou pelas descontinuidades pré-

existentes no material previamente ao processo de fadiga. Podem ocorrer ainda,

os dois itens anteriores, simultaneamente. Na segunda etapa, a propagação da

fissura ocorre através de um lento crescimento das microfissuras a um tamanho

crítico, durante a qual, a mesma avança em incrementos a cada ciclo de tensões,

devido à existência de zonas de concentração de tensões. A terceira etapa é onde

ocorre a ruptura final em virtude da rápida propagação das fissuras, uma vez que

estas fissuras tenham atingido sua abertura crítica.

A iniciação de microfissuras é uma característica inerente ao concreto

devido à presença de vazios de ar e regiões fracas ou sem aderência entre os

agregados e a pasta. Haverá alguma microfissura com forma, dimensão e

orientação que crescerá de maneira lenta e estável a um tamanho crítico, e então

aumentará rapidamente. Quando um suficiente número de fissuras se une para

formar uma fissura contínua, a ruptura do concreto ocorre rapidamente. A ruptura

por fadiga somente ocorre se a carga aplicada fornecer tensão suficiente para o

crescimento e propagação das fissuras ou, para que alterações significativas

ocorram no material, atingindo um estado de instabilidade e afetando a vida útil da

estrutura. Essa situação é definida como o limite de fadiga do material (BASTOS,

1999).

O estudo das propriedades de fadiga do concreto podem ser determinadas

a partir de ensaios de simulação em laboratório, através de dados representados

graficamente na forma de tensão (ó) ou de deformação (å) em função do número

de ciclos (N) até a ruptura, para cada corpo-de-prova ensaiado. De acordo com

TATRO (1987), nos ensaios de fadiga, dois tipos de comportamento ó-N distintos

são verificados. O primeiro comportamento diz respeito à magnitude da tensão,

onde, quanto maior a magnitude da tensão, menor o número de ciclos que o

material é capaz de suportar antes da ruptura. O segundo, diz respeito à

existência de um limite de resistência à fadiga, abaixo do qual a ruptura não irá

ocorrer. Este limite é o maior valor de tensão cíclica que um elemento pode resistir

após o carregamento com um número infinito de ciclos sem que ocorra a ruptura

do material.

Segundo AITCIN (2000), outro parâmetro importante que caracteriza o

comportamento à fadiga de um material é a vida útil sob fadiga, que representa o

número de ciclos (N) necessários para causar a ruptura em um nível de tensão

específico. Para MAGGI (2004), existe sempre uma dispersão considerável nos

resultados de testes de fadiga, ou seja, uma variação no valor de N medido para

vários corpos-de-prova testados sob o mesmo nível de tensão. Esta variação dos

resultados pode ser explicada pela sensibilidade da resistência à fadiga a diversos

parâmetros relacionados ao ensaio e ao material, que são praticamente

impossíveis de serem controlados de maneira absolutamente precisa. Esses

parâmetros incluem as condições de moldagem dos corpos-de-prova, o

nivelamento do corpo-de-prova no equipamento de ensaio, a tensão média, dentre

outros.

Os resultados dos estudos sobre fadiga são geralmente apresentados na

forma de diagramas de Wohler, também conhecidos como curvas S-N. Essas

curvas são representações semilogarítmicas, onde o carregamento máximo,

expresso como S

max

, e N é indicado no eixo x em escala logarítmica. Usualmente,

o S

max

é representado como uma fração da carga estática na qual ocorre a

ruptura. As curvas S-N podem ser representadas para diferentes valores de carga

mínima (S

min

) ou em função da razão R’=S

min

/ S

max

(FIG. 2.15).

FIG.2.15: Curvas S-N para valores de R constantes, onde R’ = S

min

max

, (AITCIN,

2000).

2.3.2 FADIGA EM PAVIMENTOS DE CONCRETO.

Um dos maiores problemas encontrados por profissionais no campo da

pavimentação está associado à formação de fissuras nas placas de concreto em

um determinado período de serviço, pois, tais fissuras são a causa de diversos

processos de deterioração em fases posteriores na estrutura do pavimento,

caracterizando um estado limite de utilização da estrutura.

Segundo CERVO (2004), nos pavimentos de concreto simples, o principal

esforço é a de tração na flexão, sendo a resistência à fadiga sob flexão

representada pelo confronto entre as tensões solicitantes e o número de ciclos

alcançados. A fadiga devido à aplicação de cargas repetidas, em pavimentos de

concreto, é dependente do tipo de carga aplicada, da sua duração, bem como do

número de ciclos de aplicações de cargas. De acordo com MAGGI (2004),

estruturas de concreto sujeitas a carregamento cíclico apresentam maiores

deformações, além de maior grau de fissuração, se comparadas com estruturas

submetidas a carregamento estático de mesma intensidade. A relação entre a

tensão máxima aplicada e a resistência à tração na flexão estática do concreto,

parece não ser o único fator a se considerar, uma vez que a própria

heterogeneidade do material, condições ambientais, freqüência de aplicação das

cargas, dentre outros fatores, afetam o comportamento do concreto à fadiga.

AVELINO et al (2001), citam que em relação à freqüência e amplitude dos ciclos

de carga, as solicitações causadas por terremotos ou tempestades são de baixa

freqüência e alta amplitude, enquanto que aquelas provocadas por vento, ondas e

tráfego rodoviário, de interesse desta Dissertação, são de alta freqüência e baixa

amplitude.

Em um pavimento, cada ciclo pode iniciar ou propagar microfissuras no

concreto, desde que o nível de carga deste ciclo de carregamento relatado exceda

um nível mínimo podendo ocasionar a ruptura do material. Quanto maior o nível

de tensão máxima, menor o número de ciclos alcançados, e mais rapidamente o

concreto se deteriorará por fadiga, para uma mesma freqüência de carregamento.

A ruptura é também acelerada, pela redução da freqüência de aplicação de carga

(SHI et al, 2004).

Alguns fatores que afetam a resist

ência estática do concreto, tais como tipo

e consumo de cimento, zona de transição, porosidade, cura, cuidados na

moldagem, dentre outros, afetam também a resistência à fadiga do concreto por

esta ser definida como uma fração da resistência estática ou resistência última do

concreto. Desta forma, pesquisadores como ZHANG et al. (1997), têm

demonstrado, por exemplo, que o comportamento sob fadiga do concreto simples

em flexão é influenciado pela relação água/cimento da mistura. Segundo

AVELINO et al (2001), as pesquisas mostram que muitas vezes o colapso das

estruturas de concreto ocorre devido à ruptura por fadiga e os modelos

desenvolvidos para a fadiga de metais e ligas, desde a metade do século, não se

aplicam adequadamente ao concreto, devido, principalmente, à sua elevada

heterogeneidade e forma de ruptura. Isso tem proporcionado, no decorrer dos

tempos, o desenvolvimento de uma grande quantidade de estudos para o

desenvolvimento de modelos de fadiga.

O número de cargas repetidas (N) para o colapso da estrutura pode ser

experimentalmente ou empiricamente descrito por uma das equações mais

conhecidas, que é a clássica equação ó –N. Isto é, que relaciona a tensão

aplicada com o número de ciclos à fadiga, desenvolvida por AAS-JAKOBSEN

(1970) e descrita a seguir:

(EQ. 2.4)

Onde a e b são constantes empíricas ou experimentais referentes ao

material, obtidas por regressão dos dados.

2.3.3 FATORES QUE AFETAM O COMPORTAMENTO SOB FADIGA

2.3.3.1 RELACIONADOS AO TRÁFEGO

O tráfego a que o pavimento está sujeito é de extrema importância no

comportamento sob fadiga, uma vez que a intensidade do carregamento cíclico

pode acelerar o surgimento de fissuras e até mesmo o colapso da estrutura do

pavimento através da fissuração que tem inicio, e se desenvolve na camada de

Nba

mct

log

max





maior rigidez da estrutura. Segundo MEDINA (1997), a variação do tráfego deve-

se ao tipo de veículos e cargas transportadas. Uma das dificuldades no

dimensionamento de pavimentos é a previsão da evolução do tráfego ao longo do

tempo e a avaliação do poder de destruição, de modo comparativo, que exercem

as várias cargas a diferentes níveis de repetição, mostrando que a tensão e a

freqüência de carregamento não são constantes em campo.

2.3.3.2 CONDIÇÕES CLIMÁTICAS

Os pavimentos estão sujeitos a um incremento de tensão devido às

diferenças de temperatura entre o topo e o fundo da placa de concreto, que geram

diferenciais térmicos que causam o empenamento do pavimento. PEREIRA

(1998), relata que durante o dia, a parte superior da placa de concreto está sujeita

a uma temperatura maior que a parte inferior da mesma, tendendo a expandir o

topo e contrair a parte inferior da placa. Contudo, esse movimento é restringido

pelo peso próprio do elemento. Desta forma, surgem tensões de compressão na

parte inferior e de tração na parte superior da placa (gradiente positivo). Durante a

noite, com o resfriamento, ocorre o inverso (gradiente negativo), conforme

observado na FIG. 2.16.

FIG.2.16: Empenamento da placa devido ao gradiente térmico, (PEREIRA, 1998).

Peso da placa

Tração

Compressão

No que diz respeito à freqüência de variação da temperatura em relação a

do tráfego, CERVO (2004), relata que a variação da temperatura é muito menor do

que a do tráfego, sendo representada como uma carga cíclica longa, em que as

tensões devido ao tráfego são sobrepostas. Além disso, o empenamento, a

abertura de juntas e as fissuras, são alguns dos defeitos relacionados às

condições climáticas, o que torna essencial conhecer as características do clima

onde o pavimento será construído, para que atenda satisfatoriamente às

exigências de desempenho, através do conhecimento de seus efeitos.

2.3.3.3 NÍVEIS DE APLICAÇÃO DE TENSÕES

As tensões atuantes em um pavimento estão intimamente relacionadas ao

tráfego e ao clima a que o pavimento está sujeito, conforme se apontou nos dois

itens anteriores. Entretanto, as tensões devido ao tráfego são detentoras da maior

parcela de danos causados aos pavimentos, e estas tensões são bastante

variadas, já que as cargas que solicitam os pavimentos são muito diferentes em

suas magnitudes e pressões aplicadas.

Para MAGGI (2004), a resistência à fadiga aumenta com a redução do

intervalo entre a tensão mínima e a tensão máxima. Isto significa que, para uma

mesma intensidade de tensão máxima, a resistência à fadiga será maior quando a

tensão mínima for maior. Assim como, se um material for solicitado por diferentes

intensidades de tensão, a resistência é menor quando forem aplicadas primeiro

tensões mais altas.

No estudo à fadiga de pavimentos de concreto, a relação entre a tensão

máxima aplicada e a resistência estática do concreto representa um fator

importante a se considerar. Os ensaios de fadiga em concretos para

pavimentação podem ser de tensão controlada (TC), que resultam em modelos à

tensão constante (comumente realizados), ou à tensão variável (TV), que são

mais difíceis de realizar devido, principalmente, às limitações dos equipamentos

de ensaios à fadiga.

O ensaio de fadiga à TC relatado por MEDINA (1997), caracteriza-se por

uma tensão gerada por um carregamento pneumático, hidráulico ou

eletromagnético que solicita um corpo-de-prova cilíndrico ou prismático. Procura-

se com a freqüência de aplicação de carga, simular a passagem da roda de um

veículo em uma determinada seção do pavimento em campo. Neste ensaio, a

carga é mantida constante, enquanto que as deformações resultantes da contínua

aplicação das tensões vão aumentando ao longo do ensaio até a ruptura completa

do corpo-de-prova. O critério de parada do ensaio de fadiga à tensão controlada é

a fratura completa do corpo-de-prova, que corresponde a um determinado número

de solicitações.

Diferentemente do ensaio de fadiga à TC, no ensaio de deformação

controlada (DC) ocorre uma diminuição da carga aplicada ao longo do ensaio, de

maneira a manter a deformação recuperável do corpo-de-prova constante até o

final do ensaio. MEDINA (1997), afirma que este ensaio é de execução mais difícil,

pois, o equipamento de ensaio necessita de um servo-mecanismo retro-

alimentador que permita ajustar a força aplicada em função dos desvios da

deformação medida. Neste ensaio, precisa-se estabelecer um critério de ruptura

específico já que o ensaio é caracterizado por um decréscimo na tensão

solicitante e, portanto, não existe claramente um momento de ruína completa do

corpo-de-prova. Os critérios utilizados têm sido a redução a consideração do

momento no qual se atinge aproximadamente, 40% a 50% da carga inicial

aplicada (ALBUQUERQUE, 2005).

A FIG. 2.17 apresenta esquematicamente os tipos de carregamento

utilizados nos ensaios de fadiga.

FIG.2.17: Representação gráfica dos ensaios de fadiga à tensão e deformação

controlada, (ALBUQUERQUE, 2005).

A FIG. 2.18 mostra a comparação entre a vida em fadiga no ensaio à

tensão controlada e à deformação controlada, na qual é possível verificar que o

ensaio à tensão controlada é mais severo do que o de deformação controlada.

FIG.2.18: Influência do modo de carregamento na vida em fadiga,

(ALBUQUERQUE, 2005).

Adotando-se três diferentes níveis de tensão máxima: 65%, 75% e 85% da

resistência à tração na flexão estática do concreto, OH (1991b), estudou o

comportamento à fadiga do concreto, realizando ensaios cíclicos em flexão. Os

resultados mostraram que a resistência à fadiga do concreto apresenta

comportamentos diferentes para os três diferentes níveis de tensão aplicados,

onde o número de ciclos à fadiga para RT = 0,65 foi 93% superior do que para RT

= 0,75, e este foi 93% superior do que para RT = 0,85. Sendo RT a relação entre

tensão máxima aplicada e a tensão estática. Observa-se assim, que quanto maior

a tensão máxima, maior o grau de deterioração do concreto e que, se a tensão for

ampliada, resultará em um menor número de ciclos à fadiga.

Existem divergências entre os diversos autores em relação à influência da

tensão alternada na resistência à fadiga do concreto. Enquanto alguns observam

que a tensão alternada não influencia na resistência à fadiga, outros autores

observaram que existia uma pequena influência. ZHANG (1998) afirma que, em

nível microscópico, ocorre uma degeneração da estrutura interna do material

submetido à fadiga, e os microdefeitos se desenvolvem, tais como poros e

fissuras. O concreto submetido a tensões alternadas sofre deterioração mais

rápida que a tensão repetida (de um único sinal), o que é explicado pela interação

das diferentes microfissuras devido à compressão e tração atuantes.

Estudando a fadiga com tensão alternada, CERVO (2004) verificou que a

resistência à fadiga do concreto submetido a níveis de tensão variáveis se

mostrou maior do que a resistência à fadiga com tensão constante, somente

quando a tensão variou de baixa para alta (tensão crescente). Quando a tensão

variou de um nível mais elevado para um mais baixo, o número de ciclos obtidos

foi inferior àquele alcançado em testes conduzidos com tensão constante. MAGGI

(2004), através de ensaios em concreto armado, concluiu que as tensões

alternadas provocam maior dano por fadiga que as tensões constantes.

2.3.3.4 FREQÜÊNCIA DE APLICAÇÃO DE CARGAS

Na aplicação de cargas a que um pavimento está sujeito, a freqüência é um

fator muito importante a ser considerado no desempenho dos pavimentos de

concreto e apresenta considerável influência na resistência à fadiga do concreto,

devido a estas cargas serem impostas ao pavimento em freqüências variadas e

existindo um tempo de relaxação no material entre a aplicação de uma carga e

outra ocasionada pelo tráfego.

Desconsiderada, até bem pouco tempo, a influência da freqüência de

aplicação de cargas em relação ao estudo da fadiga em pavimentos de concreto

passou a ser considerada em alguns trabalhos, como o de ZHANG et al. (1996).

Os autores observam que, quando a tensão máxima é menor do que 75% da

resistência estática do concreto, as freqüências entre 1 e 15 Hz apresentam

pequena influência na resistência à fadiga. Enquanto que outros autores mostram

que para tensões máximas entre 75% e 100% da resistência estática do concreto,

somados a elevados valores de freqüência, melhoram o desempenho à fadiga. No

entanto, quando a tensão máxima é menor que 75%, freqüências com valores

entre 0,1 e 100 Hz não têm influência sobre o número de ciclos à fadiga.

Aplicando uma tensão máxima em torno de 83% da resistência estática do

concreto e freqüências de 1Hz, 5Hz e 10Hz, CERVO (2004) observou que com

uma freqüência de 10 Hz é possível atingir uma resistência à fadiga superior, da

ordem de 94% e 96%, àquelas obtidas para freqüências de 1 Hz e 5 Hz,

respectivamente.

Com base nas diversas pesquisas sobre freqüências de aplicação de

cargas, pode-se observar que, quanto mais elevada é a freqüência maior é o

número de ciclos de fadiga que o concreto pode suportar. Além disso, a

combinação entre a freqüência de carregamento e o nível de tensão aplicado, está

intimamente ligado ao desempenho do material quando submetido à fadiga.

2.3.3.5 CONCRETO REFORÇADO COM FIBRAS DE AÇO (CRFA)

A principal característica das fibras de aço é possuir alto módulo de

elasticidade e absorver um grande nível de tensão, não permitindo que as fissuras

se propaguem na estrutura de concreto. Assim, o concreto reforçado com fibras de

aço (CRFA), apresenta boa resistência mesmo quando fissurado e ainda permite

uma redistribuição dos esforços, mesmo quando baixos teores de fibras de aço

são usados. A conseqüência direta da restrição à propagação das fissuras é o

aumento da resistência à fadiga, o que melhora a durabilidade da estrutura

AITCIN (2000). Os concretos reforçados com fibras de aço podem ter várias

aplicações potenciais, como em pisos industriais submetidos a altas cargas,

pavimentos de aeroportos, revestimentos de túneis, dormentes para ferrovias e

fundações para máquinas. A maioria destes elementos estruturais é carregada de

forma cíclica, o que tem levado os projetistas a considerarem a falha por fadiga

dos materiais, nestes elementos estruturais.

Segundo FIGUEIREDO (2000), para que as fissuras continuem se

propagando no concreto, é necessária energia suficiente para que a fibra se

rompa, ou seja, arrancada da matriz. Este aumento da energia gasto até a ruptura

total do material representa um aumento da tenacidade, a principal característica

do CRFA.

A adição de fibras de aço no concreto acaba influenciando beneficamente

também a sua resistência à fadiga, à abrasão e ao impacto. As fibras atuam como

elementos de reforço, com a finalidade de impor obstáculos à propagação das

fissuras, além de funcionar como ponte de transferência dos esforços, garantindo,

assim, uma capacidade resistente após a abertura da mesma.

Em compósitos reforçados com fibras MOUNZER (2004), cita que a fratura

é retardada tornando-se um processo progressivo, pois as pontes de transferência

formadas pelas fibras absorvem parte das solicitações e originam uma fissuração

mais distribuída. O que se verifica é que, com o aumento do número de fibras, a

abertura das fissuras torna-se menor, reduzindo assim, a área total de fissuração.

Já em concretos simples, a abertura da fissura não encontra resistência e dá

origem ao colapso da peça. Este comportamento pode ser observado nas figuras

FIG. 2.19 e FIG. 2.20.

Concentração de tensão

Fissura

FIG.2.19: Matriz frente à fissuração, (FIGUEIREDO, 2000).

FIG.2.20: Matriz com fibra de aço, frente à fissuração, (FIGUIREDO, 2000).

2.3.4 MATERIAIS QUE CONSTITUEM O CONCRETO

Observando o comportamento sob fadiga do concreto em algumas

pesquisas anteriores, (MAGGI, 2004) e (BALBO, 2002), é possível observar nas

curvas ó - N uma diferença, provavelmente em razão da variabilidade da

Diminuição na abertura das fissuras

Diminuição da concentração de tensões

resistência estática que não especifica, na maioria das vezes, os parâmetros que

controlam a resistência estática do material tais como, consumo e tipo de cimento,

relação água/cimento (a/c), tipo e dimensão máxima característica do agregado

(max).

2.3.4.1 DIMENSÕES DOS AGREGADOS

Diante dos relatos dos estudos de IWAMA E FUKUDA (1986) é possível

perceber a influência do diâmetro máximo (max) do agregado graúdo no

comportamento à fadiga do concreto. Os ensaios foram realizados com 150

amostras com duas dimensões máximas de agregado, 20 mm e 40 m. Os autores

observaram que os efeitos das diferentes dimensões dos agregados graúdos são

desprezíveis no comportamento do concreto submetido à fadiga.

Investigando, de forma semelhante, este tipo de influência no estudo de

fadiga, KOYANAGAWA et al. (1994) ensaiaram amostras em flexão e compararam

as dimensões máximas de 20 mm e 40 mm do agregado graúdo utilizados na

confecção do concreto. Os resultados mostraram que a influência do diâmetro do

agregado no comportamento à fadiga do concreto foi insignificante para relação

entre tensões acima de 0,8. Entretanto, foi observado pelos autores que níveis

inferiores a este valor, a dimensão do agregado apresentou certa influência no

comportamento à fadiga do concreto.

2.3.4.2 RELAÇÃO ÁGUA / AGLOMERANTE (a/a’).

A relação água/cimento (a/c), no caso do CCP, é outro parâmetro que pode

influenciar no comportamento à fadiga do concreto. No caso do CCG está relação

é a água/aglomerante (a/a’). De acordo com ZHANG et al (1997) o aumento da

relação a/c ou do consumo de cimento diminuem a resistência à fadiga.

Os estudos de KLAIBER e LEE (1982), mostram que a resistência à fadiga

do concreto simples reduz para relação a/c inferior a 0,4, enquanto que para

relação a/c entre 0,4 e 0,6 ocorre pouca variação desta resistência.

Através da variação da relação água/cimento de 0,39, 0,45, 0,53 e 0,65,

ZHANG et al. (1997), concluíram que a relação a/c apenas modificou a resistência

estática, não influenciando na resistência à fadiga do concreto.

Ainda existem muitas divergências entre os conceitos desenvolvidos pelos

diversos autores sobre a influência dos materiais constituintes do concreto no

comportamento à fadiga deste material. Algumas pesquisas mostram que algumas

características de um dado material aumentam a resistência à fadiga do concreto,

enquanto que outros trabalhos observam o contrário. Este fato comprova o quanto

é difícil ter uma precisão do comportamento à fadiga de um material heterogêneo,

como é o caso do concreto de cimento Portland. No caso do concreto de cimento

geopolimérico, a influência dos materiais que constituem o concreto também deve

ser levada em consideração durante sua produção.

Além do diâmetro do agregado ou da relação a/c, é importante ressaltar a

importância do tipo de ensaio que está sendo executado, que pode ser de tração

direta, de compressão ou de flexão. Cada tipo de ensaio produz um efeito distinto

no concreto, ainda que o material seja o mesmo. No caso dos ensaios de

pavimentação rígida, sempre os ensaios de flexão são os mais representativos do

comportamento estrutural, em vista das aplicações em estruturas sujeitas à tração

como pontes, pisos industriais e pavimentos. Todavia, existem estudos de fadiga

desenvolvidos a partir de ensaios diferentes dos de tração direta, compressão e

flexão, como é o caso de KIM e KIM (1996), através do estudo de fadiga em

compressão que oferecem um outro tipo de análise do comportamento do

concreto quando submetido a este tipo de ensaio.

2.3.4.3 CONSUMO DE CIMENTO

O efeito do consumo de cimento nos ensaios de fadiga do concreto foi

investigado por TEPFERS & KUTTI (1979), onde os autores ensaiaram dois

concretos sujeitos a tensões resultantes da ação de cargas do tráfego, com

consumos de 236 Kg/m

e 365Kg/m

. A partir dos resultados encontrados, os

autores puderam concluir que a fadiga independe do consumo de cimento.

Diferentemente disto, BALBO (2002) cita que o comportamento à fadiga é

muito dependente da resistência a tração na flexão estática. Assim, o autor conclui

que fatores como o consumo de cimento que afetam a resistência estática,

também influenciam no comportamento a fadiga.

2.3.5 HIPÓTESE DE PALMGREN-MINER (DANO CONTÍNUO LINEAR)

Diversas pesquisas mostram que as propriedades de fadiga do concreto

limitam-se à aplicação de cargas a uma tensão constante, entretanto, isto não

ocorre no campo. O histórico de tensões irá determinar níveis de carregamento

com tensão variada, números de ciclos, seqüências de carregamentos e tempos

de relaxação diferentes. Na análise da influência da história de tensões na

resistência à fadiga dos materiais, a hipótese clássica de MINER (1945) é

amplamente utilizada. PALMGREN em 1924, foi quem primeiro sugeriu um

modelo linear de dano por fadiga, no qual é possível considerar o efeito de

carregamento, por meio do acúmulo do dano que cada intensidade de tensão

provoca no material. MINER em 1945, apresentou uma equação linear de dano

por fadiga, hoje conhecida como modelo de PALMGREN-MINER. Este modelo

assume que a resistência à fadiga não consumida pela repetição de uma dada

carga fica disponível para a repetição de outras cargas, podendo ser determinado

por:

(EQ.2.5)

onde D’ é uma fração de dano, n’ é o número de ciclos aplicado num nível

determinado de tensão e N’ é o número de ciclos que causará a ruptura por fadiga

no mesmo nível de tensão.

O colapso por fadiga pode ocorrer quando a soma do dano para todos os

níveis de tensão atingir um certo valor crítico, que no caso da teoria de MINER é

igual a 1. Este fato pode ser expresso por:



(EQ. 2.6)

Portanto:

(EQ. 2.7)

Observa-se que a expressão da teoria do dano não considera a influência

da seqüência de aplicação de cargas para vários níveis de tensão, e que a

hipótese assume acumular uma mesma taxa de um dado nível de tensão sem

verificar a história de tensões anteriores, provocando em alguns casos

incoerências no estudo da fadiga no concreto.

O tipo de aplicação de tensão máxima foi investigada por HILSDORF e

KESLER (1966), através de dois estágios de seqüência de aplicação de carga em

flexão no concreto. Para o primeiro caso, foi aplicado um nível de tensão (ó

) até

um certo número de ciclos e, posteriormente, este nível de tensão foi elevado para

um nível (ó

) e mantido constante até a ruptura do CP. No segundo caso, os

autores começaram com o nível de tensão ó

até um certo número de ciclos e

posteriormente diminuíram este nível de tensão para ó

. Os resultados mostram

que no segundo caso, o número de ciclos à fadiga foi inferior ao alcançado no

primeiro caso, ou seja, reduzindo a tensão máxima de alta para baixa, a

resistência à fadiga diminuiu consideravelmente.

Através do estudo de fadiga em flexão com tensão variável, OH (1991a),

concluiu que o colapso por fadiga no concreto é influenciado pela magnitude e

seqüência de aplicação de carga com tensão variável. Para o autor, a soma do

dano acumulado, seguindo o modelo linear de PALMGREN-MINER, é maior que 1

quando a intensidade da tensão de carregamento é aumentada e menor que 1,

quando antes é aplicada uma tensão mais alta.

2.3.6 MODELOS DE FADIGA PARA PAVIMENTOS DE CONCRETO

..............



D1 + D2 +......+ Di +.....+Dn ≥ 1

2.3.6.1 MODELOS EXPERIMENTAIS

BALBO (1999), define dois tipos de modelo de fadiga para os pavimentos

de concreto: experimentais e semi-empíricos. Os modelos experimentais são

construídos a partir de ensaios de laboratório, quando amostras do material de

interesse moldadas em laboratório ou extraídas de campo, são submetidas a

ciclos de carregamentos sucessivos, chamados de ensaios dinâmicos. Esses

ensaios geralmente são realizados com freqüência elevada e sem períodos de

folga, não se levando em conta as flutuações na tensão causadas pela variação

da posição da carga que ocorre nos pavimentos. Porém, como os pavimentos de

concreto estão sujeitos à ação de cargas e freqüências variáveis, diversos

trabalhos tentam se aproximar destas variações que ocorrem em campo,

determinando o comportamento sob fadiga do concreto através de ensaios

laboratoriais, com tensões e ou freqüências variáveis. Entretanto a aplicação de

cargas e freqüências constantes, têm sido realizada nos ensaios experimentais

em laboratório por muitos pesquisadores, principalmente devido às limitações dos

equipamentos em realizar ensaios variando a tensão e a freqüência. Assim, de

uma maneira geral, os modelos experimentais são conservativos. Já os modelos

semi-empíricos são definidos a partir de dados de pistas experimentais ou de

pistas em funcionamento.

Os ensaios à fadiga realizados com tensão ou freqüência constante ou

variável são realizados por meio de ensaios dinâmicos em tração pura, em

compressão, alternando tração-compressão, ou em tração na flexão simples ou

alternada, sendo estes dois últimos os mais comuns e também os que melhor

retratam as condições de pontes, pisos industriais e pavimentos. Segundo MAGGI

(2004), a resistência à fadiga é definida como uma fração da resistência estática

que pode ser suportada para um certo número de ciclos. Ela é normalmente

apresentada em diagramas que indicam o número admissível de ciclos, ou o

logaritmo desse número, em função da relação de tensão, RT.

Modelos à fadiga para pavimentos de concreto têm sido estudados para

verificar alguns fatores, tais como cargas limites (tensão máxima e mínima),

período de relaxação, freqüência de aplicação de cargas, condições ambientais,

tipos de ensaios, dentre outros. Os modelos de fadiga normalmente são

apresentados em função do número de ciclos de carregamentos e da relação

entre o nível de tensão atuante no pavimento e a resistência à tração na flexão

estática do concreto.

2.3.6.2 MODELO ATUALMENTE EMPREGADO NO BRASIL

Segundo MEDINA (1997) a maioria das estruturas de pavimentos

rodoviáros e urbanos de concreto no Brasil têm sido dimensionadas pelo método

da Portland Cement Association (PCA/84) em sua segunda edição, que foi

publicado pela Associação Brasileira de Cimento Portland (ABCP) em 1996. Este

método foi proposto inicialmente em 1966, sendo revisto em 1984 nos Estados

Unidos da América, descrevendo um modelo de fadiga para o concreto, sendo

este modelo o mais utilizado no Brasil. O número permissível de repetições para

uma dada carga no eixo foi determinado baseado na relação entre tensões. O

modelo propõe um limite de fadiga, assumindo que para relação entre tensões

inferiores a 0,45, o número de repetições de ciclos seria ilimitado, qualquer que

fosse a carga geradora daquela tensão. O método da PCA/84 , entretanto,

desconsidera o efeito das tensões de empenamento devido aos gradientes

térmicos.

Optou-se pelo modelo mais prático e consagrado de se medir o número de

ciclos em função da tensão relativa, isto é, a curva S-N, que também oferece a

vantagem de permitir comparações simples entre diferentes experimentos

realizados para os diferentes concretos.

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Procurou-se manter constante a rotina dos ensaios, que levou em

consideração a equipe técnica, equipamento e, sobretudo, a normatização dos

ensaios. A constância dos procedimentos adotados buscou evitar possíveis

interferências de variação de rotina. Outro aspecto muito importante foi o

cumprimento das datas de realização dos ensaios, pois ao longo do tempo o

concreto modifica suas características reológicas, modificando as condições de

uso fixadas para o estudo.

3.1 MATERIAIS

3.1.1 AGREGADO MIÚDO

Os agregados empregados na elaboração dos dois concretos (CCG e CCP)

foram caracterizados no laboratório de Materiais Compósitos e no laboratório de

Solos do Instituto Militar de Engenharia, conforme as especificações da norma

NBR 7211 (2005). Como agregado miúdo foi utilizada areia comercial de rio

lavada, quartzosa, passante na peneira de 4,8 mm, proveniente da região

metropolitana do Rio de Janeiro. A TAB.3.1 apresenta os resultados de

caracterização da areia.

TAB.3 1: Características físicas do agregado miúdo.

Descrição Resultados

Massa Unitária (NBR 7251) 1,45 g/cm

Massa específica (NBR NM52) 2,62 g/cm

Teor de Argila (NBR 7218) 0,61%

Materiais Pulverulentos (NBR7219) 0,34%

Impurezas Orgânicas (NBR NM49) <300 ppm

Módulo de finura (NBR 7211) 2,51

Dimensão máxima (NBR 7211) 2,4 mm

Os resultados mostram que as características do agregado miúdo em

estudo, estão dentro dos limites aceitáveis determinados pelas normas brasileiras.

A FIG. 3.1 mostra a curva da distribuição granulométrica da areia.

1,2

PORCENTAGEM EM PESO RETIDA ACUMULADA

Fundo

Zona

ótima

ABNT-

Zona utiliz

ável

0,30,15 0,6

100

Areia em Estudo

2,4 4,8 6,3 9,5

ABERTURA DA PENEIRA (mm)

FIG.3 1: Curva granulométrica da areia (PEREIRA, 2006)

3.1.2 AGREGADO GRAÚDO

O agregado graúdo utilizado foi a brita de graduação zero procedente da

pedreira Santo Antônio de mineração em Nova Iguaçu – RJ, classificado por

ensaio petrográfico de acordo com a ABNT NBR 7389 (2005), pelo Laboratório de

Petrografia do CENPES, como granito. A brita foi lavada, peneirada e seca em

estufa. A caracterização deste material está descrita na TAB. 3.2.

TAB.3 2: Características físicas do agregado graúdo.

Descrição Resultados

Massa Unitária (NBR 7251) 1,53 g/cm

Massa específica (NBR NM52) 2,75 g/cm

Teor de Argila (NBR 7218) 0,21%

Materiais Pulverulentos (NBR 7219)

0,63%

Módulo de finura (NBR 7211) 5,91

Dimensão máxima (NBR 7211) 9,5 mm

Abrasão “Los Angeles” 21,50%

Assim como os resultados do agregado miúdo, os resultados do agregado

graúdo também estão dentro dos limites aceitáveis determinados pelas normas

brasileiras. A FIG. 3.2 mostra a curva da distribuição granulométrica da brita

utilizada.

100

PORCENTAGEM EM PESO RETIDA ACUMULADA

Fundo

0,15 0,3 0,6 1,2 2,4 4,8 6,3 9,5 12,5

19ABNT-

ABERTURA DA PENEIRA (mm)

Limite superior Brita em Estudo

Limite inferior

FIG.3 2: Curva granulométrica da brita (PEREIRA, 2006).

3.1.3 CIMENTO GEOPOLIMÉRICO

Para a obtenção do cimento geopolimérico foi utilizado metacaulim, como

principal fonte de alumínio e silício e cimento Portland do tipo alto forno, como

fonte de cálcio. Para a ativação alcalina foi utilizado hidróxido de potássio (KOH) e

silicato de sódio alcalino em solução. O hidróxido tem a função de promover a

ativação alcalina da reação, enquanto que o silicato é utilizado como fonte

suplementar de silício. O resultado da mistura de todos esses componentes é um

produto que apresenta elevada resistência inicial, dureza, estabilidade química e

durabilidade.

3.1.3.1 METACAULIM

O metacaulim foi obtido através da calcinação a 850ºC por duas horas,

conforme estudos desenvolvidos por LIMA (2004), pelo tratamento térmico do

caulim fornecido pela Casa Wolff S.A proveniente das jazidas localizadas no

Estado do Rio Grande do Norte. O processo visa remover apenas os grupos

estruturais de hidroxila e criar uma instabilidade química pela mudança do número

de coordenação do alumínio de VI para IV.

A TAB. 3.3 apresenta as características químicas do metacaulim utilizado,

enquanto que as TAB. 3.5, 3.6 e 3.7 apresentam, respectivamente, as

características físicas e químicas do CPIII produzido pela Holcim que foi utilizado

neste trabalho. A massa específica encontrada para o CP III foi igual a 2,96 kg/m

TAB.3 3: Caracterização química do metacaulim.

Metacaulim

Óxidos Porcentagem em massa

SiO

50,6

MgO 0,34

CaO 0,72

O 1,1

O 0,09

TiO

0,14

0,62

0,16

Os resultados de massa específica do metacaulim, assim como o do

cimento, foram obtidos através do frasco volumétrico de “Le Chatelier” NBR NM 23

(2001), enquanto que os resultados de superfície específica foram obtidos através

de permeabilidade ao ar, pelo método de do Método de Blaine, NBR NM 76(1998).

Esses resultados podem ser melhor visualizados na TAB. 3.4.

TAB.3 4: Caracterização física do metacaulim.

Metacaulim

Massa específica 2,58 kg/m

Superfície específica

950,9 m

/kg

A calcinação foi feita em forno mufla do laboratório de Materiais Compósitos

do IME, especificado no item 3.2, a uma temperatura de 850ºC por duas horas.

Para análise granulométrica das partículas do metacaulim foi utilizada a

técnica de difração a laser no laboratório do CENPES, em um equipamento da

marca Malvern Instruments, modelo Mastersizer 2000. Para a análise das

amostras foi utilizado álcool etílico. Os resultados podem ser visualizados na FIG.

3.3.

0,1 1 10 100

Porcentagem em volume

Diâmetro da partícula (



FIG.3 3: Distribuição das partículas do metacaulim.

O parâmetro estatístico da análise granulométrica a laser que corresponde

ao diâmetro médio volumétrico é representado por D(4,3), enquanto que o

diâmetro médio superficial é representado pelo parâmetro D(3,2). É possível obter

ainda a amplitude da distribuição em função da mediana, que é calculada por

SPAN = [D(v,0,9) – D(v,0,1) / D(v,0,5)].

Na a análise da amostra de metacaulim, os resultados obtidos foram de

D(4,3) = 15,51 m, D(3,2) = 4,71 m e SPAN = 3,602.

3.1.3.2 CIMENTO CPIII

Foi utilizado como fonte de cálcio na produção do CCG, o cimento do tipo

CPIII 40 RS Holcim. Suas características, fornecidas pelo fabricante, são

apresentadas nas tabelas a seguir.

TAB.3 5: Características físicas do CP III 40 RS Holcim.

Ensaio Resultado Limite de norma

Retido na # 200 (%)

NBR 11579 (1991)

0 ≤ 8

Superfície específica (m²/kg)

NBR NM76 (1998)

432

Início 230 ≥ 60

Tempo de pega (min.)

NBR NM65 (2002)

Fim 305 ≤ 720

3d 26,30 ≥ 12

7d 37,50 ≥ 23

Resistência à

compressão (MPa)

NBR7215 (1996)

28d 48,70 ≥ 40

Fonte: Holcim.

TAB.3 6: Características químicas do CP III 40 RS Holcim.

Ensaio Resultado Limite de norma

(%) NBR NM20 (2004) 2,59 ≤ 3

PF 1000ºC NBR NM18 (2004) 3,34 ≤ 4,5

Resíduo insolúvel (%) NBR NM15 (2004) 1,14 ≤ 1,5

NBR NM16 (2004) 2,39 ≤ 4,0

Sulfeto NBR NM19 (2004) 0,51 ≤ 1,0

Fonte: Holcim

TAB.3 7: Composição química do CPIII 40 RS Holcim.

Óxidos Porcentagem em massa

SiO

28,18

9,30

MgO 4,15

CaO 51,69

O 0,48

A 2,86

1,74

Fonte: Holcim.

Da mesma forma que o metacaulim, as partículas de CP III foram

analisadas por difração a laser. Os resultados estão apresentados na FIG.3.4.

0,1 1 10 100 1000

Porcentagem em volume

Diâmetro da partícula (



FIG.3 4: Distribuição das partículas do CPIII-40 RS.

Para a análise da distribuição granulométrica da amostra de CPIII-40RS, os

resultados obtidos foram de D(4,3) = 20,04 m, D(3,2) = 8,61 m e SPAN = 2,362.

3.1.3.3 SILICATO DE SÓDIO

Como fonte complementar de SiO

, foi utilizado silicato de sódio

(Na

SiO

O) alcalino comercial, fornecido pela Prozil S.A. Suas características

físicas e químicas estão apresentadas nas TABs. 3.8 e 3.9, respectivamente.

TAB.3 8: Características físicas do silicato.

Estado físico Líquido

Aparência Viscoso

Cor Opaco

Solubilidade em água Total

Porcentagem de sólidos

47%

pH 12

Massa específica 1,58 kg/dm³

Viscosidade à 25ºC 800 a 3000 cP

Voláteis 0 %

TAB.3 9: Características químicas do silicato.

Silicato de sódio

Óxidos Porcentagem em massa

SiO

33,15

O 14,81

O 52,04

Para garantir o pH, necessário para a geopolimerização, foi utilizado

hidróxido de potássio (KOH) comercial, fabricado pela Panamericana S.A. São

apresentadas suas características físicas na TAB. 3.10.

TAB.3 10: Características físicas do KOH.

Estado físico Sólido higroscópico

Aparência Escamas

Cor Branca

Massa específica 2,59 kg/dm³

pH 14

Solubilidade em água Total

Os principais componentes do cimento geopolimérico foram caracterizados

através da análise por espectroscopia por dispersão de energia, EDS (“Energy

Dispersive Spectroscopy”), como mostra a FIG. 3.5, onde se identifica os picos

característicos dos componentes que constituem o cimento geopolimérico. O pico

referente ao ouro (Au), ocorre devido à sua deposição na superfície da amostra

para torná-la condutora de elétrons.

FIG. 3.5: Espectro de EDS do CCG.

FIG.3 5: Espectro de EDS do cimento geopolimérico.

3.1.4 CIMENTO PORTLAND

O cimento Portland utilizado foi o cimento de alta resistência inicial do tipo

CP V - ARI – RS, da Holcim. Suas características foram fornecidas pelo próprio

fabricante (Holcim) e mostrados nas TAB. 3.11, 3.12, 3.13.

O cimento Portland de alta resistência inicial (CP V), é considerado um tipo

especial de cimento Portland, mas é na verdade o cimento Portland, com a

particularidade de possuir maior superfície específica. Devido ao menor tamanho

de partículas, este cimento tem a peculiaridade de atingir altas resistências iniciais

já nos primeiros dias de aplicação. Segundo ALBUQUERQUE (2003), o

desenvolvimento da alta resistência inicial é conseguido pela utilização de uma

dosagem diferente de calcário e argila na produção do clínquer, além da moagem

mais fina do cimento, de modo que, ao reagir com a água, ele adquira elevadas

resistências em menor tempo.

As idades dos ensaios realizados em corpos-de-prova produzidos com este

tipo de cimento, de alta resistência inicial, são estabelecidas conforme a norma

NBR 5733 (1991).

TAB.3 11: Características físicas do CPV-ARI Holcim.

Ensaio Resultado Limite de norma

Retido na # 200 (%)

NBR 11579 (1991)

0 ≤ 6

Superfície específica (m²/kg)

NBR NM76 (1998)

476,6 ≥ 300

Início 143 ≥ 60

Tempo de pega (min.)

NBR NM65 (2002)

Fim 200 ≤ 600

1d 28,00 ≥ 14

3d 42,60 ≥ 24

Resistência à

compressão (MPa)

NBR7215 (1996)

7d 46,80 ≥ 34

Fonte: Holcim.

TAB.3 12: Características químicas do CPV-ARI Holcim.

Ensaio Resultado Limite de norma

(%) NBR NM20 (2004) 1,42 ≤ 3

PF 1000ºC NBR NM18 (2004) 3,26 ≤ 4,5

Resíduo insolúvel (%)NBR NM15 (2004)

0,29 ≤ 1,0

NBR NM16 (2004) 2,65 ≤ 3,5

Fonte: Holcim.

TAB.3 13: Composição química do CPV-ARI Holcim.

Óxidos Porcentagem em massa

SiO

19,19

4,80

MgO

0,69

CaO

64,94

0,75

2,91

Fonte: Holcim.

É possível observar na TAB. 3.13 a maior porcentagem de CaO em relação

aos outros óxidos presentes no cimento Portland. Isto foi confirmado na análise de

EDS realizada no CCP, onde é possível identificar a maior intensidade do pico de

cálcio presente na amostra, como observado no espectro de EDS na FIG. 3.6.

FIG.3 6: Picos característicos dos componentes químicos do CCP, mapeados por

EDS.

Da mesma forma que o metacaulim e o CPIII, a distribuição granulométrica

do CP V foi analisada por difração a laser. Os resultados encontrados foram de

D(4,3) = 16,93 m, D(3,2) = 6,59 m e SPAN = 2,262 e podem ser mais bem

observados na FIG. 3.7 a seguir.

0,1 1 10 100

Porcentagem em volume

Diâmetro da partícula (



FIG.3 7: Distribuição das partículas do CP V.

Os resultados apresentados para o cimento Portland estão de acordo com a

norma NBR 5733 (1991).

Neste trabalho utilizou-se o aditivo superplastificante à base de éter

carboxílico (TEC FLOW 7000), fornecido pela Rheotec, para reduzir a água

adicionada ao concreto e, conseqüentemente, a relação água/aglomerantes, para

obter aumento da trabalhabilidade do concreto de cimento Portland. Suas

características são apresentadas na TAB. 3.14.

TAB.3 14: Características do superplastificante, fornecido pela Rheotec.

Aspecto líquido Castanho claro

6,0  1,0

Massa específica

1,095  0,02 g/cm

Teor de sólidos

40,0  2,0 %

3.1.5 FIBRAS DE AÇO

As fibras de aço utilizadas nos dois concretos deste trabalho (FIG. 3.8),

foram produzidas pela Maccaferri do Brasil Ltda, apresentando suas

características nas TABs. 3.15 e 3.16, fornecidas pelo próprio fabricante.

TAB.3 15: Propriedades físicas das fibras de aço Wirand ® FS3N.

Propriedades físicas FS3N

Relação L/d (comprimento / diâmetro) 44

Tolerância do valor individual da relação L/d 15%

Tolerância do valor médio da relação L/d 7,5%

Diâmetro 0,75mm

Tolerância do valor individual do diâmetro 10%

Tolerância do valor médio do diâmetro 5%

Comprimento 33mm

Tolerância do valor individual do comprimento

10%

Tolerância do valor médio do comprimento 5%

Fonte: Maccaferri.

TAB.3 16: Propriedades mecânicas das fibras de aço Wirand ® FS3N.

Propriedades mecânicas FS3N

Resistência à tração do aço >1100 MPa

Deformação na Ruptura <4%

Módulo elástico 210 GPa

Fonte: Maccaferri.

FIG.3 8: Fibras de aço Wirand ® FS3N.

3.2 MÉTODOS EXPERIMENTAIS

3.2.1 CALCINAÇÃO DO CAULIM

A calcinação do caulim, para a produção do metacaulim, foi realizada em um

forno mufla da marca EDG equipamentos, modelo EDG3P-S, com capacidade de

aquecimento de até 1200ºC, a uma temperatura de 850ºC por um período de 2h.

O tempo e a temperatura empregados foram estabelecidos com base nos estudos

desenvolvidos por LIMA (2004).

3.2.2 OBTENÇÃO DO CCG

A dosagem foi baseada no método descrito por HELENE e TERZIAN (1993),

adaptado para o concreto geopolimérico, baseada nos estudos desenvolvidos por

THOMAZ (2000). As exigências para as adaptações da dosagem do CCG

seguiram recomendações da norma DNIT 054 PRO (2004), para aplicação em

pavimentação e são mostradas na TAB. 3.17.

TAB.3 17: Exigências para pavimento rígido (DNIT 054 PRO (2004))

Recomendações Pavimento rígido

Consumo de aglomerante Mínimo = 320 kg/m³

Agregado graúdo 1/5 a 1/4 da espessura da placa

Água/aglomerante 0,40 a 0,46

Abatimento

 20 mm

O teor de argamassa variou entre 60 a 66%, de acordo com o método de

HELENE e TERZIAN (1993), buscando atingir uma consistência adequada para

atender a adição de fibras.

A quantidade de água no concreto foi determinada visando atingir uma faixa

de abatimento no ensaio de abatimento do tronco de cone para o CCG igual a 100

 20mm. A resistência a tração na flexão foi determinada de acordo com as

tendências do concreto de alto desempenho utilizado em pavimentos rígidos.

Segundo a ABCP e MEDINA (1997), estes concretos assumem valores de f

ctm,k

que variam de 5,0 MPa a 6,5 MPa aos 28 dias de idade. A resistência à tração na

flexão aos 7 dias (f

ctm,7

) adotada neste trabalho foi de 5,0 MPa.

Para a determinação da resistência de dosagem do CCG, seguiu-se

recomendação da norma DNIT 054 PRO (2004). A resistência de dosagem foi

calculada através da expressão:

(EQ. 3.1)

Sendo:

 f

- Resistência de dosagem do concreto aos j dias de idade;

 f

- Resistência característica do concreto à compressão aos j dias de

idade; e

 S

- Desvio padrão.

Através dos resultados obtidos para o CCG, nos ensaios de compressão e

tração na flexão, foi determinada a relação f

ctm

ck,

que no caso do CCP é

determinada pela Norma 6118 (2003). Utilizando está relação, foi possível realizar

a dosagem do concreto pelos ensaios de resistência à compressão axial, o que

torna, de certa forma, a dosagem menos trabalhosa levando-se em consideração

o volume de material requerido por corpo-de-prova em relação ao ensaio de flexão

e a facilidade de execução do ensaio considerando o tamanho do corpo-de-prova

utilizado. Com isso, foram realizados ensaios preliminares para determinação da

relação f

ctm

, sendo o valor do desvio padrão adotado igual a 5,5 MPa, o que

representa padrão de qualidade razoável, segundo a Norma DNIT 054 PRO

(2004).

A dosagem do CCG foi baseada na determinação de um traço básico e dois

auxiliares (traço rico e traço pobre). A composição do traço básico foi obtida

através dos resultados obtidos da relação f

ctm

. O consumo dos três traços foi

calculado pelas EQs 3.2 e 3.3 a seguir:

= f

+ 0,84 S

(EQ. 3.2)

(EQ. 3.3)

Sendo:



 - a massa específica do material (kg/m

);

C - o consumo de aglomerantes sólidos (kg/m

);

a - o teor de areia;

p - o teor de brita; e

 - teor de argamassa (%).

A seqüência de colocação dos materiais para a produção do CCG seguiu a

ordem desenvolvida nos estudos preliminares do concreto de referência.

Inicialmente, a betoneira de eixo inclinado teve sua cuba e pás umedecidas, sendo

adicionado todo o agregado graúdo e toda a solução alcalina, com o acionamento

da betoneira por 1 minuto. Em seguida, foi adicionado todo o agregado miúdo com

o acionamento da betoneira por 2 minutos. Finalmente, foram adicionados os pós

de cimento geopolimérico, previamente misturados, sendo a betoneira acionada

por mais 2 minutos.

No caso dos concretos com adição de fibras metálicas, a adição das

mesmas ocorreu logo após a adição do agregado graúdo. A FIG. 3.9 ilustra a

betoneira de eixo inclinado com capacidade para 145 L de concreto, utilizada na

produção dos concretos.

Os corpos-de-prova cilíndricos (10 x 20) cm foram moldados em duas

camadas com tempo de vibração aproximado de 15 segundos para cada camada.























%1000

aglomágua

pedra

areia

eaglomerant

oincorporadAr







 

100.









No caso dos CP com (15 x 30) cm, o tempo de vibração foi de 20 segundos.

Quanto aos CP prismáticos, sua metodologia será descrita mais adiante.

FIG.3 9: Betoneira de eixo inclinado, com capacidade de 145 L de concreto.

3.2.3 OBTENÇÃO DO CCP

Para uma melhor comparação entre os concretos que possuem diferentes

características, na produção do CCP foi utilizada a mesma relação a/c e mesmo

consumo de aglomerante usada na produção do CCG, onde, através de um

correto proporcionamento entre agregados e da utilização de aditivo

superplastificante, foi possível alcançar a trabalhabilidade e consistência

desejadas.

A preparação do CCP obedeceu a uma seqüência de inserção dos

materiais na betoneira, conforme recomendações de GIAMMUSSO (2005).

Inicialmente, a betoneira de eixo inclinado teve sua cuba e pás umedecidas, sendo

adicionado todo o agregado graúdo e parte da água de amassamento (± 1/2 de

água), com o acionamento da betoneira por 1 minuto. Seguida pela adição do

cimento e mistura por mais 2 minutos. Finalmente foram adicionados o agregado

miúdo e o restante da água, sendo a betoneira acionada por mais 3 minutos. O

aditivo foi previamente diluído na água para evitar perdas no momento da adição

do mesmo em função de sua viscosidade.

As características dos traços do CCG e do CCP, estão descritos nos itens

4.2 e 4.3, respectivamente.

3.2.4 DETERMINAÇÃO DA CONSISTÊNCIA IDEAL

Logo após a mistura dos concretos, foi determinada no estado fresco, a

consistência ideal de ambos em função do abatimento do tronco-de-cone,

segundo a NBR NM 67 (1998). Para comparar as propriedades mecânicas do

CCG com o CCP foi necessário estabelecer uma equivalência na trabalhabilidade

inicial dos concretos sem fibras para obtenção de uma compacidade semelhante.

O CCG, no entanto apresentou uma trabalhabilidade mais elevada do que o

CCP com a mesma relação a/c e sem a utilização de superplastificante. Estudos

desenvolvidos por THOMAZ (2000), mostraram a boa trabalhabilidade do CCG.

Os resultados de abatimento de tronco de cone para uma baixa razão

água/aglomerantes foram surpreendentemente elevados, da ordem de 100%

superiores ao do Portland.

Para uma comparação mais adequada das propriedades entre os CCP e

CCG, foram desenvolvidos estudos preliminares de ajuste da consistência, que se

baseou na porcentagem adequada de superplastificante adicionada ao CCP. A

FIG. 3.10 mostra o ensaio de abatimento.

(a) (b)

FIG.3 10: Abatimento de tronco-de-cone, (a) adensamento do concreto, (b)

nivelamento antes da medida.

3.2.5 MOLDAGEM DE CORPOS-DE-PROVA

3.2.5.1 CONFECÇÃO DE CORPOS-DE-PROVA CILÍNDRICOS

Foram moldados corpos-de-prova cilíndricos de (10 x 20) cm para a

determinação da resistência à compressão nas idades de 1, 7 e 28 dias, bem

como para determinação da tração indireta aos 7 dias de idade, como mostra a

FIG. 3.11 (a). A moldagem foi feita segundo a Norma 5738 (2003). Após a

moldagem dos corpos-de-prova, estes foram mantidos nos moldes por um período

de 24 horas, no caso do ensaio com idade de 1 dia e por 72 horas no caso dos

ensaios com idades de 7 e 28 dias. No caso do ensaio de 24 horas, a

desmoldagem foi realizada quase que no mesmo momento do ensaio, enquanto

que nas demais idades os corpos-de-prova foram desmoldados e colocados em

cura a temperatura ambiente até a idade de ruptura, conforme FIG. 3.11 (b).

Foram moldados corpos-de-prova cilíndricos de (15 x 30) cm para a

determinação do módulo de elasticidade de ambos os concretos, seguindo os

mesmos critérios de moldagem e desmoldagem dos corpos-de-prova de (10 x

20) cm. Os ensaios de módulo de elasticidade foram realizados aos 7 dias de

idade, conforme as especificações da ABNT NBR 8522 (2003).

(a) (b)

FIG.3 11: Corpos-de-prova cilíndricos, (a) moldados, (b) cura ambiente.

3.2.5.2 CONFECÇÃO DE CORPOS-DE-PROVA PRISMÁTICOS

A Norma para procedimento a execução de pavimentos de concreto

simples por meio mecânico NBR 7583 (2003), determina que o controle

tecnológico para pavimentação deve ser realizado por meio de ensaios em tração

na flexão de corpos-de-prova de concreto de cimento Portland (CCP), utilizando

CP prismático com dimensões prismáticas de (150 x 150 x 500) mm, moldadas e

curadas em laboratório, conforme a NBR 5738 (1994) (CERVO, et al 2004).

Nos ensaios de flexão em corpos-de-prova de CCP, recomendados pela

NBR 12142 (1991), há a indicação da utilização de corpos-deprova prismáticos

com dimensões que devem ser escolhidas preferencialmente entre as dimensões

básicas (d) de 150 mm, 250 mm e 450 mm, sendo que os corpos-de-prova

deverão ter seção quadrada de aresta igual à dimensão básica (d) e comprimento,

no mínimo, igual a 3d + 50 mm. A NBR 5738 (1994), indicando ainda que a

dimensão básica dos corpos-de-prova prismáticos deve atender à seguinte

expressão indicada abaixo (EQ. 3.4):

EQ. (3.4)

sendo que d é a dimensão básica da amostra, e D é a dimensão máxima

característica do agregado. Entretanto, para agregados com dimensão máxima

característica menor ou igual a 50 mm, a norma estabelece a utilização de moldes

com dimensão básica igual a 150 mm.

Com a intenção de minimizar os inconvenientes existentes ao longo da

realização do ensaio de flexão como o peso do corpo-de-prova (ou CP+forma),

principalmente as dificuldades em se posicionar corretamente um corpo-de-prova

com peso elevado no equipamento além do maior custo de ensaio, levaram ao

início de estudos preliminares sobre a possibilidade de redução das dimensões

desses corpos-de-prova prismáticos, assim como estudos desenvolvidos por

CERVO et al (2004).



Na FIG. 3.12 são apresentadas duas correlações entre resistências para

corpos-de-prova de diferentes dimensões obtidas do estudo dos autores.

FIG.3 12: Correlação entre resistências para corpos-de-prova de diferentes

dimensões CAD, (CERVO et al , 2004).

OH (1981b), preparou e ensaiou corpos-de-prova prismáticos nas

dimensões de (100 x 100 x 500) mm, para determinar o comportamento à fadiga

do concreto em flexão, uma vez que as normas existentes em outros países

possibilitam a utilização de corpos-de-prova com dimensões inferiores às

indicadas pela norma brasileira. A Norma ISO/FDIS 1920-3, 52 (2004), indica a

moldagem de corpos-de-prova prismáticos com dimensões distintas daquelas

padronizadas pela ABNT, quando propõem como preferência as dimensões de

(100 x 100 x 400) mm ou de (150 x 150 x 600) mm. GUIMARÃES et al (2000),

moldaram corpos-de-prova prismáticos com dimensões de (100 x 100 x 400) mm,

adensados em mesa vibratória, para a determinação da tenacidade à fratura em

flexão de concretos reforçados com fibras de aço.

Assim, é possível observar que além de normas existentes em outros

países, trabalhos têm sido realizados para determinar a resistência estática e a

resistência à fadiga do concreto, utilizando corpos-de-prova com dimensões

inferiores àquelas recomendadas pela NBR 5738 (1994).

3.2.5.2.1 SELEÇÃO DAS DIMENSÕES DOS CORPOS-DE-PROVA

A princípio desejava-se moldar corpos-de-prova prismáticos tanto de CCP,

quanto de CCG nas dimensões (150 x 150 x 500) mm.

Entretanto, analisando as condições e funcionamento do equipamento

utilizado para ensaios dinâmicos, foi constatada a existência de dificuldades em se

utilizar os corpos-de-prova com as dimensões usuais. Isso levou a um trabalho um

trabalho preliminar de pesquisa, considerando-se a possibilidade de reduzir as

dimensões das amostras a serem utilizadas nos ensaios de tração na flexão e nos

ensaios de fadiga.

Um dos principais motivos que levaram ao estudo da utilização de corpos-

de-prova com dimensões reduzidas foram: as dimensões do equipamento para

ensaio dinâmico; a dificuldade em se posicionar o corpo-de-prova na prensa nas

dimensões usualmente utilizadas e recomendadas por norma; o próprio peso do

corpo-de-prova (27 kg aproximadamente); a necessidade de grande quantidade

de material e o custo elevado para a confecção. Outros fatores como a existência

de estudos anteriores com amostras de tamanho inferior àquele especificado por

norma, onde se verifica que o efeito de escala é inexistente ou insignificante;

também contribui para a escolha da utilização de corpos-de-prova de menores

dimensões.

Com as novas dimensões, foram observados requisitos básicos que as

amostras deveriam apresentar na realização dos ensaios:

- dimensões adequadas ao tamanho da prensa em que seriam executados

os ensaios;

- execução dos ensaios de tração na flexão, considerando-se o terço médio

dos corpos-de-prova, segundo NBR 12142 (1991);

- possibilidade de se utilizar a mesma expressão indicada pela NBR 12142

(1991), empregada para as amostras de (150 x 150 x 500) mm, a fim de calcular a

resistência à tração na flexão;

- correlação dos resultados de resistência à tração na flexão obtida para a

nova dimensão dos corpos-de-prova e aqueles obtidos para as amostras de (150 x

150 x 500) mm.

Para uma melhor comparação entre as diferentes dimensões de CP’s e

constatação da possibilidade de utilização de amostras reduzidas, foram moldados

concretos com as dimensões usualmente utilizadas de (150 x 150 x 500) mm e no

tamanho reduzido de (100 x 100 x 400) mm. Na FIG. 3.13 estão apresentadas as

novas dimensões dos CP’s utilizados nas moldagens e nos ensaios. Já na FIG.

3.14, é mostrada a posição dos apoios e da carga aplicada no ensaio com

amostras reduzidas, enquanto que a FIG. 3.15 são mostrados os moldes utilizados

na produção de ambos os tamanhos.

Os CP com dimensões de (150 x 150 x 500) mm foram moldados em uma

camada e adensados em mesa vibratória por aproximadamente 30 segundos, com

posterior arrasamento. Todos os corpos-de-prova de (100 x 100 x 400) mm foram

moldados em uma única camada e vibrados em mesa vibratória por 15 segundos;

posteriormente as amostras foram arrasadas. As FIGs. 3.16 e 3.17, apresentam

respectivamente, a moldagem dos corpos-de-prova de (150 x 150 x 500) mm e

(100 x 100 x 400) mm.

Após a moldagem, os corpos-de-prova foram cobertos por sacos plásticos,

como mostra a FIG. 3.17 (c), e mantidos nos moldes por um período de 48 horas,

no caso dos corpos-de-prova menores, e por 72 horas quando se tratava das

amostras maiores. Posteriormente, os corpos-de-prova foram desmoldados e

colocados em cura a temperatura ambiente até a idade de ruptura.

100 mm

400 mm 100 mm

FIG.3 13: Dimensões dos corpos-de-prova utilizados nas moldagens e nos

ensaios (100 x 100 x 400) mm.

P P

20 mm 120 mm 120 mm 120 mm 20 mm

FIG.3 14: Posição dos apoios e da carga aplicada para os ensaios em corpos-de-

prova de 400 mm de comprimento.

(a) (b)

FIG.3 15: Moldes utilizados para confecção dos corpos-de-prova nas duas

dimensões: (a) (100 x 100 x 400) mm e (b)(150 x 150 x 500) mm.

FIG.3 16: Moldagem de corpo-de-prova de (150 x 150 x 500) mm.

(a) (b)

(c)

FIG.3 17: Corpos-de-prova de (100 x 100 x 400) mm em mesa vibrat

ória, (a) antes

da vibração, (b) após vibração e rasamento, (c) cura.

Durante a mistura dos materiais na betoneira, foram preparados volumes

suficientes de concreto fresco para a preparação de corpos-de-prova em ambos

os tamanhos anteriormente mencionados. A FIG. 3.18 mostra a comparação entre

os diferentes tamanhos de corpos-de-prova prismáticos.

(a) (b)

FIG.3 18: Corpos-de-prova de (100 x 100 x 400) mm após moldagem, (a) vista

geral, (b) vista frontal.

Após a definição do traço de concreto a ser utilizado e do confronto entre

resultados de resistência a tração na flexão entre diferentes dimensões, iniciou-se

então a etapa de moldagem dos corpos-de-prova de concreto a serem ensaiados

à fadiga. A moldagem e desmoldagem das amostras seguiu o mesmo

procedimento descrito no item 3.2.5.3 para corpos-de-prova de dimensões de (100

x 100 x 400) mm. As moldagens foram realizadas ao longo da Dissertação, sendo

confeccionadas 6 amostras de (100 x 100 x 400) mm por moldagem, corresponde

ao número de moldes existentes, resultando em um total de 108 corpos-de-prova

moldados para cada tipo de concreto. A capacidade da betoneira, conforme visto

anteriormente, de 145 L possibilitou moldar os 6 CP em uma única betonada,

garantindo assim, maior uniformidade entre as amostras. As vigotas foram

mantidas em cura ambiente até completarem 7 dias, quando então, de cada

batelada de 6 CP, 2 foram rompidos à tração na flexão para confirmar a

resistência exigida e os demais para a execução dos ensaios à fadiga.

3.2.6 Absorção de água, índice de vazios e massa específica

Para a determinação das propriedades dos concretos relacionadas com

durabilidade, porosidade e resistência, foram realizados ensaios de absorção de

água por imersão, que segundo a Norma 9778 (2005), caracteriza-se pela

presença de moléculas de água nos poros de um material poroso e é calculada

pela diferença entre a massa de água incorporada e a massa deste corpo no

estado seco. Para pavimentos rígidos, o conhecimento da porosidade do concreto

é fundamental no desempenho do material em relação a durabilidade, pois, a

elevada absorção de água no concreto indica que o material é suscetível à ação

de agentes agressivos que, da mesma forma que a água, são incorporados em

sua estrutura, contribuindo para o processo de deterioração.

Outro ensaio muito importante para os concretos é a determinação do

índice de vazios, que mede a relação entre o volume de poros permeáveis a água

e o volume total da amostra, de acordo com a EQ. 3.5, sem considerar o volume

de poros não permeáveis à água. Este parâmetro é de grande importância, pois

exerce influência direta na resistência e porosidade do concreto.

(EQ.3.5)

Sendo:

Iv - índice de vazios;

sat

- massa do CP saturado em água após imersão e fervura;

- massa do CP seco em estufa;

- massa da amostra imersa em água após fervura.

A massa específica real (

) é definida pela relação entre a massa do

material seco e o seu volume, desconsiderando os poros permeáveis a água. É

determinada segundo a EQ. 3.6.

(EQ. 3.6)

100.

isat

ssat





100.







100

Sendo:



- massa específica real;

- massa da amostra seca em estufa;

- massa da amostra saturada imersa em água após fervura.

Os ensaios de absorção de água, índice de vazios e massa específica

foram realizados conforme recomendações da NBR 9778 (2005), no Laboratório

de Materiais Compósitos do IME - SE/4, utilizando estufa da marca MARCONI

Modelo MA033 capaz de manter a temperatura em 105 ± 5ºC, banho termostático

da marca NOVA ÉTICA Modelo 500/DE para imersão e fervura das amostras e

balança da marca MARTE Modelo AC 10K com precisão de 0,1 g.

As amostras foram CP cilíndricos de concreto (10 e 20) cm, preparados

conforme descrito na norma NBR 5738 (2003).

3.2.7 Resistência à compressão axial

Além da resistência à tração na flexão, foram também analisados os

resultados de resistência à compressão conforme ABNT NBR 5738 (1994), no

Laboratório de Materiais Compósitos do IME – SE/4, utilizando uma prensa

hidráulica da marca CONTENCO, modelo 13022, com capacidade para 100

toneladas, como mostra a FIG. 3.19. Os corpos-de-prova foram retificados no

topo, garantindo assim, uma superfície lisa e sem ondulações através de um

retificador CONTENCO Modelo I-3064, conforme FIG. 3.20.

101

(a) (b)

FIG.3 19: Compressão axial, (a) realização do ensaio, (b) CP rompido.

FIG.3 20: Faceamento do corpo-de-prova.

3.2.8 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL (TRAÇÃO

INDIRETA)

O ensaio de tra

ção indireta, desenvolvido pelo Professor Fernando Lobo

Carneiro, para determinar a resistência à tração de corpos-de-prova de concreto

102

através de carregamento estático, é conhecido internacionalmente como “ensaio

brasileiro”. O corpo-de-prova cilíndrico é posicionado diametralmente em relação à

direção da aplicação da carga, resultando em tração na direção perpendicular.

Os ensaios foram realizados no Laboratório de Materiais Compósitos do

IME-SE/4, conforme ABNT NBR 7222 (1994), utilizando uma prensa hidráulica da

marca CONTENCO, modelo I3022, com capacidade para 100 toneladas, conforme

mostrado na FIG. 3.21.

(a) (b)

FIG.3 21: Tração indireta, (a) realização do ensaio, (b) CP rompido.

3.2.9 MÓDULO DE ELASTICIDADE E COEFICIENTE DE POISSON

Os ensaios de Módulo de Elasticidade e de Coeficiente de Poisson para os

concretos foram realizados no Laboratório de controle de qualidade da concreteira

LAFARGE, em uma prensa EMIC modelo PC 120, equipada com compressômetro

para medição de deformação longitudinal, com dois extensômetros digitais com

resolução de 0,001mm, da marca SOLOTEST Modelo 1.093.001 e o

expansômetro para medição de deformação transversal, CONTENCO Modelo I-

3036 com um extensômetro analógico com resolução de 0,001mm. O ensaio foi

realizado conforme especificações da ABNT NBR 8522 (2003). A FIG. 3.22 mostra

o preparo do CP, bem como a realização do ensaio.

103

(a) (b)

FIG.3 22: Módulo, (a) CP preparado para ensaio (visão geral), (b) ensaio em

execução.

Através do coeficiente angular da reta secante ao diagrama tensão-

deformação específica, nos pontos de tensão igual a 0,5 MPa e 30% da

resistência média à compressão axial, foi determinado o Módulo de Elasticidade

(E) conforme a equação EQ. 3.7. O coeficiente de Poisson () foi determinado pela

relação entre a deformação transversal e a deformação longitudinal, conforme

EQ.3.8.

(EQ. 3.7)

(EQ. 3.8)

onde:

E-módulo de elasticidade



-tensão correspondente a 30% da resistência média à compressão (f

);



-tensão igual a 0,5 MPa;



-deformação transversal específica correspondente à tensão 

;



-deformação longitudinal específica correspondente à tensão 



-deformação longitudinal específica correspondente à tensão 

;



-deformação transversal específica correspondente à tensão 









llf

tatf











104

3.2.10 RESISTÊNCIA À FLEXÃO

Para o ensaio de resistência à tração na flexão das amostras reduzidas, a

distância entre o apoio extremo do corpo-de-prova de (100 x 100 x 400) mm e sua

seção transversal externa, foi tomada proporcionalmente ao corpo-de-prova

padrão, resultando em 20 mm, o que definiu a distância entre os apoios de 360

mm (com distâncias de 120 mm entre os terços médios do vão de 400 mm). A

velocidade para aplicação de carga nos ensaios estáticos de corpos-de-prova de

dimensões reduzidas foi proporcional ao seu tamanho, tendo como base as

dimensões da seção transversal do corpo-de-prova. A FIG. 3.23 mostra a

configuração do ensaio para as amostras reduzidas.

(a) (b)

FIG.3 23: Tração na flexão estática – Corpos-de-prova (100 x 100 x 400) mm, (a)

Prensa equipada com LVDT, (b) Ruptura à tração do CP.

3.2.11 ENSAIO DE FADIGA

Os ensaios de fadiga foram realizados em uma máquina servo-hidráulica da

marca MTS (Material Test System) com capacidade máxima de 10.000 kgf e

105

equipado com osciloscópio (FIG. 3.25), existente no Laboratório de Ensaios

Mecânicos do IME-SE4, onde todos os ensaios dinâmicos foram realizados. Um

LVDT foi conectado ao equipamento de ensaios dinâmicos com o objetivo de

medir a deformação do CP sob carregamento cíclico. O equipamento é

apresentado na FIG. 3.24.

Antes dos primeiros ensaios, houve a preocupação de calibrar o

equipamento através de anel dinanométrico para certificar que a carga aplicada é

realmente a desejada.

FIG.3 24: MTS para ensaio de fadiga.

106

FIG.3 25: Osciloscópio, visualização da senóide gerada a partir da aplicação de

cargas cíclicas.

3.2.11.1 METODOLOGIA DOS ENSAIOS DE FADIGA

Nos ensaios de fadiga para ambos os concretos, ou seja, o CCG e o CCP,

buscou-se determinar o comportamento destes materiais quando submetidos aos

seguintes casos:

1. para uma tensão constante e freqüência de 10 Hz, foi

determinada a relação entre tensões (RT = ó

max

ctm

) que levasse

o concreto à ruptura com um número de ciclos de fadiga N, de

aproximadamente 10

;

2. para a freqüência de 10 Hz, foi determinado o número de ciclos

(N) necessário para a ruptura da amostra quando submetida a

variações na relação entre tensões (RT);

3. com a mesma relação entre tensões (RT) obtida para N = 10

com freqüência de 10 Hz, foi determinado o número de ciclos (N)

necessários para a ruptura do concreto com freqüências de 1 Hz

e 5 Hz;

4. para a freqüência de 10 Hz, foi determinado o número de ciclos

(N) necessários para a ruptura da amostra quando submetida a

variações na relação entre tensões (RT) de uma forma crescente

(ensaio à tensão variável);

107

5. para a freqüência de 10 Hz, foi determinado o número de ciclos

(N) necessários para a ruptura da amostra quando submetida a

variações na relação entre tensões (RT) de uma forma

decrescente (ensaio à tensão variável);

6. para a mesma relação entre tensões (RT) obtida em alguns dos

ensaios e com uma freqüência de 10 Hz, encontrar o número de

ciclos que leve à ruptura do concreto quando a tensão mínima for

superior àquela utilizada nos demais ensaios (S

min

= 0,07);

7. para uma relação entre tensões (RT) de 85% e freqüência de 10

Hz, encontrar o número de ciclos para a ruptura quando o corpo-

de-prova estiver com adição de 0,5% de fibras metálicas;

8. para uma relação entre tensões (RT) de 85% e freqüência de 10

Hz, encontrar o número de ciclos para a ruptura quando o corpo-

de-prova estiver com adição de 1,0% de fibras metálicas.

Os oito experimentos acima citados, foram escolhidos para atingir um dos

objetivos deste trabalho, que foi determinar a resistência à fadiga dos concretos

CCP e CCG em nível experimental (estudo inédito nacionalmente em relação ao

concreto geopolimérico para uso em pavimentação). Através dos resultados, foi

possível comparar e discutir as diferenças e similaridades destes dois concretos.

Seria possível ainda, observar a influência da freqüência de aplicação de carga na

resistência à fadiga dos concretos, fator esse que está intimamente relacionado

com as condições reais de solicitação do concreto em campo e que tem sido muito

discutido no meio profissional e acadêmico. Ainda, determinar qual o

comportamento do concreto à fadiga quanto à variação de tensões, buscando-se

aproximar das condições de campo onde as tensões variam. Com estas análises e

outras que seriam realizadas ao longo do trabalho, poderia-se questionar e talvez

esclarecer pontos referentes ao estudo da fadiga do concreto geopolimérico

aplicado em pavimentação.

Em todos os ensaios realizados, foi aplicada uma tensão mínima de tração

na flexão aos corpos-de-prova para simular a tensão mínima devido à

temperatura, como ocorre em condições reais de pista, segundo BALBO (2002). A

108

tensão mínima aplicada em todos os ensaios foi de 7% da tensão de ruptura

estática do concreto à tração na flexão, ou seja, s

min

= 0,07.

Os ensaios à fadiga foram realizados utilizando-se pedaços de couro de

aproximadamente 60 mm de largura, 150 mm de comprimento e 4 mm de

espessura, que foram colocados entre os apoios e o corpo-de-prova e entre os

dois pontos de aplicação de carga cíclica e o corpo-de-prova, para tentar evitar

qualquer tipo de folga entre o corpo-de-prova e o dispositivo de ensaio à tração na

flexão durante a execução dos ensaios.

Quanto aos ensaios de fadiga com tensão variável, o modo de

carregamento foi realizado da seguinte maneira: (a) variando a tensão de forma

crescente; e (b) variando a tensão de forma decrescente. No primeiro caso, foram

determinados três níveis de relação entre tensões que variaram de forma

crescente, estes níveis de relação entre tensões empregados foram de RT1 =

0,70, RT2 = 0,75 e RT3 = 0,80, sendo que foram aplicados para cada um dos três

níveis de tensões, o seguinte número de ciclos: RT1 = 50.000 ciclos, RT2 =

30.000 ciclos e RT3 = livre (até ruptura do corpo-de-prova). No segundo caso, em

que a relação entre tensões variou de maneira decrescente, foram determinados

dois níveis de relações entre tensões que foram, RT1 = 0,85 e RT2 = 0,80, sendo

aplicado um número de 3.000 ciclos para RT1 e um número de ciclos livre (até a

ruptura) para RT2. Estes níveis de variação de tensão máxima foram

determinados em função de que seria possível comparar estes resultados com

aqueles obtidos para relação entre tensões constante e igual a 0,80. A freqüência

adotada nos ensaios de tensão variável foi de 10 Hz para ambos os concretos.

3.2.11.2 ENSAIOS DE FADIGA NO CCG

As FIG. 3.26, 3.27 e 3.28 ilustram os ensaios de fadiga realizados com o

CCG. As FIG. 3.29 e 3.30, denotam a ruptura do corpo-de-prova, que ocorreu

sempre (durante os testes) no terço médio, da mesma forma que no ensaio

estático de tração na flexão. Já as FIG. 3.31 e 3.32 mostram a primeira fissura e a

ruptura total do concreto com fibras, respectivamente.

109

FIG.3 26: Fadiga do CCG, vista Frontal.

FIG.3 27: Fadiga do CCG, vista lateral.

110

FIG.3 28: Fadiga do CCG, vista geral.

FIG.3 29: Ruptura do CCG, vista lateral.

111

FIG.3 30: Ruptura do CCG, vista geral.

FIG.3 31: Primeira fissura do CCG com 1% de fibras.

112

FIG.3 32: Ruptura do CCG com 1% de fibras.

3.2.11.3 ENSAIOS DE FADIGA NO CCP

Da mesma forma que o CCG, a ruptura dos corpos-de-prova do CCP

ensaiados em fadiga sempre ocorreu no terço médio. As FIG. 3.33, 3.34, 3.35 e

3.36 mostram o ensaio realizado no CCP.

FIG.3 33: Ruptura do CCP, vista lateral.

113

FIG.3 34: Ruptura do CCP, vista geral.

FIG.3 35: Primeira fissura do CCP com 1 % de fibras.

114

FIG.3 36: Ruptura do CCP com 1% de fibras.

3.2.12 DESGASTE POR ABRASÃO SUPERFICIAL

Os ensaios de desgaste por abrasão superficial foram realizados no

Laboratório de Construção e Solos do IME – SE/2, conforme recomendações da

NBR 12042 (1992), em um equipamento Amsler-Laffon (FIG. 3.37 a), composta

basicamente por disco horizontal de ferro fundido que gira em torno do seu eixo

vertical com velocidade de rotação de 30  1 rpm.

Os corpos-de-prova para o ensaio foram extraídos de prismas de concreto

apresentando dimensões iguais a (75 x 75 x 45)mm, conforme mostrado na FIG.

3.37 b. A carga aplicada sobre cada amostra foi igual a 66 N e o abrasivo utilizado

foi areia natural com diâmetro entre 0,3 e 0,15 mm. O ensaio foi realizado em via

seca e após 500 voltas do disco, o que corresponde a 1.000 metros de percurso,

foi feita a medição do desgaste dos concretos. O desgaste sofrido pelos corpos-

de- prova foi medido por diferença de espessura e perda de massa.

115

(a) (b)

FIG.3 37: Ensaio de desgaste, (a) equipamento, (b) amostras.

3.2.13 MICROSCOPIA ELETRÔNICA DE VARREDURA (MEV)

A análise das superfícies de fratura dos concretos em estudo foi realizada

no Laboratório de Microscopia Eletrônica do IME – SE/4, utilizando um

Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV JSM 5800 – LV) da marca Jeol,

equipado com EDS (Energy Dispersive Spectroscopy), da marca Noran. O

filamento utilizado na geração do feixe principal de elétrons foi o de tungstênio,

com uma tensão que variou entre 20 e 25 kV.

As amostras para a análise em MEV foram extraídas das superfícies de

fratura dos corpos-de-prova após o rompimento dos mesmos nos ensaios

mecânicos. Por serem não condutoras, houve a necessidade de deposição de

ouro sobre todas as amostras para evitar o carregamento eletrostático.

116

4 RESULTADOS

4.1 ENSAIOS PRELIMINARES

O concreto deve apresentar boas características no estado fresco, assim

como no estado endurecido. No estado fresco as características mais importantes

são a fluidez e coesão adequadas a aplicação do concreto. Já no estado

endurecido, as características desejadas no concreto são a resistência mecânica e

durabilidade, que também estão diretamente relacionadas com sua aplicação

(PEREIRA, 2005 e GIAMMUSSO, 2005).

A dosagem experimental desenvolvida foi determinada para a aplicação do

CCG em pavimentação rígida, para atender as especificações previstas por

Norma (DNIT 054 PRO, 2004), para este tipo de aplicação.

Para a determinação da relação f

ctm

, foram realizados ensaios

preliminares com três consumos distintos de aglomerante para o CCG. As

características dos concretos ensaiados estão apresentadas na TAB. 4.1.

TAB.4 1: Traços iniciais do CCG.

Traço

Consumo de

aglomerante

(kg/m

)

Tipo de agregado

graúdo

(MPa)

ctm

(MPa)

CCG 430 430 traquito 44,77 1,454 5,55 0,791

CCG 455 455 granito 38,73 2,33 4,59 0,293

CCG 480 480 traquito 50,48 2,292 5,93 0,658

A partir dos resultados da TAB. 4.1, foi possível observar a menor

resistência do concreto com consumo 455 kg/m

em relação ao concreto com 430

kg/m

de aglomerante. Apesar de utilizar um maior consumo de aglomerantes, no

concreto 455 foi utilizado um agregado graúdo do tipo granito, que apresenta uma

menor resistência que o agregado graúdo, traquito, utilizado nos traços 430 e 480.

117

Isto mostra a influência do tipo de agregado na resistência do concreto. A escolha

do agregado graúdo granito foi adotado em função de sua disponibilidade, já que o

uso do traquito tornou-se inviável em função da pedreira fornecedora ter sido

fechada.

Partindo dos resultados encontrados na TAB 4.1 traçou-se o gráfico que

relaciona f

e f

ctm

dos três traços, para a determinação do f

a partir de um f

ctM

igual a 5,0 MPa. (FIG 4.1).

FIG.4 1: Relação entre f

ctM

e f

Com base na equação da reta obtida por ajuste linear e correspondente a

relação f

ctm

, o f

foi obtido como segue:

= 8,7025 x 5

0,9743

de 41,75 MPa.

Em relação a f

encontrada, foi determinada a resistência de dosagem

através da EQ. 3.1, conforme vista no CAP.3, como segue:

cdj

= f

+ 0,84 S

sendo S

igual a 5,5MPa (DNIT 054 PRO, 2004).

Assim, a resistência de dosagem encontrada para o CCG foi de 46,37 MPa.

4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0 6,2

34,0

36,0

38,0

40,0

42,0

44,0

46,0

48,0

50,0

52,0

54,0

y = 8,7025 x

0,9743

= 0,95

(MPa)

ctM

(MPa)

118

4.2 DOSAGEM

Para a determinação do traço final em função do consumo de aglomerante

sólido correspondente à resistência de dosagem obtida, foram desenvolvidos três

traços, um básico e dois auxiliares. Os consumos de aglomerantes desses traços

foram determinados com base nas resistências à compressão encontradas nos

ensaios preliminares. A relação água total/cimento (a/c) para o concreto Portland é

função de três parâmetros: a durabilidade requerida, a resistência à compressão e

a trabalhabilidade ideal. Para o concreto geopolimérico é importante salientar a

dificuldade de se compatibilizar um aditivo superplastificante redutor de água com

os materiais constituintes, porém, o concreto apresenta níveis razoáveis de

trabalhabilidade com relações água total/aglomerantes sólidos da ordem de 0,4.

Para atingir uma faixa de abatimento igual a 100  20mm, a quantidade de água

total foi fixada em 195 L/m

para os três traços, enquanto o teor de argamassa

utilizado foi de 62%.

Nas TAB. 4.2, 4.3 e 4.4, a seguir, estão apresentados os concretos

desenvolvidos para a obtenção do traço definitivo.

TAB.4 2: Características do CCG 380.

Características do concreto Valores

Cimento (kg/m

) 380

Areia (kg/m

) 927

Brita (kg/m

) 801

Relação a/a’ 0,51

Abatimento (mm) 70

119

TAB.4 3: Características do CCG 430.

Características do concreto Valores

Cimento (kg/m

) 430

Areia (kg/m

) 877

Brita (kg/m

) 801

Relação a/a’ 0,45

Abatimento (mm) 80

TAB.4 4: Características do CCG 480.

Características do concreto Valores

Cimento (kg/m

) 480

Areia (kg/m

) 821

Brita (kg/m

) 797

Relação a/a’ 0,41

Abatimento (mm) 115

Os concretos apresentaram faixa de abatimento dentro das especificações

de 100  20 mm, exceto o CCG 380, que por apresentar alto teor de agregados e

baixa quantidade de cimento, resultou em valor de abatimento igual a 70 mm,

apesar de possuir relação a/a’ alta em relação aos outros traços. Porém, sua

resistência apresentou valores compatíveis com os dos outros dois traços. A FIG.

4.2 mostra a influência da quantidade de agregados na trabalhabilidade do

concreto, medida por ensaio de abatimento de tronco-de-cone para os três traços,

onde foi observado o baixo valor de abatimento para o traço CCG380, ou seja, a

redução da trabalhabilidade com aumento da quantidade de agregados e a

redução do consumo de aglomerantes sólidos. Já na TAB. 4.5 foram observados

os resultados de resistência a compressão, sendo observada a resistência do

traço CCG380, que apresentou bons resultados quando comparados com os

outros dois traços, apesar de uma relação a/a’ mais elevada.

120

FIG.4 2: Relação entre abatimento e quantidade de agregados.

TAB.4 5: Resistência a compressão dos traços do CCG.

Para a determina

ção do consumo de aglomerante do traço final, que foi

utilizado nesta Dissertação, foram relacionados os consumos de aglomerantes dos

traços CCG 380, CCG 430 e CCG 480 com o f

encontrado, como mostra a FIG.

4.3.

3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6

100

110

120

Abatimento (mm)

m (a + p)

T380 T430 T480

(MPa) f

(MPa)

31,96 44,47 48,8

30,6 38,78 52,78

27,11 43,68 51,64

32,48 40,99 47,43

MÉDIA

30,54 41,98 50,16

121

FIG.4 3: Curva da relação C x f

De acordo com a FIG. 4.3, foi possível determinar o consumo de

aglomerante de 459 kg/m

correspondente ao f

de 46,37 MPa.

Através das EQs.3.2 e 3.3, foi determinado o traço final que foi utilizado nas

moldagens do CCG ensaiados neste trabalho. As características do traço

utilizadas são apresentadas na TAB. 4.6.

TAB.4 6: Características do CCG 459.

Características do concreto Valores

Cimento (kg/m

) 459

Areia (kg/m

) 849

Brita (kg/m

) 801

Relação a/a’ 0,42

Abatimento (mm) 80

As proporções entre todos os componentes do CCG 459 seguem as

seguintes relações: 1 : 1,849 : 1,745 : 0,42.

360 380 400 420 440 460 480 500

Ajuste linear

fc (MPa)

Consumo de aglomerante (Kg/m

)

y = - 43,472 + 0,196 X

122

4.3 AJUSTE DE CONSISTÊNCIA

Como não há especificação na Norma do DNIT 054 PRO (2004), sobre a

faixa de abatimento de concretos para pavimentação, foi adotada a faixa de 100 

20mm em função da aplicação do concreto para o CCG, sendo encontrado o valor

de 80 mm, (FIG. 4.4a). Para uma comparação adequada das consistências, foi

necessário o estudo do teor adequado de superplastificante no CCP, conforme

mostra a FIG. 4.5. Observa-se na FIG 4.4 (b), que após a adição do

superplastificante, houve o ajuste de consistência do CCP para 80 mm.

(a) (b)

FIG.4 4: Ensaio de abatimento do tronco-de-cone . NBR NM 67 (1998), (a) medida

do abatimento do CCG, (b) medida do abatimento do CCP.

123

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4

100

120

140

Y = 273,07132 X + 22,43377

Ajuste linear

Abatimento (mm)

% de aditivo plastificante

FIG.4 5: Teor de superplastificante adicionado no CCP.

De acordo com a curva da FIG. 4.5, foi possível observar que, para atingir o

abatimento de 80 mm o teor de superplastificante adicionado foi de 0,2%.

Utilizando o mesmo consumo de aglomerante de 459 Kg/m

, a mesma

relação a/a’ de 0,42, o teor de argamassa igual a 62%, o traço final do CCP foi

determinado através das EQs. 3.2 e 3.3. Suas características são apresentadas

na TAB. 4.7.

TAB.4 7: Características do CCP 459.

Características do concreto Valores

Cimento (kg/m

) 459

Areia (kg/m

) 897

Brita (kg/m

) 831

Relação a/c 0,42

Abatimento (mm) 80

124

As proporções entre todos os componentes do CCG têm as seguintes

relações: 1 : 1,954 : 1,810 : 0,42.

4.4 ABSORÇÃO DE ÁGUA, ÍNDICE DE VAZIOS E MASSA ESPECÍFICA

A absorção de água por imersão segundo a Norma NBR 9778 (2005), é o

processo pelo qual a água é conduzida e tende a ocupar os porros permeáveis de

um corpo sólido poroso. É calculada pela diferença de massa de água incorporada

em seus poros permeáveis e a massa deste corpo no estado seco. A porosidade

do concreto influência diretamente na durabilidade do concreto, pois, com a

elevada absorção de água pode ocorrer também a absorção de agentes

agressivos, contribuindo assim para o processo de deterioração do mesmo.

O índice de vazios é definido como a relação entre o volume de poros

permeáveis e o volume total da amostra, de acordo com a EQ. 3.5 do capítulo 3,

não sendo levado em consideração o volume de poros não permeáveis. Estes

parâmetros são de grande importância, pois exercem influência direta na

resistência à compressão e na porosidade do concreto.

Para a determinação destes parâmetros foram moldados CP cilíndricos de

(10 x 20) cm. Os resultados segundo PEREIRA(2006), mostraram que, quanto

mais elevada a absorção de água, maior a porosidade do concreto (TAB. 4.11).

TAB.4 8: Ar incorporado e índice de vazios.

Tipo de

concreto

Ar incorporado

(%)

(MPa)

(%)

CCG 5,05 0,148 11,40 0,395

CCP 5,82 0,070 12,77 0,246

OLIVEIRA (2005), investigou a porosidade de argamassa de CCG e CCP

reforçados com fibras de polipropileno através de intrusão de mercúrio, tendo

observado que a porosidade aumenta com a perda de trabalhabilidade da

argamassa devido ao aumento do volume de fibras incorporado nas duas

125

argamassas. O autor utilizou água para correção da trabalhabilidade, enquanto

que, na presente Dissertação, o ajuste no CCP foi feito com superplastificante. O

uso de superplastificante diminui a porosidade do material por não apresentar

grandes perdas de água no estado endurecido do mesmo.

Segundo PEREIRA (2005), é difícil compatibilizar um aditivo

superplastificante redutor de água com os materiais constituintes do CCG, porém

o material apresenta boa trabalhabilidade com relações água total/aglomerantes

sólidos da ordem de 0,4.

Com adição de 0,2% de superplastificante no CCP, conforme apresentado

no item 4.3, os resultados mostram um teor de ar incorporado no CCP é 15,2%

superior em relação ao CCG. Enquanto que o índice de vazios do CCP foi 12%

mais elevado que o índice do CCG, conforme TAB. 4.11.

A massa específica real (

), definida pela relação entre a massa do

material seco e o seu volume, desconsidera os poros permeáveis e foi

determinada segundo a EQ. 3.6 do capítulo 3.

Os resultados obtidos por PEREIRA, (2006) para a determinação da massa

específica real estão apresentados na TAB. 4.12. Os resultados encontrados são

aproximados, sendo que, a massa específica real do CCG é 1,2% maior que a do

CCP.

TAB.4 9: Massa específica real.

Tipo de

concreto



(%)

CCG 2,544 0,025

CCP 2,514 0,025

4.5 COMPRESSÃO AXIAL

Para fins de comparação entre o CCG e o CCP, foram realizados ensaios

de compressão axial nas idades de 1, 7 e 28 dias. Os resultados de resistência à

126

compressão axial do CCP e do CCG em corpos-de-prova cilíndricos (10 x 20)

cm, são mostrados nas TABs. 4.8 e 4.9, e na FIG. 4.6.

TAB.4 10: Resistência à compressão do CCP em diferentes idades.

1 Dia 7 Dias 28 Dias

(MPa) f

(MPa)

28,55 43,25 59,83

27,12 45,68 57,02

29,92 44,97 55,97

30,49 49,44 59,12

MÉDIA MÉDIA MÉDIA

29,02 45,84 57,98

1,508 2,61 1,796

TAB.4 11: Resistência à compressão do CCG em diferentes idades.

1 Dia 7 Dias 28 Dias

(MPa) f

(MPa)

29,42 50,28 58,72

29,09 51,97 55,39

27,57 52,81 54,15

30,84 49,52 55,25

MÉDIA MÉDIA MÉDIA

29,23 51,15 55,88

1,343 1,514 1,974

127

0 5 10 15 20 25 30

CCG

CCP

(MPa)

Idade (dias)

FIG.4 6: Relação entre a resistência à compressão axial com diversas idades.

As idades de ruptura de 1, 7 e 28 dias dos corpos-de-prova, foram

determinadas com base na Norma de cimento Portland de alta resistência inicial

NBR 5733 (1991). Nota-se que a curva do CCG para as idades de 1, 7 e 28 dias,

segue aproximadamente a curva experimental do CCP de endurecimento rápido e

com alta resistência inicial. Percebe-se também, que a resistência à compressão

do CCG aumentou com a idade do concreto, destacando-se na idade de 7 dias

onde o resultado de resistência obtido foi cerca de 12% superior ao do CCP para a

mesma idade. Isso indica que, a temperatura ambiente, o geopolímero desenvolve

resistência gradativamente através do progresso da reação de geopolimerização.

Desta forma, caracterizando o concreto geopolimérico como similar a um concreto

Portalnd de alta resistência inicial.

THOMAZ (2000), também relatou em seus experimentos a ocorrência de

elevada resistência inicial no CCG, através de uma comparação com o CCP,

analisando curvas que relacionam a resistência à compressão com idades que

atingiram até 35 dias. A resistência do CCG também foi estudada por HADJITO et

al (2004), onde observa-se o ganho de resistência inicial do CCG relacionado com

128

diversos parâmetros como relação a/c, idade, concentração de superplastificante,

tipo de cura, entre outros. No estudo da resistência em diversas idades, o autor

afirma que a resistência à compressão do CCG não varia significativamente para

idades mais avançadas de 20, 40, 60 e 80 dias. Isso ocorre devido à reação

química do geopolímero ser um processo de polimerização substancialmente

rápido, diferente do comportamento já conhecido do Concreto de Cimento

Portland (CCP), que quando submetido ao processo de hidratação, ganha

resistência ao longo do tempo. Este comportamento pode ser observado na FIG.

4.6, onde o ganho de resistência do CCG no intervalo de 1 dia para 7 dias

apresenta um aumento de 75%, enquanto que no intervalo de 7 dias para 28 dias

este ganho é de 9%.

4.6 COMPRESSÃO DIAMETRAL

No estudo dos pavimentos rígidos, as tensões de tração são consideradas

por ocorrer por flexão, mas também podem ser provocadas no concreto em virtude

da ação térmica que ocorre durante o dia e a noite e que pode provocar retrações

no material (BALBO, 2000). neste trabalho, foram ensaiados 4 corpos-de-prova

com 7 dias para cada tipo de concreto, conforme a Norma NBR 7222 (1994). Os

resultados obtidos são mostrados na TAB. 4.10.

TAB.4 12: Resistência à tração por compressão diametral.

CCP CCG

ct, sp

(MPa) f

ct, sp

(MPa)

3,82 5,64

5,15 4,56

4,39 5,48

4,71 5,13

MÉDIA MÉDIA

4,52 5,2

0,56 0,478

129

A tração do CCG foi 15% superior em relação ao CCP. Este

comportamento pode estar associado a baixa porosidade do CCG em relação ao

CCP e a presença de fases de baixa resistência, presentes no CCP, como a

portlandita. A resistência a tração do CCG foi comparada com o CCP por

THOMAZ (2000), onde foi constatado um comportamento semelhante do CCG

quando comparado com diferentes tipos de concretos de cimentos Portland.

4.7 MÓDULO DE ELASTICIDADE (E) E COEFICIENTE DE POISSON ().

Geralmente a resistência à compressão do concreto é a propriedade mais

importante deste material, embora, em alguns casos, outras características como

o Módulo de Elasticidade e a durabilidade possam ser priorizadas. No caso dos

pavimentos de concreto, o Módulo de Elasticidade é um parâmetro de grande

importância, pois possui influência direta na durabilidade. A TAB. 4.13 mostra os

resultados obtidos para o Módulo de Elasticidade e o Coeficiente de Poisson, que

segundo a Norma NBR 6118 (2003), é determinado pela relação entre as

deformações transversais e longitudinais entre as tensões de 0,5MPa e 0,3f

, e

que assume o valor em torno de 2,0.

TAB.4 13: Resultados de E e .

Tipo de Concreto



(GPa)

(MPa)

CCG 0,231 23,7 0,478

CCP 0,214 36,1 0,450

Para este estudo foram moldados 4 CP de ( 15 x 30) cm. Os resultados

obtidos para o Coeficiente de Poisson no CCG foram 8,0% superiores aos do CCP

estudado, 11% se comparado com o CCG desenvolvido por THOMAZ (2000), que

obteve um resultado do coeficiente igual a 0,208. Assim, o CCG desenvolvido

nesta Dissertação, apresenta boas características de deformação transversal.

130

A FIG. 4.7 apresenta a curva tensão-deformação específica média obtida

para ambos os concretos. O Módulo de Elasticidade foi determinado como o

coeficiente angular da reta secante ao diagrama que passa pela tensão de 0,5

MPa e 0,30 f

. O valor de 30% f

corresponde ao início de crescimento das

microfissuras existentes no concreto, sendo que, para valores acima deste

percentual ocorre um crescimento destas fissuras levando o material a ruptura.

0 50 100 150 200

Tensão (MPa)

Deformação específica (mm/mm) x 10

-5

CCP

CCG

FIG.4 7: Curvas tensão-deformação específica para o CCP e o CCG.

Foi possível observar valores 30% mais elevados de deformação média do

CCG em relação ao CCP para uma mesma tensão aplicada. Segundo NUNES

(2005), vários parâmetros influenciam no Módulo de Elasticidade do concreto

como relação água/aglomerante, consumo de cimento, dimensão e natureza do

agregado e porosidade. Alguns desses parâmetros foram fixados para os dois

tipos de concreto analisados, assim, a matriz passou a ser o principal fator que

determina o melhor desempenho apresentado pelo CCG. Ou seja, a matriz do

CCG apresenta menor rigidez que o CCP, porém, desenvolveu melhor capacidade

de deformação. Os resultados da TAB. 4.13 mostram que o CCG apresenta

valores médios do Módulo de Elasticidade 34% menores que do CCP.

131

THOMAZ (2000), realizou ensaios de Módulo de Elasticidade em CCG,

apresentando resultados 22,3GPa, que corresponde a 65% do Módulo de

Elasticidade do CCP. É importante citar que os resultados obtidos pelo autor nos

ensaios de resistência à compressão tanto para o CCP, quanto para o CCG foram

iguais, comprovando a melhor capacidade de deformação do CCG.

4.8 FLEXÃO

4.8.1 RESISTÊNCIA DE CORPOS-DE-PROVA DE DIFERENTES DIMENSÕES

Este item se refere aos resultados dos ensaios de resistência à tração na

flexão realizados no CCP para os corpos-de-prova de dimensões de 150 x 150 x

500 mm e de 100 x 100 x 400 mm. Os ensaios de resistência à tração na flexão

foram determinados utilizando o carregamento em quatro pontos segundo a

Norma NBR 12142 (1991), sendo determinada na seção do momento fletor

localizada no terço médio do corpo-de-prova prismático. As TAB. 4.14 e 4.15,

apresentam os resultados de resistência à tração na flexão aos sete dias de idade

e as cargas de ruptura resultantes para o CCP de cada dimensão de corpo-de-

prova empregada. A FIG. 4.8 apresenta uma correlação entre os resultados de

flexão para diferentes dimensões de CP.

TAB.4 14: Dimensão usual do CCP.

cp 150 x 150 x 500 mm

Concreto cp

ctm7

(MPa)

Carga

(Kg)

Média

(MPa)

1 4,87 3490

2 5,21 4010

3 5,96 4010

CCP

4 4,63 3650

5,17 0,58

132

TAB.4 15: Dimensão reduzida do CCP.

4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0 6,2

4,4

4,6

4,8

5,0

5,2

5,4

5,6

5,8

6,0

6,2

ctm

(MPa) para cp com 100x100x400 mm

ctm

(MPa) para cp com 150x150x500 mm

100x100x400mm (5,40 MPa)

150x150x500mm (5,17 MPa)

FIG.4 8: Correlação entre os diferentes tamanhos 100 x 100 x400 mm e 150 x 150

x 500 mm no CCP.

As TAB. 4.14 e 4.15, assim como a FIG. 4.8, mostram que não existe

diferença significativa entre as resistências à tração na flexão para corpos-de-

prova de dimensões de 100 x 100 x 400 mm e de 150 x 150 x 500 mm no CCP,

pois, as dimensões reduzidas apresentaram um valor médio 4,0% maior que os

valores nas amostras usuais, o que significa dizer que, é possível utilizar amostras

cp 100 x 100 x 400 mm

Concreto cp

ctm7

(MPa)

Carga

(Kg)

Média

(MPa)

1 5,33 1480

2 5,44 1510

3 5,11 1420

CCP

4 5,72 1590

5,40 0,25

133

com dimensões de 100 x 100 x 400 mm para determinar a resistência à tração na

flexão do concreto considerando o terço médio dos corpos-de-prova e a mesma

expressão indicada pela NBR 12142 (1991) para cálculo da resistência em

amostras de 150 x 150 x 500 mm. Estes resultados vão ao encontro dos estudos

desenvolvidos por CERVO et al (2004) que analisaram este efeito tanto em

concreto convencional, quanto em CAD.

Os maiores resultados encontrados para os CP de menores dimensões

podem ser explicados pelo fato de que nos CP de maiores dimensões existem

mais defeitos, como poros e trincas, em posições críticas. Desta forma, o material

pode apresentar uma menor resistência mecânica.

Os resultados do estudo de redução de corpos-de-prova prismáticos para o

CCG, estão apresentados nas TAB. 4.16 e 4.17. A correlação entre as diferentes

dimensões está apresentada na FIG. 4.9.

TAB.4 16: Dimensão usual do CCG.

TAB.4 17: Dimensão reduzida do CCG.

cp 150 x 150 x 500 mm

Concreto cp

ctm7

(MPa)

Carga

(Kg)

Média

(MPa)

1 5,84 4380

2 5,71 4280

3 5,24 3930

CCG

4 5,04 3780

5,46 0,38

cp 100 x 100 x 400 mm

Concreto cp

ctm7

(MPa)

Carga

(Kg)

Média

(MPa)

1 5,54 1539

2 6,11 1697

3 6,17 1715

CCG

4 5,80 1610

5,91 0,29

134

FIG.4 9: Correlação entre os diferentes tamanhos 100 x 100 x400 mm e 150 x 150

x 500 mm no CCG.

Os resultados para o CCG nas dimensões reduzidas apresentaram valores

8,0% maiores em relação aos corpos-de-prova de dimensões usuais.

De acordo com MONTEIRO (2001), quanto maior o volume do corpo-de-

prova, maior é a probabilidade de se encontrar defeitos em posições críticas.

Desta forma, a tendência é que ocorra uma diminuição na resistência mecânica do

mesmo. Isso explica o pequeno aumento, porém, não tão significativo nos

resultados encontrados para ambos os concretos.

A diferença percentual entre as diferentes dimensões para o CCG,

apresentou valores mais elevados quando comparados com valores obtidos para

o CCP. Isto indica que, pelo fato do CCG apresentar menor porosidade que o

CCP, ocorra um aumento em sua resistência mecânica, quando moldado em

dimensões menores.

4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0 6,2 6,4

4,4

4,6

4,8

5,0

5,2

5,4

5,6

5,8

6,0

6,2

6,4

ctm

(MPa) para cp com 100x100x400 mm

ctm

(MPa) para cp com 150x150x500 mm

100x100x400mm (5,91 MPa)

150x150x500mm (5,46 MPa)

135

A FIG. 4.10 mostra as relações entre os dois concretos, para as diferentes

dimensões de corpos-de-prova. É possível observar uma certa correlação entre os

resultados dos ensaios para as duas dimensões citadas tanto no CCP quanto no

CCG. Este fato comprova a pequena influência das dimensões dos CP reduzidos

nos resultados obtidos na flexão.

FIG.4 10: Correlação entre os diferentes tamanhos 100 x 100 x400 mm e 150 x

150 x 500 mm para os dois tipos de concreto.

Foram realizados ainda no CCG, ensaios de relação entre a resistência e o

consumo de aglomerante aos 28 dias. Foram adotados os consumos de 430 e 480

kg/m

para as duas dimensões de CP. O objetivo desse estudo foi de verificar a

influência das dimensões do CP com consumo de aglomerante diferente ao

adotado como padrão nesta Dissertação que é 459 Kg/m

. Os resultados obtidos

podem são apresentados na FIG. 4.11.

4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0

5,1

5,2

5,3

5,4

5,5

5,6

5,7

5,8

5,9

6,0

6,1

6,2

6,3

6,4

ctm

(MPa) para cp com 100x100x400 mm

ctm

(MPa) para cp com 150x150x500 mm

CCP

CCG

136

430 440 450 460 470 480

4,6

4,8

5,0

5,2

5,4

5,6

5,8

6,0

6,2

6,4

6,6

6,8

7,0

150 x 150 x 500 mm

100 x 100 x 400 mm

Consumo (kg/m

)

ctm

(MPa)

FIG.4 11: Relação de f

ctm

x Consumo, para diferentes consumos de aglomerantes.

Nota-se que, a diferença de resistências nas diferentes dimensões é

pequena, apresentando-se muito próximas, mesmo para diferentes consumos de

aglomerantes e idades daquelas utilizadas na presente pesquisa. É possível

verificar na FIG. 4.11, o baixo desvio padrão encontrado nos ensaios para

dimensões reduzidas, quando comparados aos de dimensões usuais. Isto pode

indicar uma melhor eficiência na obtenção dos resultados em função,

principalmente, de uma maior homogeneidade do concreto nas formas menores

durante a moldagem e maior facilidade de posicionamento do CP no equipamento

de ensaio.

É possível perceber por comparação entre médias para cada tipo de

dimensão de amostra, para diferentes consumos, que as resistências resultantes

apresentam-se muito próximas, além de desvios padrão muito baixos.

137

4.8.2 RESULTADOS OBTIDOS PARA DIMENSÕES DE 100x100x400 mm

Para cada uma das 16 betonadas realizadas na moldagem de CP para o

ensaio de fadiga, foram moldadas vigas para a determinação da resistência

estática para a aplicação de carregamentos cíclicos em função do percentual

desta resistência. O CCP e o CCG apresentaram resistência à tração na flexão

que variou de 5,3 a 5,5 MPa e de 5,6 a 5,8 MPa respectivamente, o que indica a

resistência de um concreto empregado em pavimentação. São apresentados nas

TAB. 4.18 e 4.19, os resultados obtidos nos ensaios em tração na flexão estáticos

realizados em corpos-de-prova de dimensões reduzidas (100 x 100 x 400 mm),

para os dois tipos de concretos.

TAB.4 18: Resultados das moldagens utilizando os corpos-de-prova de dimensões

100 x 100 x 400 mm CCP.

Com base nos resultados da TAB. 4.18, a resistência a flexão média

encontrada foi de 5,4 MPa e serviu de base para os ensaios de fadiga. No caso do

CCG, o resultado médio encontrado foi de 5,7 MPa (TAB. 4.19).

Moldagem CP f

ctm7

(MPa) Média (MPa)

(MPa)

5,33

5,60

5,5 0,19

5,27

5,42

5,3 0,11

5,61

5,38

5,5 0,16

5,42

5,40

5,4 0,01

5,22

5,37

5,3 0,11

138

TAB.4 19: Resultados das moldagens utilizando os corpos-de-prova de dimensões

100 x 100 x 400 mm para o CCG.

ARRUMAR A TABELA

No estudo de flexão em vigas com dimensões reduzidas, foram analisadas

as deformações sofridas para ambos os concretos quando submetidos à aplicação

de carga estática. Os resultados mostraram uma deformação final para o CCG

50% mais elevada que o CCP. Estes valores estão apresentados na FIG. 4.12 a

seguir.

Percebe-se ainda que, até a carga de 1 kN, o CCP e o CCG apresentam o

mesmo comportamento de deformação. A partir deste ponto é possível notar uma

maior deformação sofrida pelo CCG para cargas mais elevadas. Este

comportamento pode estar associado à boa aderência entre a matriz

geopolimérica com os agregados, além boa resistência a flexão apresentada pela

matriz.

Moldagem CP f

ctm7

(MPa) Média (MPa)

(MPa)

5,82

5,70

5,7 0,08

5,76

5,69

5,7 0,05

5,74

5,52

5,6 0,16

5,82

5,77

5,8 0,04

5,85

5,61

5,7 0,17

139

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4

P(KN)

Deformação(mm)

0,0% CCP

0,0% CCG

FIG.4 12: Relação entre carga e deformação para os dois concretos.

Após a fratura dos corpos-de-prova ensaiados em flexão, a superfície de

fratura foi observada. A análise superficial mostra a existência de muitos

agregados fraturados e poucos deslocados no CCG, evidenciando a boa

aderência entre os agregados e a matriz geopolimérica. Nos concretos Portland

também foram observados agregados fraturados, porém, a existência de

agregados deslocados, ou arrancados da matriz, foram identificados com maior

facilidade. A FIG. 4.13, mostra as superfícies de fratura de ambos os concretos

ensaiados. As setas vermelhas representam os agregados graúdos fraturados, as

setas amarelas representam os agregados graúdos arrancados da matriz.

140

(a) (b)

FIG.4 13: Superfícies de fratura dos concretos, (a) lado 1 CCG, (b) lado 2 CCG, (c)

lado 1 CCP, (d) lado 2 CCP.

4.8.2.1 CONCRETO REFORÇADO COM FIBRAS DE AÇO

No caso da adição de 0,5% e 1,0% de fibras metálicas no CCP e no CCG,

os ensaios mostraram um acréscimo da carga de ruptura (P

máx

), em relação ao

concreto sem fibras. No caso do volume de fibras de 1,0% para ambos os

141

concretos, o ganho de resistência à flexão não ocorreu como esperado,

apresentando apenas valores similares aos obtidos com 0,5% de adição de fibras.

No caso do CCP com adição de 0,5% ocorreu um ganho de resistência a

tração na flexão de 33% em relação ao concreto com 0,0% de adição de fibras. No

caso da adição de 1,0%, foi observado um ganho similar de 31% em relação ao

concreto sem fibras.

Para o CCG, o acréscimo de resistência foi de 42% para a 0,5% e de 44%

para a adição de 1% de fibras em relação ao concreto sem fibras. Foi observado

ainda que, o valor médio obtido para o volume de 1,0% de adição foi 1,4%

inferiore em relação ao de 0,5% para o CCP. Isso pode ser explicado pela adição

de um volume maior de fibras, que diminuiu a trabalhabilidade do concreto,

conforme visto no item 4.2, e com isso aumentando a porosidade do mesmo. A

conseqüência disso, é a redução da resistência à flexão do concreto. Este

comportamento foi mais elevado no CCP em virtude da porosidade de sua matriz

(item.4.6), que com a adição do volume 1% de fibras, ocorreu o enfraquecimento

da estrutura, quando submetida a carga de flexão.

A porosidade do concreto foi analisada por SATO (2003), através da

utilização de diferentes relações água/aglomerante e cimentos distintos, onde o

autor afirma que a resistência a tração na flexão, diminui com o aumento da

porosidade do concreto. Estudos relacionados com a adição de fibras no CCP e

no CCG desenvolvidos por PEREIRA (2006), também relatam este tipo de

comportamento. Os resultados de tração na flexão para os concretos reforçados

por fibras de aço estão, apresentados nas TAB. 4.20.

TAB.4 20: Resistência a flexão dos concretos.

Tipo de Concreto

Vf(%) f

ctm7

(MPa) S

(MPa)

0,0 5,7 0,10

0,5 8,1 0,22

CCG

1,0 8,2 0,21

0,0 5,4 0,11

0,5 7,2 0,22

CCP

1,0 7,1 0,23

142

O aumento da resistência à flexão com a adição de fibras metálicas, de

0,0% para 0,5%, é justificada pelo aumento da transferência de carga para as

fibras quando o carregamento aplicado provoca fissuração na matriz. Esta

transferência de carga é obtida pela ação de pontes formadas pelas fibras, que

atravessam as fissuras e promovem a transferência de esforços.

As FIG 4.14, 4.15, 4.16 mostram as comparações das deformações dos

concretos com e sem fibras.

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0

P(KN)

Deformação(mm)

0,0%

0,5%

1,0%

FIG.4 14: Relação carga deformação no CCG com adição de fibras de aço.

143

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0

P(KN)

Deformação(mm)

0,0%

0,5%

1,0%

FIG.4 15: Relação carga deformação no CCP com fibras de aço.

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0

P(KN)

Deformação(mm)

0,0% CCP

0,5% CCP

1,0% CCP

0,0% CCG

0,5% CCG

1,0% CCG

FIG.4 16: Relação carga deformação para os dois concretos com fibras de aço.

144

Foi observado nas FIG. 4.14 e 4.15, que os concretos sem fibras

apresentaram rompimento imediato logo no surgimento da primeira fissura,

enquanto que, nos concretos reforçados, nota-se o efeito significativo da adição de

fibras em ambos os concretos, quanto a maior capacidade de deformação. Após o

pico máximo de carga, principalmente no CCG, foi possível observar valores de

deformação 33%, 34% e 41% superiores aos valores encontrados pelo CCP com

teores de adição de fibras iguais a 0%, 0,5% e 1,0%, respectivamente. Estes

resultados indicam a boa capacidade do CCG em continuar a suportar cargas,

mesmo que menores que P

máx

, após a fissuração da matriz, devido à elevada

tensão de aderência entre a fibra e a matriz e a boa trabalhabilidade apresentadas

por este concreto, como relata DIAS (2001).

Ainda observando as FIG. 4.14 e 4.15, é possível notar a maior rigidez à

flexão do CCP em relação ao CCG em função do maior Módulo de Elasticidade

obtido para este concreto. PEREIRA (2006), relata a mesma observação em seus

estudos quando compara a resistência à tração na flexão do CCG e do CCP com

teores de adição de fibras de 0%, 1%, 1,5% e 2,0% em corpos-de-prova nas

dimensões usuais.

4.9 ENSAIO DE FADIGA

4.9.1 ENSAIOS COM TENSÃO CONSTANTE

A TAB. 4.21, apresenta os resultados obtidos para o ensaio de fadiga com

tensão constante e freqüência de 10 Hz, que buscou alcançar um número de

ciclos de aproximadamente 10

, o que caracteriza uma estrutura submetida a

solicitações de alto ciclo como pavimentos rodoviários. A relação entre tensões

(RT) obtida para o propósito foi RT = 0,70, o que significa que para atingir um

número de ciclos, N, de aproximadamente 100.000, foi necessário aplicar uma

carga dinâmica com valor de 70% da carga estática que levaria o concreto à

ruptura por tração na flexão.

145

TAB.4 21: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,70) no CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,70 161585 5,208401

2 0,70 133024 5,123930

3 0,70 148633 5,172115

4 0,70 156873 5,195548

Média 150029 5,176175

A resistência à fadiga do CCG foi maior, quando comparadas àquelas

obtidas por modelos experimentais de autores como YAO (1990), que obteve uma

relação entre tensões de 0,65, necessária para alcançar 10

repetições. Contudo,

a ausência de maiores informações sobre a dosagem do concreto utilizado por

este autor e o fato de ter realizado ensaios de fadiga no concreto convencional,

certamente diferente do CCG de alto desempenho, empregado no presente

estudo, torna-se difícil uma comparação adequada dos resultados obtidos. Uma

melhor comparação de resultados pode ser feita através dos resultados de BALBO

(1999), para um concreto de alto desempenho, cuja relação RT encontrada para

se atingir 10

foi RT=0,73, o que mostra um concreto que suporta um número

maior de ciclos de fadiga sob um nível de tensão relativamente alto. Já STET e

FRÉNAY (1998), em ensaios com vigas de concreto convencional, necessitaram

de uma relação entre tensões de 0,55. ROESLER (1998) ensaiou vigas

simplesmente apoiadas, variando a relação entre tensões de 0,65 a 0,90. Sendo

que para alcançar 10

ciclos a relação necessária foi de 0,65. Assim, os resultados

indicam que o CCG apresenta um bom desempenho à fadiga.

Uma observação muito importante a ser feita é que os materiais existentes

e utilizados em pesquisas no Brasil para a produção de concretos, são diferentes

dos existentes em países europeus, americanos e orientais. Isto pode justificar, de

certa forma, o melhor comportamento dos concretos desenvolvidos nesta

pesquisa.

Foram realizados ainda ensaios com outros valores de RT, com o objetivo

de analisar o comportamento do concreto para diversos níveis de tensão máxima

146

aplicada. As TAB. 4.22, 4.23 e 4.24 a seguir, apresentam os resultados para este

estudo no CCG.

TAB.4 22: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) no CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 58482 4,767022

2 0,75 80811 4,907470

3 0,75 69845 4,844135

4 0,75 51645 4,713028

Média 65196 4,814221

TAB.4 23: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,80) no CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,80 14062 4,148047

2 0,80 23334 4,367989

3 0,80 19709 4,294664

4 0,80 16697 4,222638

Média 18451 4,266019

TAB.4 24: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,85) no CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 9694 3,9865030

2 0,85 10191 4,0082160

3 0,85 8702 3,9396190

4 0,85 9452 3,9755230

Média 9510 3,9781800

Os resultados mostram que com o aumento da tensão máxima aplicada,

menor a resistência à fadiga do material. Em contra partida, para níveis de tensão

inferiores, o número de ciclos suportado aumenta. OH (1991a), realizou ensaios

cíclicos em flexão, considerando três níveis de RT: 0,65, 0,75, e 0,85. Os

resultados obtidos mostraram que a resistência à fadiga do concreto é diferente

para os diversos níveis de tensão aplicados, verificando que o número de ciclos

sob fadiga para RT = 0,65 foi superior aos encontrados para as outras relações.

147

Já para o CCP, para se atingir 10

ciclos, foi utilizada também uma relação

entre tensões de 0,70. Quanto ao estudo com tensões máximas constantes, os

resultados apresentados nas TAB. 4.25, 4.26, 4.27 e 4.28, também mostram

redução do número de ciclos à medida que a relação entre tensões aumenta. Fato

que também foi observado no CCG, porém, este com maiores valores de N.

TAB.4 25: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,70) no CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,70 119378 5,076924

2 0,70 147325 5,168276

3 0,70 133985 5,127056

4 0,70 121772 5,085547

Média 130615 5,115993

TAB.4 26: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) no CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 58916 4,770233

2 0,75 30587 4,485536

3 0,75 33419 4,523993

4 0,75 40237 4,604625

Média 40790 4,610553

TAB.4 27: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,80) no CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,80 12137 4,084111

2 0,80 15053 4,177623

3 0,80 11208 4,049528

4 0,80 7173 3,855700

Média 11393 4,056638

148

TAB.4 28: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,85) no CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 5595 3,747800

2 0,85 7229 3,859078

3 0,85 3439 3,536432

4 0,85 3145 3,497620

Média 4852 3,685920

A FIG. 4.17 mostra a curva Relação entre tensões versus Número de ciclos,

para os dois concretos. É possível perceber que no caso de relações entre

tensões de 0,70, a diferença média do CCG em relação ao CCP, para as mesmas

condições, apresentou valores 15% superiores. Para relações entre tensões de

0,85, o CCG exibiu valores 96% mais elevados, quando comparado ao CCP. Isto

indica um comportamento favorável sob fadiga do CCG, não só em tensões

baixas, como também em tensões mais altas.

FIG.4 17:Variação do Número de ciclos de fadiga com a Relação entre as tensões

aplicadas, para o CCG e CCP.

0,70 0,75 0,80 0,85

20000

40000

60000

80000

100000

120000

140000

160000

Número de ciclos

Relação entre tensões

CCP

CCG

149

4.9.2 ENSAIOS COM DIFERENTES FREQÜÊNCIAS DE APLICAÇÃO DE

CARGA.

Para o estudo da influência da freqüência na fadiga dos concretos, foram

realizados ensaios com freqüências diferentes daquela adotada na maioria dos

ensaios deste trabalho, que foi de 10Hz. Para os ensaios de fadiga com diferentes

freqüências foram utilizados os valores de 5Hz e 1Hz, adotando-se a mesma

relação entre tensões, de RT = 0,75. Nas TAB. 4.29, 4.30 e 4.31, encontram-se os

resultados obtidos para o CCG, com as três diferentes freqüências de aplicação

de carga.

TAB.4 29: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 58482 4,767022

2 0,75 80811 4,907470

3 0,75 69845 4,844135

4 0,75 51645 4,713028

Média 65196 4,814221

TAB.4 30: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 5 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 4553 3,658297

2 0,75 5145 3,711385

3 0,75 3937 3,595165

4 0,75 4012 3,603360

Média 4412 3,644635

150

TAB.4 31: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 1 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) par o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 4159 3,618988

2 0,75 5029 3,701481

3 0,75 4238 3,627161

4 0,75 3012 3,478854

Média 4110 3,613842

Comparando-se os valores obtidos nos ensaios com 1 Hz, 5 Hz e 10Hz, para

a relação entre tensões RT = 0,75, observou-se que, com uma freqüência de 10

Hz, é possível atingir a resistência à fadiga para o CCG, após um número de

ciclos, muito superior (mais de 60000 ciclos de diferença) àqueles obtido para

freqüências de 1 Hz e 5 Hz. Esses resultados indicam que os ensaios

experimentais em laboratório, utilizados para determinar o comportamento sob

fadiga de um pavimento de concreto, que são realizados, via de regra, a uma

freqüência de 10 Hz, ou superior, superestimam o comportamento sob fadiga do

pavimento real, já que 10 Hz está muito acima das freqüências que normalmente

ocorrem em campo.

Da mesma forma que os resultados obtidos neste trabalho, ZHANG et al.

(1996) e MAGGI (2004), constataram que uma freqüência de aplicação de carga

mais elevada possibilita ao concreto suportar um maior número de ciclos.

Para AITCIN (2000), o desempenho do material sob fadiga depende da

combinação entre a freqüência e o nível de tensão máxima aplicado, existindo um

determinado nível de tensão abaixo do qual a freqüência de aplicação de carga

não afeta o número de ciclos suportado. Já RAITHBY e GALLOWAY (1974),

MAGGI (2004), que executaram ensaios em vigas de concreto simples,

verificaram para freqüências superiores a 20Hz, que o nível de tensão máxima

aplicada não afeta a resistência à fadiga. ZHANG et al (1996) relatam sobre o

trabalho pioneiro desenvolvido por GRAF e BRENNER na Alemanha entre os

anos de 1934 e 1936 com relação ao estudo do efeito da freqüência de

carregamento no comportamento sob fadiga do concreto. Os autores observaram

que freqüências entre 4,5 e 7,5 Hz exercem pequeno efeito na resistência à

151

fadiga. Porém, quando a freqüência é reduzida para valores inferiores a 0,16 Hz a

resistência à fadiga diminui.

O número de ciclos à fadiga obtidas para os ensaios com freqüências de

aplicação de carga de 1Hz e 5 Hz, foram muito próximas, permitindo concluir que

não existe diferença no comportamento sob fadiga para essas duas freqüências,

assim como observado também por CERVO (2004), em ensaios com os mesmos

valores de freqüência aplicados.

Utilizando freqüências de 5 e 15 Hz, CREPALDI (2001) observou a

diminuição do número de ciclos sob fadiga para a freqüência de 5 Hz.

Através das TAB. 4.32, 4.33 e 4.34, foi possível observar os resultados

obtidos para os ensaios com menor freqüência de aplicação de cargas para o

CCP. Observou-se um aumento no número de ciclos à medida que a freqüência

de aplicação de cargas foi aumentada. Para o CCP, foi possível atingir com

freqüência de 10Hz, uma resistência à fadiga mais elevada (mais de 40000 ciclos

de diferença), do que aquelas obtidas para freqüências de 1 Hz e 5 Hz,

respectivamente.

TAB.4 32: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 58916 4,770233

2 0,75 30587 4,485536

3 0,75 33419 4,523993

4 0,75 40237 4,604625

Média 40790 4,610553

TAB.4 33: Número de ciclos sob fadiga com freqüência de 5 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 1455 3,162862

2 0,75 2013 3,303843

3 0,75 1987 3,298197

4 0,75 1125 3,051152

Média 1645 3,216165

152

TAB.4 34: Número de ciclos sob fadiga com freqüência de 1 Hz e relação entre

tensões constante (RT = 0,75) para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 1769 3,247727

2 0,75 1328 3,123198

3 0,75 1485 3,171726

4 0,75 1980 3,296665

Média 1641 3,215108

A FIG.4.18 mostra graficamente os resultados para diferentes níveis de

freqüência em ambos os concretos, mostrados nas tabelas anteriores.

FIG.4 18:Relação entre a freqüência e o número de ciclos alcançados.

Através da FIG. 4.18 é possível observar que quanto mais elevada for a

freqüência aplicada, maior o número de ciclos alcançados. Para todos os níveis de

freqüência aplicados os ganhos de resistência à fadiga para o CCG, foram mais

elevados do que os alcançados pelo CCP. No caso de pavimentos de concreto, a

freqüência é um dos principais fatores que influenciam na durabilidade (AITCIN,

0 5 10

20000

40000

60000

80000

100000

Número de ciclos

Frequência (Hz)

CCP

CCG

153

2000). De acordo com os resultados expostos, o CCG apresenta comportamento

mais favorável à variação de freqüências a que os pavimentos estão sujeitos em

campo.

Entretanto, quando as freqüências são variáveis o número de ciclos perde

seu valor de comparação. Para uma melhor avaliação da vida útil do pavimento, a

variável temporal é o parâmetro que deve ser introduzida no estudo de fadiga.

Através da relação: f = 1/T, sendo f a freqüência e T o período, é possível

obter os seguintes resultados mostrados na TAB. 4.35.

TAB.4 35: Avaliação da vida útil sob fadiga

CCG

Freqüência (Hz) Período (s) Total (s)

10 0,1 6519,6

5 0,2 882,4

1 1,0 4110

CCP

Freqüência (Hz) Período (s) Total (s)

10 0,1 4079,0

5 0,2 329,0

1 1,0 1641

Para a aplicação da freqüência de 10 Hz a vibração do material é muito

rápida, o que não permite o alívio completo das tensões dentro do mesmo ciclo de

carregamento. Neste caso ocorre um maior efeito de tração e um menor efeito de

fadiga.

Com a aplicação de 5 Hz a vibração é mais lenta, havendo o alívio parcial

das tensões dentro de um mesmo ciclo de carregamento. O efeito neste caso é

mais acentuado tanto em fadiga quanto em tração.

Já para o carregamento com freqüência de 1 Hz a vibração é muito lenta,

ocorrendo assim um alívio total das tensões dentro de um mesmo ciclo de

carregamento. Neste caso há um efeito moderado de tração e fadiga, além de um

maior tempo sem carregamento.

154

4.9.3 ENSAIOS COM TENSÃO VARIÁVEL

Os resultados à fadiga com tensão variável, segundo o método de ensaio

descrito no Item 3.2.10.1, quando a variação ocorreu de forma crescente, estão

apresentados na TAB. 4.36. O número de ciclos (N) encontrado de N

médio

= 85688

ciclos. Estes valores encontrados e comparados com aqueles obtidos nos ensaios

com tensão constante (RT = 0,80), para uma mesma freqüência de aplicação de

carga, são apresentados na curva da FIG. 4.18. É possível observar que existe

pouca influência da variação de tensões, quando esta for aplicada de forma

crescente, no comportamento dos concretos sob fadiga. Estas observações

também foram feitas por diversos autores como ZHANG et al. (1997) e CERVO

(2004), através da aplicação de dois estágios de tensão. Aplicando níveis de

tensão que iam de alto para baixo e níveis de baixo para alto, os autores puderam

concluir que a tensão quando aplicada de baixa para alta, a hipótese de Palmgren-

Miner seria correta; entretanto isto não era observado variando a tensão de alta

para baixa, ou seja, a hipótese nestas condições conduzia a erro nos resultados.

Já na TAB. 4.37, estão os resultados obtidos para os ensaios de fadiga com

a tensão variando de forma decrescente com N

médio

= 11886. A FIG. 4.19

apresenta os valores encontrados, onde é possível observar que o número de

ciclos obtidos foi menor do que àqueles encontrados nos ensaios com tensão

constante (RT = 0,80), e inferiores também àqueles obtidos para tensão variável

de forma crescente. Isto indica a maior influência da variação de tensões, quando

aplicada de forma decrescente, no comportamento do concreto sob fadiga. Estes

resultados concordam com aqueles encontrados por MAGGI (2004), onde a autora

observa a menor resistência à fadiga encontrada em tensões decrescentes.

HOLMER (1982), realizando ensaios de fadiga em concreto convencional,

verificou, que quando a tensão variava de alta para baixa, a resistência à fadiga do

concreto era reduzida. MOUNZER (2004) desenvolveu um modelo de fadiga para

materiais compósitos, onde através de suas colocações, o autor cita a maior

influência das tensões, na redução do número de ciclos, quando aplicadas de

forma decrescente no material compósito.

155

TAB.4 36: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão variável

crescente para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,70 , 0,75 e 0,80 84505 4,926882

2 0,70 , 0,75 e 0,80 88952 4,949155

3 0,70 , 0,75 e 0,80 99854 4,999365

4 0,70 , 0,75 e 0,80 69439 4,841603

Média 85688 4,932920

TAB.4 37: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão variável

decrescente para o CCG

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 e 0,80 15987 4,203766

2 0,85 e 0,80 12049 4,080951

3 0,85 e 0,80 10603 4,025428

4 0,85 e 0,80 8903 3,949536

Média 11886 4,075035

Os ensaios com tensão variável realizados no CCP estão apresentados na

TAB. 4.38, onde é possível verificar, assim como no CCG, que o número de ciclos

(N) para tensão crescente atingido resultou em N

médio

= 47425 ciclos. Enquanto

que o valor encontrado para tensão decrescente foi de N

médio

= 7451 ciclos. Os

valores encontrados para tensões crescentes mostraram pouca influência da

variação de tensão, enquanto que para tensões decrescentes essa influência

passou a ser mais significativa, quando comparada com tensões constantes.

TAB.4 38: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão variável

crescente para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,70, 0,75 e 0,80 41800 4,621176

2 0,70, 0,75 e 0,80 52062 4,716520

3 0,70, 0,75 e 0,80 44845 4,651714

4 0,70, 0,75 e 0,80 50992 4,707502

Média 47425 4,676007

156

TAB.4 39: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz e tensão variável

crescente para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 e 0,80 7285 3,862429

2 0,85 e 0,80 9374 3,971924

3 0,85 e 0,80 8127 3,909930

4 0,85 e 0,80 5019 3,700617

Média 7451 3,872214

FIG.4 19:Influência das condições de aplicações de tensão para os dois concretos

estudados.

Os resultados encontrados neste item tanto para o CCP, quanto para o

CCG, indicam a concordância dos autores com relação aos níveis de aplicação

das cargas, quanto a sua condição de tensão aplicada. Indicando também que

quando a tensão varia de forma crescente, a hipótese de Palmgren-Miner é válida.

Entretanto quando a tensão é aplicada de forma decrescente, a hipótese para a

determinação do dano acumulado pode não ser segura.

1 2 3

20000

40000

60000

80000

100000

Número de ciclos

Condição de tensão aplicada

CCP

CCG

1 Tens

ão constante (RT=0,80)

2 Tensão decrescente (RT=0,85 , 0,80)

3 Tensão crescente (RT=0,70 , 0,75 , 0,80)

157

4.9.4 ENSAIOS COM O CCG PARA DIFERENTES TENSÕES MÍNIMAS

Para o estudo da influência da tensão mínima na fadiga do concreto, através

das alterações no número de ciclos com um aumento da relação entre tensões

mínimas (ó

min

ct,m

= R), foram adotados dois novos valores: R = 0,20 e R = 0,40,

distintos do valor utilizado nos demais ensaios que foi de R = 0,07. Com estes dois

novos níveis de tensão mínima foram realizados ensaios com relação entre

tensões máxima de RT = 0,75, mantendo-se cada ensaio com RT constante.

É importante relatar que a maioria dos trabalhos sobre fadiga consultados,

não levam em consideração o efeito provocado pela tensão mínima. Considerando

na maioria das vezes a tensão mínima igual à zero, ou, próximo desse valor. Um

exemplo é o estudo desenvolvido por CREPALDI (2001) em concreto com adição

de látex, em que o autor realiza seus ensaios com tensão mínima sempre igual à

zero.

Nas TAB. 4.40, 4.41 e 4.42, são apresentados os resultados dos ensaios de

fadiga com tensões mínimas de, respectivamente, R = 0,07, R = 0,20 e R = 0,40,

para uma relação entre tensões RT = 0,75. A FIG. 4.20, ilustra estes resultados,

onde é possível observar que existe pouca ou nenhuma influência do aumento de

R no número de ciclos de fadiga encontrado, possivelmente pelo fato de se ter

aumentado a tensão mínima em função da relação entre tensões. Isto significa

uma alteração pequena, quando comparada ao comportamento em pista, onde as

tensões mínimas aumentam de forma mais significativa, não estando apenas sob

a ação das cargas do tráfego, mas também das intempéries.

TAB.4 40: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,07 para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,75 58482 4,767022

2 0,75 80811 4,907470

3 0,75 69845 4,844135

4 0,75 51645 4,713028

Média 65196 4,814221

158

TAB.4 41: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,20 para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,20 39832 4,600232

2 0,20 71254 4,852809

3 0,20 69856 4,844203

4 0,20 63253 4,801081

Média 61049 4,785678

TAB.4 42: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,40 para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,40 50894 4,706666

2 0,40 55894 4,747365

3 0,40 77125 4,887195

4 0,40 81230 4,909716

Média 66286 4,821422

O estudo da tensão mínima também foi realizado no CCP, com relação

entre tensões, RT = 0,75 e tensões mínimas assumindo valores iguais a R = 0,07,

R = 0,20 e R = 0,40. Os resultados podem ser vistos nas TAB. 4.43, 4.44 e 4.45.

TAB.4 43: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,07 para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,07 58916 4,770233

2 0,07 30587 4,485536

3 0,07 33419 4,523993

4 0,07 40237 4,604625

Média 40790 4,610553

159

TAB.4 44: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,20 para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,20 55006 4,740410

2 0,20 40045 4,602548

3 0,20 29672 4,472346

4 0,20 32009 4,505272

Média 39183 4,593097

TAB.4 45: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,75 e R = 0,40 para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,40 42129 4,624581

2 0,40 56329 4,750732

3 0,40 30195 4,479935

4 0,40 38818 4,589033

Média 41868 4,621882

BALBO (2000), através de estudos sobre a influência de tensões máximas

e mínimas causadas pela ação térmica sobre pavimentos de concreto, relata que

este tipo de tensão tem pequena influência sobre a fadiga de pavimentos, porém,

não deve ser desprezada.

MAGGI (2004), relata em suas pesquisas sobre a fadiga em concreto

armado para a aplicação em pavimentos, que quanto maior a tensão mínima

aplicada, maior o número de ciclos alcançado pelo concreto para uma mesma

tensão máxima aplicada.

Porém, de acordo com os resultados alcançados no presente trabalho,

tanto no CCP quanto no CCG, foi possível afirmar que isto não ocorre quando só

se considera a ação de relações entre tensões (R). A redução do número de ciclos

pode ocorrer, em função da tensão mínima aplicada, quando há consideração

também das ações térmicas, que contribuem para a majoração deste tipo de

tensão sobre as estruturas de pavimentos. Segundo BALBO (2000), a ação em

conjunto destes dois parâmetros é que provoca grande influência no pavimento,

quando há aplicação de tensões mínimas.

160

FIG.4 20:Variação de tensão mínima para os dois concretos.

4.9.5 ENSAIOS COM O CCG PARA DIFERENTES IDADES

Para o estudo do desenvolvimento da resistência à fadiga do CCG em

idades iniciais, foram realizados ensaios nas idades de 1, 7 e 28 dias, apesar de

não existirem muitos estudos sobre fadiga em concreto com idades iniciais.

Da mesma maneira que nos outros ensaios mecânicos, foi feita uma

comparação direta com o CCP desenvolvido neste trabalho. Os resultados obtidos

para os dois tipos de concreto, estão apresentados nas TAB 4.46, 4.47, 4.48, para

o CCG e TAB. 4.49, 4.50, 4.51, para o CCP

0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45

20000

40000

60000

80000

100000

120000

140000

160000

Número de ciclos

Tensão Mínima

CCP

CCG

161

TAB.4 46: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1 dia para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 2928 3,466571

2 0,85 1025 3,010723

3 0,85 1567 3,195069

4 0,85 1004 3,001733

Média 1631 3,212453

TAB.4 47: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 7 dias para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 9694 3,9865030

2 0,85 10191 4,0082160

3 0,85 8702 3,9396190

4 0,85 9452 3,9755230

Média 9510 3,9781800

TAB.4 48: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 28 dias para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 13521 4,131008

2 0,85 10278 4,011908

3 0,85 11854 4,073864

4 0,85 10674 4,028327

Média 11582 4,063783

Assim como observado nos ensaios de resistência à compressão, nos

ensaios de fadiga foi constatado que a resistência à fadiga aumentou com a idade

do concreto. Os resultados mostraram que houve ganho de resistência

significativo já aos 7 dias de idade. Observou-se também que a taxa de resistência

entre 7 e 28 dias, é menor que aquele que ocorre entre 1 e 7 dias. Isso pode ser

explicado pelo rápido processo de geopolimerização, que ocorre intensamente nas

primeiras idades e se estabiliza ao longo do tempo.

No caso do CCP, foi constatado também um desenvolvimento da

resistência à fadiga ao longo do tempo, porém, diferentemente do CCG, o CCP

162

ganha resistência à fadiga gradativamente através do processo contínuo de

hidratação, que ocorre muito mais lentamente que o de geopolimerização. Os

resultados do CCP são mostrados a seguir.

TAB.4 49: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1 dia para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 2583 3,412124

2 0,85 924 2,965671

3 0,85 1378 3,139249

4 0,85 883 2,945960

Média 1442 3,158965

TAB.4 50: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 7 dias para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 5595 3,747800

2 0,85 7229 3,859078

3 0,85 3439 3,536432

4 0,85 3145 3,497620

Média 4852 3,685920

TAB.4 51: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 28 dias para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 10902 4,037506

2 0,85 8425 3,925570

3 0,85 9751 3,989049

4 0,85 8102 3,908592

Média 9295 3,968250

Na FIG. 4.21, são mostrados os resultados dos dois diferentes tipos de

concreto, onde através das curvas traçadas, é possível visualizar melhor a

diferença do desenvolvimento da resistência à fadiga ao longo do tempo.

163

FIG.4 21: Evolução da resistência à fadiga, em diferentes idades para ambos os

concretos.

4.9.6 ENSAIOS COM O CCG PARA DIFERENTES VOLUMES DE FIBRAS.

Foi estudado o efeito da quantidade de um determinado tipo de fibra de aço

no comportamento sob fadiga do CCP e do CCG. Foram ensaiados corpos de

provas com volumes de fibras metálicas iguais a 0%, 0,5% e 1%, através de

cargas cíclicas, em flexão a quatro pontos, com tensões máximas iguais a 85% da

resistência estática à flexão. A referência para a resistência à fadiga foi a

resistência estática à flexão, obtida antes do ensaio de fadiga para cada caso. Nos

testes de fadiga utilizou-se um carregamento cíclico de 10Hz. Foram determinadas

as curvas de tensão aplicada, S, versus número de ciclos, N, da tensão aplicada.

Os resultados mostraram que a resistência à fadiga aumenta com a quantidade de

fibra para ambos os concretos, porém, de forma mais significativa para o CCG. Os

resultados são mostrados a seguir nas TAB 4 52 a 4 54.

0 7 14 21 28

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

CCG

Número de ciclos

Idade (dias)

CCP

164

TAB.4 52: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0% de fibras para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 12694 4,103598

2 0,85 10491 4,020816

3 0,85 7298 3,863203

4 0,85 11452 4,058881

Média 10484 4,073168

TAB.4 53: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0,5% de fibras para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 33899 4,530186

2 0,85 10903 4,037546

3 0,85 18022 4,255802

4 0,85 21530 4,333044

Média 21089 4,324059

TAB.4 54: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1% de fibras para o CCG.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 65710 4,817631

2 0,85 29534 4,470322

3 0,85 40594 4,608451

4 0,85 48027 4,681485

Média 45966 4,662436

A seguir, são mostrados os resultados obtidos para o CCP, também com

teores de 0%, 0,5% e 1% de fibras de aço.

TAB.4 55: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0% de fibras para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 5595 3,747800

2 0,85 7229 3,859078

3 0,85 3439 3,536432

4 0,85 3145 3,497620

Média 4852 3,685920

165

TAB.4 56: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 0,5% de fibras para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 18202 4,260119

2 0,85 28861 4,460311

3 0,85 14333 4,156337

4 0,85 8470 3,927883

Média 17467 4,242218

TAB.4 57: Número de ciclos de fadiga com freqüência de 10 Hz, relação entre

tensões RT = 0,85 com 1% de fibras para o CCP.

Amostra Relação entre tensões Nº Ciclos (N)

log N

1 0,85 45452 4,657552

2 0,85 38766 4,588451

3 0,85 31983 4,504919

4 0,85 26442 4,422294

Média 35661 4,552193

Os resultados dos ensaios de fadiga para o CCG mostraram que houve

ganho maior de resistência à fadiga em relação ao CCP, quando comparados para

o mesmo volume de fibras. Mesmo com o volume de 1%, onde ocorreu maior

dificuldade de distribuição homogênea das fibras e que poderia provocar um

aumento no volume de vazios no material, os resultados foram consideravelmente

superiores em relação ao concreto com 0% de volume de fibras.

Estudos do comportamento sob fadiga em concretos reforçados por fibras

metálicas com volumes de 0,25% e 1,25%, desenvolvidos por GUIMARÃES

(2002), também mostraram ganho de resistência à fadiga com um aumento da

quantidade de fibras metálicas incorporadas.

Testes realizados por KORMELING et al (1980), variando os tipos de fibras e

sua fração volumétrica, cujo carregamento aplicado foi de 3 Hz, mostraram que a

resistência à fadiga nas peças de concreto reforçado com fibras foi bem superior à

resistência das peças de concreto armado.

Nos ensaios com fibras de aço incorporadas, pode-se observar ainda, o

surgimento e o crescimento da primeira fissura para ambos os concretos, fato não

observado para os concretos sem adição de fibras metálicas, em razão da

166

formação de pontes de transferência. Já no concretos simples, a fissura não

encontra resistência a sua propagação e dá origem ao colapso abrupto da peça.

Segundo S. P. SHAH, citado por PINTO JÚNIOR e MORAES (1996), a resistência

à primeira fissura é influenciada pelo volume de fibras incorporado, pela

orientação e pelo fator de forma das fibras.

Foi observado nos ensaios com adição de fibras que houve dispersão

considerável nos resultados de uma mesma composição. Isto ocorreu

provavelmente devido à má distribuição das fibras dentro do corpo-de-prova. Esta

dispersão também foi relatada nos estudos de PEREIRA (2006), através de

estudos de caracterização do CCG em diversos ensaios mecânicos, como de

compressão e flexão.

Os resultados de ensaios de fadiga com diferentes volumes de fibras

metálicas adicionadas ao CCP e ao CCG, estão apresentados na FIG.4.22.

FIG.4 22: Variação do número de ciclos de fadiga para diferentes volumes de

fibras, em ambos os tipos de concreto.

0,0 0,5 1,0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

Número de ciclos

Vf (%)

CCP

CCG

167

4.10 DESGASTE POR ABRASÃO SUPERFICIAL

Devido à proposição de uso do concreto em estudo, ser para pavimentação,

e estar sujeito a ação do tráfego rodoviário, foram realizados ensaios de desgaste

por abrasão superficial. Os resultados dos ensaios foram obtidos a partir da

redução da espessura dos corpos-de-prova em milímetros. A TAB. 4.58 mostra os

resultados médios obtidos para o CCP e para o CCG.

TAB.4 58: Desgaste por abrasão superficial do CCP e do CCG

Tipo de Concreto

Desgaste médio

(mm)

CCG 1,00 0,141

CCP 1,20 0,141

Os resultados mostraram que o CCG apresentou desgaste inferior ao CCP,

porém, com uma pequena margem de diferença entre os dois tipos de concreto

(20% superior para o CCP), o que pode ser explicado pela utilização de

parâmetros muito semelhantes na composição do traço e que influenciaram nos

resultados, como o consumo de aglomerante e o tipo e a quantidade de agregado

graúdo.

Melhorias consideráveis na resistência à abrasão do cimento Portland

foram constatadas por BAUER et al (2002), utilizando em seus estudos, agregado

graúdo artificial à base de óxido de alumínio. Contudo, a melhor resistência ao

desgaste do CCG certamente é em razão de sua estrutura mais compacta e da

boa interface matriz/agregado desenvolvida, como visto nos resultados dos

ensaios de flexão, no presente capítulo.

A inexistência de uma norma de especificação de limite de desgaste para

pavimentos de concreto levou a comparação dos resultados obtidos com a Norma

de Ladrilho Hidráulico, NBR 9457 (1986), que limita o desgaste superficial em 3

mm para um percurso de 1000m. Os resultados foram comparados ainda com a

Norma de argamassas de alta resistência mecânica para pisos, NBR 11801

168

(1992), onde, de acordo com os resultados de desgaste obtidos, o material recebe

uma classificação de aplicação ao qual ele pode ser empregado, como mostra a

TAB. 4.59.

TAB.4 59: Tipo de solicitação, classificação e desgaste para argamassas de alta

resistência mecânica.

Tipo de

solicitação

Classificação

Desgaste (D)

Percurso de

1000m

Grupo A

Solicitação por abrasão, causada pelo arraste e rolar

de cargas pesadas, tráfego de veículos de rodas

rígidas e impacto de grande intensidade.

< 0,8mm

Grupo B

Solicitação por abrasão, causada pelo arraste e rolar

de cargas médias, tráfego de veículos de rodas

rígidas e tráfego intenso de pedestre.

0,8mm < D <

1,6mm

Grupo C

Solicitação por abrasão, causada pelo arraste e rolar

de pequenas cargas leves, tráfego de veículos de

rodas macias e pequeno trânsito de pedestres.

1,6mm < D <

2,4mm

Para a Norma NBR 9457 (1986), os resultados apresentaram um desgaste

satisfatório, pois, assumiram valores inferiores em relação ao limite máximo

especificado. Já para a Norma NBR 11801 (1992), tanto o CCG quanto o CCP

podem ser classificados como pertencentes ao grupo B.

4.11 MICROSCOPIA ELETRÔNICA DE VARREDURA (MEV).

Foram obtidas imagens por elétrons secundários da superfície de fratura

dos concretos ensaiados à fadiga aos 7 dias de idade, visando observar a

morfologia e as características da zona de transição na interface dos agregados

com a matriz geopolimérica e com a matriz de cimento Portland. Como já

mencionado, as suas propriedades físicas e mecânicas e a sua composição

169

química são fundamentais para o comportamento mecânico do concreto. As

amostras para a análise em MEV foram retiradas dos corpos-de-prova após a

ruptura por fadiga, onde a relação entre tensões para este caso foi de 0,80.

As micrografias apresentadas na FIG. 4.23, mostraram as morfologias

características de cada tipo de concreto. Contudo, nas micrografias de ambos os

concretos, percebe-se a ocorrência de superfície de fratura irregular, o que é uma

característica comum do concreto. Observa-se nas FIG. 4.23b e 4.23d, que a

matriz de cimento geopolimérico é constituída de uma única fase contendo

aluminossilicato de potássio, cálcio e sódio, não apresentando morfologia definida.

Sua microestrutura é menos porosa e mais massiva que a microestrutura da pasta

de cimento Portland, apresentadas nas FIG. 4.23a e 4.23 c.

(a) (b)

FIG.4 23: Micrografias obtidas por MEV de ambos os concretos. (a) Microestrutura

porosa do CCP. (b) Microestrutura densa do CCG. (c) Presença de diversas fases

no CCP. (d) Formação de uma fase no CCG.

170

As FIG. 4.24a e. 4.24b mostram, para os dois tipos de concreto, a fissura

tendendo a contornar os agregados, propagando-se pela interface matriz-

agregado, mostrando que essa é a região crítica da micrografia do concreto. A

aderência entre matriz e agregado é um fator determinante para as propriedades

mecânicas do concreto.

(a) (b)

FIG.4 24: Micrografias obtidas por MEV de ambos os concretos. (a) Zona de

transição no CCP. (b) Interface matriz agregado no CCG.

A boa aderência entre a matriz do CCG e a areia pode ser notada na FIG.

4.24b, a partir da menor degradação da zona de interface agregado/matriz do

material após a aplicação do carregamento cíclico, devido à inexistência de

gradientes de concentração de Portlandita nesta zona, conforme, também

observado por THOMAZ (2000) e PEREIRA (2006). Isto indica que não há uma

zona de transição nítida entre agregado e matriz no CCG, como observado na

FIG. 4.24b. Já na FIG. 4.24a, é possível observar que a fissura tende a contornar

os agregados pela interface matriz agregado, assim como acontece no CCG,

porém, no CCP observa-se uma maior degradação na zona de transição devido a

mesma ser mais porosa e rica em cristais de Portlandita, o que limita

consideravelmente as propriedades mecânicas do concreto Portland em função da

baixa aderência desenvolvida entre agregado e matriz. Esta característica também

foi observada por DIAS (2001).

AREIA

MATRIZ

AREIA

MATRIZ

171

Para THOMAZ (2000), os agregados graúdo e miúdo no CCP, são

envolvidos por um filme de água e, segundo o autor, nestes locais se formam

núcleos de hidróxido de cálcio, Portlandita, que são cristais fracos e podem limitar

as propriedades mecânicas do concreto. Este fenômeno não foi observado no

CCG.

A FIG.4.25 mostra a propagação da fissura no CCP e CCG até encontrar o

agregado, onde a partir deste ponto ocorre um desvio em sua trajetória passando

a contornar o agregado para continuar seu crescimento. Segundo BUENFELD e

OKUNDI (1998), se o agregado é mais poroso do que a matriz, as partículas de

agregado podem resultar num caminho mais curto através do concreto. Caso

contrário, os agregados atuam como obstáculo à propagação desta fissura. No

caso do CCG ocorrem microfissuras da ordem 1µm que são formadas devido à

tensões internas geradas durante as reações de geopolimerização. Para a

diminuição do efeito destas fissuras no comportamento mecânico do concreto,

podem ser adicionadas cargas particuladas, assim como fibras metálicas.

(a) (b)

FIG.4 25: Micrografias obtidas por MEV de ambos os concretos. (a) Propagação

da trinca no CCG. (b) Propagação da trinca no CCP.

No caso dos concretos refor

çados por fibras metálicas, houve uma melhora

geral da resistência à fadiga. Esses ganhos obtidos foram característicos para

cada tipo de concreto, devido às particularidades microestruturas das matrizes,

principalmente em relação à aderência entre fibra e matriz.

AREIA

TRINCA

MATRIZ

TRINCA AREIA

172

Na micrografia da FIG.4.26a, é possível observar a superfície de fratura

com a presença das fibras metálicas no CCP com adição de 0,5%. Durante a

aplicação de cargas cíclicas, antes da ruptura, as fibras sofrem um processo de

estiramento durante o arrancamento da matriz, que está relacionado com o

processo de dissipação de energia, influenciando de uma forma geral no

comportamento mecânico sob fadiga do material. A FIG. 4.26b, mostra a

micrografia do CCG reforçado com 0,5% de fibras metálicas. Nos ensaios de

fadiga foi observado que o processo de arrancamento das fibras da matriz

geopolimérica ocorreu de forma diferente em relação às fibras no CCP. As

mesmas apresentaram menos estiramento, indicando a maior aderência entre a

matriz geopolimérica e a fibra metálica, como já citado anteriormente. No CCP, as

diferentes fases de baixa resistência e porosidade elevada são muito inferiores às

do geopolímero, afetando o desempenho mecânico e químico do material.

(a) (b)

FIG.4 26: Micrografias obtidas por MEV de ambos os concretos. (a) interface

fibra/matriz no CCP. (b) interface fibra/matriz no CCG (PEREIRA, 2006).

FIBRA

MATRIZ

FIBRA

173

5 CONCLUSÕES

Segundo os resultados dos ensaios de resistência à tração na flexão,

conclui-se que não existe diferença significativa entre corpos-de-prova de

dimensões prescritas em norma (150 x150 x 500) mm e aquelas de dimensões

reduzidas (100 x 100 x 400) mm utilizadas nesta Dissertação.

Para os corpos-de-prova de dimensões reduzidos, houve economia de

cerca de 64% no consumo de material para moldagem, além do mesmo montante

de redução no peso próprio do CP, tornando o ensaio, sob vários aspectos, mais

conveniente.

Nos ensaios com diferentes freqüências o CCG apresentou um

desempenho, em relação a vida útil, 66% maior que a do CCP, devido a sua maior

flexibilidade encontrada nos ensaios de módulo de elasticidade e tração na flexão.

A resistência à fadiga quanto a variação de tensões em ambos os

concretos, foi maior do que quando submetido a resistência à fadiga com tensão

constante, somente, quando a tensão variou de baixa para alta (tensão crescente).

Para a variação de tensão de um nível mais elevado para um mais reduzido, o

número de ciclos obtido foi inferior àquele alcançado com tensão constante.

Não houve influência no número de ciclos de fadiga com o aumento da

tensão mínima para ambos os tipos de concreto. Isto está relacionado com o

aumento da tensão mínima em virtude da relação entre tensões, representando

um aumento pequeno, em relação ao comportamento no campo, onde as tensões

mínimas crescem em maior grandeza, não só pela ação do tráfego, mas também

pelas condições climáticas do local.

No caso dos concretos reforçados por fibras,a resistência à fadiga para os

dois tipos de concreto aumentou com a quantidade de fibras incorporada. Os

resultados apontam um ganho máximo para o CCG com a adição de 1% de fibras

metálicas, chegando a 29% em relação ao CCP com a mesma quantidade de

fibras.

No intervalo de 1 para 7 dias, ocorreu maior ganho de resistência à fadiga

no CCG , em função do rápido processo de geopolimerização. Enquanto que no

174

CCP, pelo processo de hidratação ser mais lento, ocorreu o desenvolvimento

gradativo da resistência à fadiga. Já entre 7 e 28 dias, o CCG ganhou 22%,

enquanto que o CCP, 91%. Isso mostra que neste último intervalo o CCG tende a

se estabilizar.

As análises por microscopia eletrônica de varredura mostram que a

interface entre os agregados e as fibras, no caso do CCG reforçado por fibras é

densa e contínua, assim como a da matriz. A estrutura mais densa e compacta do

CCG foi determinante no bom desempenho deste concreto, em relação aos

ensaios do CCP.

Nos ensaios complementares, de desgaste o melhor desempenho do CCG,

tornou-se mais evidente, em função da menor perda de material (20%) durante o

ensaio, em relação ao CCP.

O CCG foi enquadrado no grupo B (TAB. 4.58) segundo a norma BR 9457

(1986). Seus resultados foram classificados como satisfatórios em relação ao

limite máximo de desgaste, segundo a norma NBR 9457/86.

175

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Estudar o comportamento em fadiga do concreto geopolimérico, com

diferentes consumos de aglomerantes; tipo de agregado e relações

água/aglomerantes sólidos;

Investigar com mais rigor a influência da tensão mínima no concreto,

através de estudos que possam variar a temperatura aplicada durante o

ensaio;

Estudar o comportamento em fadiga do concreto quando submetido

simultaneamente à ação de diferentes níveis de tensão e freqüências

aplicadas;

Investigar a ação variável e aleatória da tensão máxima e da freqüência,

para aproximar os ensaios realizados em laboratório, das condições

reais de solicitação em campo;

Aplicação de diferentes métodos de cura do concreto, para o estudo da

influência deste parâmetro na fadiga dos pavimentos;

Adição de outros teores e tipos de fibras no concreto, para verificar a

eficácia deste tipo de reforço em pavimentos de CCG.

Utilizar relações entre tensões mais baixas, que possibilitem o estudo da

fadiga nos concretos quando submetidos a um grande número de

solicitações cíclicas.

176

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