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Universidade Federal de Alagoas – UFAL
Unidade Acadêmica Centro de Tecnologia – CTEC
Programa de Pós-Graduação de Engenharia Civil – PPGEC
PEDRO GUSTAVO DOS SANTOS BARROS
AVALIAÇÃO DAS PROPRIEDADES DE
DURABILIDADE DO CONCRETO AUTO-
ADENSÁVEL OBTIDO COM RESÍDUO DE
CORTE DE MÁRMORE E GRANITO
MACEIÓ
2008
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PEDRO GUSTAVO DOS SANTOS BARROS
AVALIAÇÃO DAS PROPRIEDADES DE
DURABILIDADE DO CONCRETO AUTO-
ADENSÁVEL OBTIDO COM RESÍDUO DE
CORTE DE MÁRMORE E GRANITO
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Civil da Universidade
Federal de Alagoas como requisito parcial para
obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil
Área de concentração: Estruturas
Orientador: Prof. Dr. Paulo César Correia Gomes
Co-orientador: Prof. Drª. Silvia B. Berger Uchôa
MACEIÓ
2008
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Catalogação na fonte
Universidade Federal de Alagoas
Biblioteca Central
Divisão de Tratamento Técnico
Bibliotecária Responsável: Helena Cristina Pimentel do Vale
B277a Barros, Pedro Gustavo dos Santos.
Avaliação das propriedades de durabilidade do concreto auto-adensável obtido
com resíduo de corte de mármore e granito / Pedro Gustavo dos Santos Barros.
– Maceió, 2008.
xix, 101 f. : il., tabs., grafs.
Orientador: Paulo César Correia Gomes.
Co-Orientadora: Silvia B. Berger Uchoa.
Dissertação (mestrado em Engenharia Civil : Estruturas) – Universidade
Federal de Alagoas. Centro de Tecnologia. Maceió, 2008.
Bibliografia: f. 94-101.
1. Concreto auto-adensável – Durabilidade. 2. Materiais de construção –
Durabilidade. 3. Resíduo de corte de mármore e granito. I. Título.
CDU: 691.32
iii
iv
A Deus, que me dotou de
sabedoria e vontade, como
também permitiu e abençoou toda
minha luta. Aos meus pais, meus
irmãos, minha namorada e meus
amigos que me apoiaram e
incentivaram nesta grande
jornada.
v
Agradecimentos
Primeiramente a Deus que me deu a vida, inteligência e a oportunidade de
concretizar meus objetivos e me premiou, dando o merecimento da realização deste
trabalho.
Aos meus pais que me ensinaram a não temer desafios e superar obstáculos,
contribuíram para minha formação pessoal e profissional, incentivadores maiores de
todas as minhas realizações.
Aos meus irmãos, minha namorada e meus amigos pela compreensão e apoio
nos momentos de ausência em suas vidas.
Aos Professores Dr. Paulo César Correia Gomes e à Professora Drª Silvia
Beatriz Berger Uchôa, pela dedicação na realização deste trabalho, que sem sua
importante ajuda não teria sido concretizado.
A todo o corpo docente o Programa de Pós Graduação em Engenharia Civil –
PPGEC pelo empenho em motivar, orientar e transmitir os conhecimentos.
Ao Professor Dr. Sandro Marden Torres, da Universidade Federal da Paraíba,
pelo auxílio nos experimentos com sulfatos, pela acolhida em seu laboratório e pelas
valorosas orientações.
A todos os colegas de mestrado pelos incentivos e companheirismo nas horas
mais difíceis.
As empresas BRITEX, IMCREL, Cimentos ZEBU, MARMOGRAN Mármores
e Granitos e BASF Construction Chemicals Brasil, pela doação dos materiais
necessários para confecção dos concretos.
Aos funcionários do NPT Alexandre, Colatino, Cícero, Fábio, Flabel, Sidclei,
João Alberto, Marco Antonio, Valdemir e Girlei pelo apoio e ajuda em toda fase do
trabalho experimental.
vi
Resumo
O concreto auto-adensável (CAA) é um concreto especial com uma excelente
fluidez no estado fresco e alta coesão. Este concreto possui a capacidade de se moldar às
fôrmas, sem vibração, e passar através das armaduras, sem a ocorrência de bloqueio. As
misturas de CAA utilizam aditivo superplastificante e adições minerais tipo fíler e/ou
modificadores de viscosidade, além de menor volume e menor dimensão máxima
característica dos agregados graúdos. O uso de adições minerais provenientes de
resíduos industriais como componente do concreto, principalmente os denominados
concretos especiais, tem crescido em vários países. No CAA o uso dos resíduos como
adição do tipo fíler se mostra altamente receptivo, a exemplo da “lama” gerada no
beneficiamento de blocos de mármore e granito. O Resíduo de Corte de Mármore e
Granito (RCMG) é gerado em grande escala em muitas partes do Brasil, o que levou a
Universidade Federal de Alagoas através de seus pesquisadores a desenvolverem
diversos trabalhos experimentais utilizando o RCMG como adição do tipo fíler. Tais
trabalhos apontaram que a utilização do RCMG proporcionou melhoras no desempenho
do concreto nos estados fresco e endurecido, porém, demonstraram a necessidade de um
estudo mais amplo da durabilidade do CAA usando o resíduo. Neste sentido, este
trabalho utilizou um CAA de composição definida em estudos prévios, que teve como
adição mineral o RCMG, e dois concretos de referência, sendo um deles com aditivo
inibidor de corrosão. Foram determinadas propriedades de durabilidade desses
concretos, as quais foram avaliadas e comparadas entre os mesmos. As propriedades
estudadas foram: permeabilidade ao ar, absorção de água por sucção capilar, resistência
à carbonatação, resistência à corrosão de barras de aço imersas no concreto e resistência
ao ataque por sulfatos. Os resultados mostraram que em geral, as propriedades de
durabilidade do CAA foram melhores que as encontradas nos concretos convencionais.
Palavras-Chave: Concreto auto-adensável, Resíduo, Durabilidade.
vii
Abstract
The self-compacting concrete (SCC) is a special concrete with excellent fluidity
in the fresh state that dispenses the use of equipments of vibration for its compacting,
furthermore ensures a resistance to blocking when released into elements with high rate
reinforcement, decrease of transverse cross section and complex forms. The SCC mixes
use a superplasticizer admixture and additions type filler and/or viscosity modifying,
moreover lower volume and lower maximum size of the coarse aggregates. The use of
mineral additions from industrial waste as a component of concrete, especially the so-
called special concrete, has grown in several countries. In the SCC the use of waste as
addition type filler is highly receptive, like the "mud" generated in the processing of
blocks of marble and granite. The Residue of Court of Marble and Granite (RCMG) is
generated on a large scale in many parts of Brazil, which led the Universidade Federal
de Alagoas through its researchers to develop various experimental works using RCMG
as addition type filler. They pointed out that the use of RCMG improved the
performance of the concrete in the states fresh and hardened, however, demonstrated the
need for a broader study of the durability of the CAA using the residue. In this way, this
study used a SCC of previous studies, which has as filler addition the RCMG, and two
reference concretes, one of them with corrosion inhibitor admixture. Properties of
durability of these concretes were determined, evaluated and compared among them.
The properties acquired were: air permeability, water absorption by capillary suction,
carbonation resistance, corrosion resistance of steel bars embedded in the concrete and
resistance to attack by sulfates. The results show that, in general, the properties of
durability of the SCC were higher than those found in the conventional concretes.
Key-words: Self-compacting concrete, Residue, Durability.
viii
Lista de Figuras
Figura 2.1 – Movimento do agregado graúdo (OKAMURA, 1997) ................................ 5
Figura 2.2 - Micrografia de partículas de cimento em uma solução água-cimento (a) -
sem aditivo superplastificante (b) - com aditivo superplastificante (MEHTA &
MONTEIRO, 1994)........................................................................................................ 10
Figura 3.1 - Pilha eletroquímica de corrosão no concreto armado (CUNHA & HELENE,
2001). .............................................................................................................................. 23
Figura 3.2 - Deterioração do concreto causada pela corrosão das armaduras
(FERREIRA, 2000). ....................................................................................................... 24
Figura 3.3 – Interação entre a estrutura de poros, mecanismos de transporte e processos
de degradação (SCHUTTER et al., 2003). ..................................................................... 26
Figura 4.1 - Curvas granuloméricas da brita 12,5 e da areia média. .............................. 31
Figura 4.2 – (a) Vista frontal da entrada dos teares; (b) Bloco na saída dos teares já
desdobrado em chapas; (c) Parte mecânica dos teares; (d) Vista lateral dos teares
(LISBÔA, 2004). ............................................................................................................ 33
Figura 4.3 – (a) Processo de corte das chapa brutas; (b) Processo de polimento das
chapas (LISBÔA, 2004). ................................................................................................ 34
Figura 4.4 – (a) Detalhe da valeta que leva o resíduo aos tanques com água; (b) Material
dos tanques sendo bombeado para as lagoas (LISBÔA, 2004). ..................................... 34
Figura 4.5 – (a) Detalhe da lagoa em sua fase madura; (b) Detalhe da camada corrosiva
provocada pela presença de granalha (CAVALCANTI, 2006)...................................... 35
Figura 4.6 – (a) Pré-secagem do resíduo espalhado sobre lona plástica; (b) Resíduo
armazenado em tonéis após a pré-secagem. ................................................................... 35
Figura 4.7 – (a) Apiloamento do resíduo; (b) Peneiramento; (c) Resíduo estocado e
pronto para ser utilizado. ................................................................................................ 36
Figura 4.8 – Resultado da granulometria à laser. ........................................................... 37
Figura 4.9 – Ensaio do abatimento do tronco de cone para concretos convencionais.... 43
Figura 4.10 – Ensaio do espalhamento (CAVALCANTI, 2006). .................................. 44
Figura 4.11 – Teste de bloqueio (CAVALCANTI, 2006).............................................. 44
Figura 4.12 – Esquema do ensaio de absorção capilar. (MOURA, 2000)...................... 45
Figura 4.13 – Corpo-de-prova com placa de PVC posicionada. .................................... 47
Figura 4.14 – (a) Esquema geral do ensaio com balança de precisão e reservatório de
água; (b) Corpos-de-prova posicionados com ensaio em andamento............................. 47
ix
Figura 4.15 – Detalhe da execução dos furos no concreto com furadeira de bancada. .. 48
Figura 4.16 – (a) Equipamento e esquema do ensaio; (b) Detalhe do vacuômetro e do
registro, instalados em um trecho da mangueira (BARROS, 2006)............................... 49
Figura 4.17 – (a) Esquema do corpo-de-prova utilizado no método de Figg; (b) Detalhe
do furo realizado no corpo-de-prova para medição da permeabilidade (BARROS, 2006).
........................................................................................................................................ 49
Figura 4.18 – Eletrodo de referência (cobre/sulfato de cobre) utilizado (UCHÔA, 2007).
........................................................................................................................................ 50
Figura 4.19 – Esquema do corpo-de-prova do ensaio de potencial de corrosão. ........... 51
Figura 4.20 – Esquema do ensaio de potencial de corrosão........................................... 52
Figura 4.21 – Esquema geral do ensaio de corrente impressa........................................ 53
Figura 4.22 – Detalhe das ligações do circuito............................................................... 53
Figura 4.23 – Corpos-de-prova do ensaio de ataque por sulfatos................................... 56
Figura 4.24 – Esquema da câmara de carbonatação acelerada....................................... 57
Figura 4.25 – (a) Câmara de carbonatação; (b) Detalhe do sistema de controle de gases.
........................................................................................................................................ 57
Figura 5.1 – C-I-COMP após o ensaio de abatimento de tronco de cone....................... 59
Figura 5.2 – CAA-RCMG após o espalhamento. ........................................................... 60
Figura 5.3 – Teste de bloqueio adaptado para o concreto auto-adensável. .................... 60
Figura 5.4 – Absorção por sucção capilar do concreto de referência............................. 62
Figura 5.5 - Absorção por sucção capilar do concreto com inibidor de corrosão. ......... 62
Figura 5.6 – Absorção por sucção capilar do concreto auto-adensável.......................... 62
Figura 5.7 – Comparação entre a taxa de absorção dos concretos. ................................ 64
Figura 5.8 – Comparativo entre as resistências capilares dos concretos. ....................... 64
Figura 5.9 – Corpo-de-prova do ensaio de absorção por sucção capilar,
após a execução do ensaio. ............................................................................................. 65
Figura 5.10 – Evolução da permeabilidade ao ar dos concretos..................................... 66
Figura 5.11 – Fratura do corpo-de-prova para aplicação da fenolftaleína...................... 67
Figura 5.12 - Profundidade da frente da carbonatação após 8 semanas de exposição ... 69
Figura 5.13 – Profundidade da frente de carbonatação após 32 semanas de exposição. 70
Figura 5.14 – Propagação da frente de carbonatação. .................................................... 70
Figura 5.15 – Aspecto do CAA-RCMG com 32 semanas de carbonatação natural (esq.)
e carbonatação acelerada (dir.) após aplicação da fenolftaleína..................................... 71
Figura 5.16 - Aspecto do C-REF com 32 semanas de carbonatação natural (esq.) e
carbonatação acelerada (dir.) após aplicação da fenolftaleína........................................ 71
x
Figura 5.17 - Aspecto do C-I-COMP com 32 semanas de carbonatação natural (esq.) e
carbonatação acelerada (dir.) após aplicação da fenolftaleína........................................ 71
Figura 5.18 – Corpo-de-prova submetido ao ataque mais agressivo, rompido
manualmente à flexão após a ruína................................................................................. 72
Figura 5.19 – Ganho de massa dos corpos-de-prova ao longo do ensaio de ataque por
sulfatos............................................................................................................................ 73
Figura 5.20 – Comparação aos ganhos de massa das amostras não submetidas aos
sulfatos............................................................................................................................ 73
Figura 5.21 – Aumento de volume dos corpos-de-prova ao longo do ensaio de ataque
por sulfatos...................................................................................................................... 73
Figura 5.22 – Comparação aos aumentos de volume das amostras não submetidas aos
sulfatos............................................................................................................................ 74
Figura 5.23 – Ruptura à flexão dos corpos-de-prova...................................................... 74
Figura 5.24 – Corpo-de-prova após a ruptura à flexão................................................... 75
Figura 5.25 – Ruptura à compressão utilizando parte do corpo-de-prova do ensaio de
flexão. ............................................................................................................................. 75
Figura 5.26 – Comparativo das cargas de ruptura à flexão. ........................................... 76
Figura 5.27 – Comparativo das cargas de ruptura à compressão.................................... 77
Figura 5.28 - Variação da massa seca dos corpos-de-prova submetidos aos ciclos de
molhagem e secagem...................................................................................................... 78
Figura 5.29 – Aspecto do CAA-RCMG após a ruína por ataque de sulfatos................. 78
Figura 5.30 – Aspecto do C-REF após a ruína por ataque de sulfatos. .......................... 79
Figura 5.31 – Aspecto do C-I-COMP após a ruína por ataque de sulfatos..................... 79
Figura 5.32 – Análise de difração de Raio X.................................................................. 80
Figura 5.33 – Variação da corrosão total das barras, valores em Coulombs.................. 82
Figura 5.34 – Variação da diferença de potencial entre o ânodo e o eletrodo de
referência Cu-CuSO
4
, valores em volts.......................................................................... 82
Figura 5.35 - Variação da diferença de potencial entre o ânodo e o eletrodo de referência
Hg-HgO, valores em volts. ............................................................................................. 82
Figura 5.36 – Variação das correntes elétricas, valores em miliampéres....................... 83
Figura 5.37 – Propagação de fissuras nos concretos devido à corrosão do ânodo. ........ 84
Figura 5.38 – Início da fissuração do C-REF, com afloração de produtos de corrosão. 84
Figura 5.39 – Inicio da fissuração do CAA-RCMG. ...................................................... 85
Figura 5.40 – Corpo-de-prova após o encerramento do ensaio, observe-se a propagação
da fissura até o encontro com a barra. ............................................................................ 85
Figura 5.41 – Corpo-de-prova rompido para retirada do ânodo, observe-se a
impregnação de produtos de corrosão no concreto adjacente à barra............................. 86
xii
Lista de Tabelas
Tabela 4.1– Caracterização dos agregados..................................................................... 30
Tabela 4.2– Composição granulométrica da areia e da brita utilizada........................... 31
Tabela 4.3 – Características do resíduo estudado........................................................... 37
Tabela 4.4 – Composição química do RCMG................................................................ 38
Tabela 4.5 – Propriedades do plastificante. .................................................................... 39
Tabela 4.6 – Propriedades do superplastificante. ........................................................... 39
Tabela 4.7 – Composição do CAA-RCMG.................................................................... 40
Tabela 4.8 – Volume compactado seco (Vc) de agregado graúdo por m³ de concreto
(RODRIGUES, 1998)..................................................................................................... 41
Tabela 4.9 – Composição do concreto de referência...................................................... 42
Tabela 4.10 – Composição do C-I-COMP...................................................................... 43
Tabela 4.11 – Classificação do tipo de material cimentício em função do tempo de
permeabilidade (CATHER et al., 1984 apud BARROS, 2006). .................................... 50
Tabela 5.1 – Resultado dos ensaios de abatimento do tronco de cone para os concretos
convencionais.................................................................................................................. 58
Tabela 5.2 – Resultados do ensaio de espalhamento do CAA-RCMG. ......................... 59
Tabela 5.3– Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 28 dias................... 61
Tabela 5.4– Resultados do ensaio de absorção por sucção capilar................................. 63
Tabela 5.5 – Resultados do ensaio de permeabilidade ao ar pelo método de Figg, nas
idades de 07, 28 e 91 dias. .............................................................................................. 65
Tabela 5.6 – Resultados do ensaio de propagação da frente de carbonatação com oito
semanas de exposição..................................................................................................... 68
Tabela 5.7 – Resultados do ensaio de propagação da frente de carbonatação com trinta e
duas semanas de exposição............................................................................................. 68
Tabela 5.8 – Resultados do ensaio de propagação da frente de carbonatação sem
exposição à câmara de carbonatação. ............................................................................. 68
Tabela 5.9 – Cargas de ruptura dos concretos submetidos ao ataque por sulfatos......... 75
Tabela 5.10 – Cargas de ruptura dos concretos imersos em água saturada de cal.......... 76
Tabela 5.11 – Variação da massa seca dos corpos-de-prova até o terceiro ciclo em
porcentagem.................................................................................................................... 78
xiv
Lista de Abreviaturas
A. P. I.
Adições Predominantemente Inertes
A. P. R.
Adições Predominantemente Reativas
ABCP
Associação Brasileira de Cimento Portland
ACI
American Concrete Institute
AMV
Aditivo Modificador de Viscosidade
ASTM
American Society for Testing and Materials
CA
Concreto Armado
CAA
Concreto Auto-adensável
CC
Concreto Convencional
C-I-COMP
Concreto com Aditivo Inibidor de Corrosão Composto
CP
Cimento Portland
C-REF
Concreto de Referência
CTEC
Centro de Tecnologia
EFNARC
European Federation for Specialist Construction Chemicals and
Concrete Systems
EN
European Norm
LABEME
Laboratório de Ensaio de Materiais e Estruturas
LEMA
Laboratório de Estruturas e Materiais
LNEC
Laboratório Nacional de Engenharia Civil (Portugal)
M. U.
Massa Unitária
NBR
Norma Brasileira Registrada
xv
NM
Norma Mercosul
NPT
Nùcleo de Pesquisas Tecnológicas
RCMG
Resíduo do Corte de Mármore e Granito
UFPB
Universidade Federal da Paraíba
UFAL
Universidade Federal de Alagoas
ZIT
Zona Interfacial de Transição
xvi
Lista de Símbolos
a/c Relação água/cimento
a/f Relação água/finos
C Consumo de cimento
C
2
S
Silicado dicálcico
C
3
A
Aluminato tricálcico
C
4
AF
Ferroaluminato tetracálcico
C
a
Consumo de água
C
b
Consumo de brita
Cl
-
/OH
-
Relação íon cloreto/íon hidroxila
C
m
Consumo de areia
CP II Cimento Portland composto
C-S-H Silicato de cálcio hidratado
d Diâmetro do concreto espalhado
Dc Densidade de corrente aplicada
ddp Diferença de potencial
e Espessura do corpo-de-prova
F Constante de Faraday
f/c Relação fíler/cimento
i
Corrente elétrica
K Constante
xvii
M Massa dissolvida do material
ma Massa atômica
Mc Massa unitária compactada do agregado graúdo
p/c Relação plastificante/cimento
R Resistência capilar
S Área exposta do cupom
sp/c Relação superplastificante/cimento
t Tempo
T Taxa de corrosão
T
50
Tempo em que o concreto auto-adensável leva para se espalhar até o
diâmetro de cinqüenta centímetros
TC Corrosão total
t
np
Tempo correspondente ao “nick point”
V Voltagem
Vc Volume compactado seco do agregado graúdo
Vm Volume de areia
z Número de elétrons transferidos
ΔM Diferença de massa antes e após a exposição ao meio corrosivo
ρ
a
Densidade da água
ρ
b
Densidade da brita
ρ
c
Densidade do cimento
ρ
m
Densidade da areia
ρ
s
Massa específica do aço
xviii
Sumário
Agradecimentos .....................................................................................................................v
Resumo ..................................................................................................................................vi
Abstract ................................................................................................................................vii
Lista de Figuras ..................................................................................................................viii
Lista de Tabelas ...................................................................................................................xii
Lista de Abreviaturas.........................................................................................................xiv
Lista de Símbolos................................................................................................................xvi
Capítulo 1 ................................................................................................................................1
1 Introdução........................................................................................................................ 1
1.1. Objetivo Geral ......................................................................................................... 2
1.2. Objetivos Específicos .............................................................................................. 3
1.3. Estrutura da Dissertação.......................................................................................... 3
Capítulo 2 ................................................................................................................................4
2 Concreto Auto-adensável ................................................................................................ 4
2.1. Definição e Histórico............................................................................................... 4
2.2. Materiais.................................................................................................................. 6
2.2.1. Cimento ........................................................................................................... 6
2.2.2. Agregados........................................................................................................ 7
2.2.3. Adições Minerais............................................................................................. 7
2.2.4. Aditivos Químicos........................................................................................... 9
2.2.5. Água .............................................................................................................. 13
Capítulo 3 .............................................................................................................................. 14
3 Propriedades de Durabilidade do Concreto................................................................... 14
3.1. Durabilidade do Material Concreto....................................................................... 14
3.2. Aspectos que Influenciam a Durabilidade do Concreto........................................ 15
3.2.1. Permeabilidade à Água e aos Gases .............................................................. 15
3.2.2. Ataque por Sulfatos ao Concreto................................................................... 17
3.2.3. Carbonatação ................................................................................................. 19
3.2.4. Corrosão das Armaduras ............................................................................... 21
3.3. Características de Durabilidade do CAA .............................................................. 25
xix
Capítulo 4 .............................................................................................................................. 28
4 Estudo Experimental...................................................................................................... 28
4.1. Materiais Utilizados............................................................................................... 29
4.1.1. Cimento ......................................................................................................... 29
4.1.2. Agregados (Areia e Brita).............................................................................. 29
4.1.3. Resíduo do corte do mármore e granito (RCMG)......................................... 32
4.1.4. Aditivos ......................................................................................................... 38
4.1.5. Água .............................................................................................................. 39
4.1.6. Aço para concreto.......................................................................................... 39
4.2. Composição dos concretos estudados ................................................................... 39
4.2.1. Concreto auto-adensável com RCMG........................................................... 39
4.2.2. Concreto de Referência ................................................................................. 40
4.2.3. Concreto com aditivo inibidor de corrosão ................................................... 42
4.3. Métodos de Ensaio ................................................................................................ 43
4.3.1. Ensaios no estado fresco................................................................................ 43
4.3.2. Ensaios no estado endurecido........................................................................ 45
Capítulo 5 .............................................................................................................................. 58
5 Resultados e Análises.................................................................................................... 58
5.1. Avaliação da trabalhabilidade dos concretos ........................................................ 58
5.2. Resistência à compressão ...................................................................................... 60
5.3. Absorção por sucção capilar.................................................................................. 61
5.4. Permeabilidade do concreto ao ar.......................................................................... 65
5.5. Carbonatação ......................................................................................................... 67
5.6. Ataque por sulfatos................................................................................................ 71
5.7. Resistência à corrosão ........................................................................................... 81
Capítulo 6 .............................................................................................................................. 89
6 Conclusões..................................................................................................................... 89
6.1. Considerações finais.............................................................................................. 89
6.2. Sugestões para trabalhos futuros ........................................................................... 92
Referências ............................................................................................................................ 94
Capítulo 1
1 Introdução
No Japão, em 1988, foi desenvolvido um concreto de alto desempenho com uma
excelente fluidez no estado fresco e alta coesão. Este concreto que possui a capacidade de se
moldar às fôrmas, sem vibração, e passar através das armaduras, sem a ocorrência de
bloqueio, foi denominado concreto auto-adensável (CAA) (OKAMURA, 1997). O CAA é
considerado um avanço no processo de construção de estruturas de concreto, pois aumenta a
produtividade, reduz o contingente de mão-de-obra na hora da concretagem e melhora a
qualidade do concreto e do ambiente de trabalho. Desta forma, o CAA vem ganhando
rapidamente aceitação na indústria da construção civil e sendo visto por muitos, com
potencial para substituir em muitos casos os concretos convencionais.
As misturas de CAA utilizam aditivo superplastificante e adições minerais tipo fíler
e/ou modificadores de viscosidade, além de menor volume e menor dimensão máxima
característica dos agregados graúdos, comparados aos usados nos concretos convencionais
(GOMES, 2002). Em termos gerais, o superplastificante é necessário para produzir um
concreto fluido, enquanto o fíler e o modificador de viscosidade são necessários para manter
a estabilidade da mistura, reduzindo assim fenômenos como a exsudação e a segregação, e
as modificações em relação aos agregados graúdos são para reduzir o risco de bloqueio ao
passar por obstáculos (ZHU & BARTOS, 2003).
O uso de adições minerais provenientes de resíduos industriais como componente do
concreto, principalmente os denominados concretos especiais, tem crescido em vários
países. Seu uso geralmente proporciona ao concreto melhores desempenhos das
propriedades no estado endurecido, além de serem ecologicamente corretos pois aproveitam
resíduos que seriam dispostos no meio ambiente. Os mais utilizados são os provenientes das
indústrias metalúrgicas e termoelétricas, como a sílica ativa, cinzas volantes e escória de alto
forno, além dos resíduos das cinzas das cascas de arroz e pó de calcário.
No CAA o uso dos resíduos como adição do tipo fíler se mostra altamente receptivo,
pois além das melhorias citadas anteriormente, estes finos são importantes para manter uma
2
moderada viscosidade na mistura que é fundamental para o alcance da auto-adensabilidade
desses concretos. No entanto, novas adições provenientes de resíduos indústrias têm surgido
e sido utilizados como material fíler em concretos, é o caso da “lama” gerada no
beneficiamento, principalmente no processo de corte, de blocos de mármore e granito. O
Resíduo de Corte de Mármore e Granito (RCMG) é gerado em grande escala em muitas
partes do Brasil. Em Maceió, estima-se uma produção mensal maior que 1.600
toneladas/mês (LISBÔA, 2004). Esta quantidade de resíduo gerada mostrou que o
aproveitamento do resíduo seria viável do ponto de vista tecnológico, pois seria capaz de
suprir uma possível demanda de produção, como também do ponto de vista ecológico pois
reduziria o risco de degradação ambiental por sua deposição na natureza.
Esses fatores levaram a Universidade Federal de Alagoas através de seus
pesquisadores a desenvolverem diversos trabalhos experimentais utilizando o RCMG como
adição do tipo fíler: em argamassa (TENÓRIO, 2004), em concreto convencional (GOMES
et al.; LAMEIRAS 2004), e em concreto auto-adensável (LISBÔA, 2004; CAVALCANTI,
2006). Tais pesquisas apontam que a utilização do RCMG proporcionou melhoras no
desempenho do concreto no estado fresco, para obtenção do CAA, e nas propriedades
mecânicas das argamassas e dos concretos produzidos. Com relação às propriedades de
durabilidade, GOMES et al. (2006), mostrou no estudo prévio que o CAA usando o RCMG
apresentou algumas propriedades de durabilidade melhoradas em relação aos concretos
convencionais sem RCMG e de mesma classe de resistência à compressão. Porém, neste
estudo prévio ficou comprovada a necessidade de um estudo mais amplo da durabilidade de
CAA usando o resíduo, que pudesse comprovar de forma mais contundente as diferenças e
melhoras alcançadas em relação aos concretos de referência sem adições minerais.
Nesse sentido, dando continuidade às pesquisas anteriores, este estudo experimental
foi desenvolvido a fim de avaliar diferentes propriedades de durabilidade do CAA utilizando
o resíduo RCMG como adição mineral e compará-las com as propriedades obtidas em
concretos de referência sem adição mineral. O CAA utilizado foi obtido em estudos prévios
de CAVALCANTI (2006).
1.1. Objetivo Geral
Este trabalho tem como objetivo principal avaliar algumas propriedades de
durabilidade apresentadas pelo CAA, obtido com adição de um fíler proveniente da indústria
de beneficiamento de mármore e granito (RCMG), e por dois concretos convencionais,
3
sendo um com aditivo inibidor de corrosão e o outro sem; e comparar o comportamento
destes concretos em relação às propriedades avaliadas.
1.2.
1.3.
Objetivos Específicos
Para alcançar o objetivo geral, é necessário cumprir alguns objetivos específicos:
• Determinar e obter os concretos convencionais que serão comparados com o
CAA-RCMG, obedecendo alguns parâmetros de dosagem;
• Definir e conhecer as propriedades que serão analisadas nos concretos;
• Definir e realizar os ensaios que serão usados para determinação das
propriedades que fazem parte desse estudo;
• Analisar as propriedades de durabilidade obtidas dos concretos estudados e
realizar a comparação dos resultados apresentados pelos diferentes concretos.
Estrutura da Dissertação
A dissertação encontra-se dividida em sete capítulos:
1) Capítulo 1: introdução do trabalho, onde é apresentada uma breve definição de
Concreto Auto-adensável, e a relevância do estudo da incorporação de fíleres,
especialmente o Resíduo de Corte de Mármore e Granito (RCMG). Constam
também deste capítulo o objetivo principal e os objetivos específicos do trabalho;
2) Capítulo 2: revisão bibliográfica sobre a tecnologia empregada na obtenção do
CAA, seu histórico e definição, materiais mais largamente utilizados.
3) Capítulo 3: revisão bibliográfica sobre a durabilidade do concreto, alguns dos
principais fatores que influenciam nesta propriedade, algumas das principais
formas de ataque e de deterioração do concreto, a questão da durabilidade no
concreto armado, e os trabalhos já realizados avaliando a durabilidade do CAA.
4) Capítulo 4: apresentação dos métodos utilizados na parte experimental,
envolvendo o estudo das propriedades dos materiais empregados, o estudo da
composição dos concretos auto-adensável e de referência, e os métodos de ensaio
adotados para avaliar e comparar as propriedades de tais concretos.
5) Capítulo 5: apresentação dos resultados dos ensaios, bem como as analises e
comparações entre os comportamentos apresentados pelos diferentes concretos,
principalmente no tocante às propriedades de durabilidade destes.
6) Capítulo 6: considerações finais do trabalho e sugestões para a continuação das
pesquisas.
4
Capítulo 2
2 Concreto Auto-adensável
2.1. Definição e Histórico
O Concreto Auto-adensável (CAA) tem a capacidade de se moldar às fôrmas,
preenchendo os espaços simplesmente pela ação do seu peso, sem a aplicação de vibração
ou de qualquer tipo de energia de compactação externa. A auto-adensabilidade do concreto
no estado fresco é descrita como a habilidade de todo o material preencher espaços e
envolver as barras de aço e outros obstáculos, através, exclusivamente, da ação da força da
gravidade, mantendo uma homogeneidade adequada (BOSILJKOV, 2003).
Para ser considerado auto-adensável, um concreto deverá atender a três propriedades:
a fluidez, a coesão necessária para que a mistura escoe intacta entre barras de aço ou
habilidade passante, e a resistência à segregação (EFNARC, 2005). Segundo NOGUCHI et
al. (1999), a habilidade do concreto fresco passar através de espaços estreitos ou obstáculos
é um dos principais fatores que influem na qualidade final do concreto endurecido, seja ele
convencional ou auto-adensável.
Historicamente, utilizava-se em concretagens submersas, concretos que não exigiam
compactação ou adensamento, dada a difícil acessibilidade ao concreto lançado. No entanto,
estes concretos continham alto teor de pasta de cimento e aditivos plastificantes, e por isso,
apresentavam problemas de retração, calor de hidratação elevado e alto custo. Acredita-se
que o CAA já era utilizado na década de 80 em países como Estados Unidos e Itália com
outra nomenclatura (BARTOS et al., 2000; COLLEPARDI, 2001 apud TUTIKIAN, 2004).
Ainda segundo TUTIKIAN (2004), até a década de 70, o ACI (American Concrete Institute)
não recomendava a utilização de misturas de concreto com abatimento (slump test) maior
que 175 mm, pois havia uma alta ocorrência de exudação. Com o advento dos aditivos
superplastificantes, tornou-se possível dosar concretos fluidos com valores de abatimento
acima de 250 mm com nenhuma ou desprezível exsudação.
5
O CAA assim como o conhecemos hoje, teve início em 1983, nos estudos
desenvolvidos por Hajime Okamura, com intuito de resolver o problema da baixa
durabilidade das estruturas de concreto armado. Dada a baixa qualificação da mão-de-obra
japonesa, faltavam profissionais aptos a executar a devida compactação exigida pelas
estruturas, comprometendo a qualidade final destas. (OKAMURA, 1997). Desta forma,
Okamura tentou adaptar os concretos submersos, resistentes à lixiviação, às estruturas
convencionais, já que aqueles concretos possuíam uma excelente resistência à segregação
devido ao aditivo modificador de viscosidade.
Duas razões impossibilitaram o sucesso dessa solução: as bolhas de ar presentes no
concreto não podiam ser eliminadas por causa da alta viscosidade e era altamente difícil a
compactação deste concreto em áreas com alta densidade de armaduras. Então
direcionaram-se os estudos para a trabalhabilidade do concreto. Através de um experimento
proposto por Hashimoto (OKAMURA, 1997), possibilitou-se observar o movimento dos
agregados graúdos, substituindo-se a argamassa por um material polimérico transparente,
conforme as Figuras 2.1 (a) a 2.1 (d). Observa-se que na Figura 2.1(a) os agregados graúdos
do concreto estão alcançando o canal estreito, enquanto que na Figura 2.1(b), já estão
passando por este canal, e o atrito entre as partículas faz com que estas se aglomerem,
deixando vazios entre si, não ocupando todo o espaço disponível. Nas Figuras 2.1(c) e
2.1(d), a situação se agrava.
Figura 2.1 – Movimento do agregado graúdo (OKAMURA, 1997)
A ocorrência destes vazios entre os agregados dificulta a fluidez do concreto. O
resultado dos experimentos mostra que o bloqueio do fluxo ocorreu em função do contato
entre os agregados graúdos, partindo-se para a limitação da quantidade de agregado graúdo e
6
estabelecimento de necessidade de viscosidade moderada para o concreto (OKAMURA,
1997).
Okamura concluiu então que deveria haver uma tensão de cisalhamento pequena
para o concreto fluir uniformemente através das barras de aço. Assim constatou-se que, esta
tensão de cisalhamento que surge na argamassa, dependeria da relação água/aglomerante, e
que existiria um valor ótimo desta relação para uma menor tensão. Porém o aumento da
relação água/aglomerante diminui a viscosidade do concreto. Por isso, para a produção de
concretos auto-adensáveis é praticamente obrigatório o uso de aditivos superplastificantes
para aumentar a fluidez, e bastante recomendável o uso de adições minerais e/ou aditivos
modificadores de viscosidade, visando aumentar a coesão e a viscosidade da mistura. O
primeiro CAA foi desenvolvido por Ozawa, em 1988, a partir das informações obtidas por
Okamura (OKAMURA, 1997).
2.2. Materiais
Quanto à sua constituição, temos que são empregados no CAA os materiais
comumente empregados nos concretos convencionais, quais sejam, aglomerante (cimento),
agregados (areia e brita) e água, com a inclusão de aditivos químicos e de adições minerais.
Esses materiais que comumente compõem o CAA serão abordados nesta seção.
Cimento
O cimento mais utilizado para produção de CAA é o bastante difundido Cimento
Portland (CP), seguindo recomendações obtidas em alguns estudos, as quais levam em conta
a composição da mistura do CAA.
Sabe-se que a adsorção do aditivo superplastificante pelas partículas do cimento
ocorre preferencialmente nos aluminatos (Aluminato tricálcico - C
3
A e Ferroaluminato
tetracálcico - C
4
AF). Porém, a quantidade destes compostos deve ser moderada, sob pena de
ocorrência de uma adsorção não uniforme. O teor de C
3
A em massa deve ser inferior a 10 %
da massa total do cimento (EFNARC, 2002).
No Brasil, o cimento mais facilmente encontrado é o Cimento Portland Composto
(CP II). Este é o mais comumente utilizado nas misturas de CAA, apresentando em sua
composição o limite máximo de C
3
A é em torno de 8 % (ABCP, 2002).
As composições do CAA tendem a uma maior quantidade de cimento devido ao alto
volume de pasta. Observa-se na literatura que o consumo de cimento varia entre 350 kg/m³ e
7
550 kg/m³ (EFNARC, 2002; GOMES, 2002; LISBÔA, 2004; CAVALCANTI, 2006). A fim
de minimizar os efeitos colaterais provocados pelo alto consumo de cimento, como elevação
da temperatura interna do concreto, tem-se utilizado adições minerais reativas ou inertes, ou
optado por modificações na composição dos compósitos do cimento, como por exemplo,
elevação do teor de belita (forma impura do C
2
S, que, quando utilizado em maiores
proporções diminui o calor de hidratação) (GOMES, 2002).
Agregados
Como visto anteriormente, a obtenção das propriedades de auto-adensabilidade do
CAA exige misturas com elevado volume de pasta e reduzido volume e dimensão máxima
característica do agregado graúdo. O tipo de agregado utilizado é similar àquele utilizado na
maioria dos concretos convencionais, acrescido de algumas recomendações apresentadas na
literatura, tais como:
• O volume de agregado miúdo é fixado em 40 % do volume de argamassa. Já para o
agregado graúdo, a sua quantidade utilizada no concreto deve ser 50 % do volume de
sólidos (OKAMURA, 1997).
• Geralmente são utilizados agregados graúdos com dimensão máxima entre 16 mm e
20 mm. Para o agregado miúdo, todas as areias podem ser utilizadas, contanto que
isenta de agentes nocivos e impurezas. É importante salientar a necessidade de se
fazer um rigoroso controle de umidade dos agregados para a obtenção do CAA
(EFNARC, 2002).
Adições Minerais
As adições minerais são materiais finamente moídos, geralmente adicionados ao
concreto em grandes quantidades, visando à obtenção de características específicas, tais
como: redução de custos, melhora da trabalhabilidade e até mesmo melhora da resistência
do concreto à fissuração térmica, à expansão álcali-agregado e ao ataque por sulfatos
(MEHTA & MONTEIRO, 1994).
As adições podem ser classificadas como predominantemente inertes (API) ou
predominantemente reativas (APR), de acordo com a sua ação no concreto. As APR
contribuem para a formação dos hidratos, como: pozolanas, cinza volante, cinza da casca de
arroz, cinzas da caldeira da queima do bagaço da cana de açúcar, sílica ativa e metacaulim.
Já as API provocam uma ação física, proporcionando uma estrutura com maior
8
compacidade. Alguns exemplos são os fíleres de calcário, quartzo, e o resíduo de corte de
mármore e granito (RCMG) (CAVALCANTI, 2006). Segundo a EFNARC (2002), os dois
tipos de adições podem ser utilizados na produção do CAA.
Dentre os principais benefícios alcançados pela utilização de adições minerais temos:
• Ambiental, quando a adição é um resíduo industrial, pois evita o lançamento do
resíduo diretamente no ambiente.
• Econômico, com a substituição parcial do cimento por resíduo, reduz-se o custo do
metro cúbico de concreto.
• Tecnológico, pela melhora das propriedades do concreto no estado fresco e
endurecido.
Os materiais com uma grande quantidade de finos, selecionados para utilização no
CAA, são de grande contribuição para a fluidez do material (ESPING, 2003). Além da
redução do consumo de cimento e do calor de hidratação, evitando assim a presença de
fissuras internas no concreto, o uso de adições minerais melhora também o comportamento
da microestrutura do concreto, preenchendo os poros de menor escala e aumentando a
viscosidade, o que reduz o atrito entre os agregados, propiciando uma menor ocorrência de
segregação e exsudação.
Para se estudar o comportamento dos grãos das adições minerais, dois parâmetros
recebem uma atenção especial, são eles a superfície específica e o diâmetro dos grãos.
Quanto maior a superfície específica dos grãos, maior será a viscosidade da mistura. Da
mesma forma, diâmetros médios da ordem de 80 μm proporcionam melhores viscosidade e
coesão da mistura do CAA. Assim, uma elevada quantidade de fíleres com alta superfície
específica e agregados de pequena granulometria, são parâmetros de fundamental
importância para um maior controle das propriedades de auto-adensabilidade do CAA
(KHAYAT et al., 1999; NUNES, 2001; ESPING, 2003).
Já para TRAGARDH (1999), os diâmetros médios dos finos precisam apenas serem
inferiores a 125 μm para exercer influência na microestrutura do CAA. WESTERHOLM et
al. (2003) afirma que finos com diâmetro médio de 0 μm a 75 μm e de 75 μm a 125 μm
apresentam resultados similares no tocante às propriedades do CAA no estado fresco. No
entanto, alguns pesquisadores têm obtido CAA’s com alto volume de materiais finos da
ordem de 150 μm, grande parte dessas adições são resíduos industriais, como escória de alto
forno, pozolana natural, cinzas volantes, sílica ativa e fíler de rochas como calcário,
mármore e granito (SAKATA et al., 1995; LISBÔA, 2004; CAVALCANTI, 2006).
9
Tem-se então que concepção da dimensão adequada dos finos para a produção do
CAA tem variado conforme a metodologia adotada pelo autor e o tipo de adição utilizada.
GOMES (2002) utilizou adições com predominância de 100 μm, OKAMURA et al. (2003)
90 μm, e a EFNARC (2002) recomenda 125 μm, dentre outros. Essa definição deve ser
analisada com bastante cuidado, já que afeta diretamente a relação água/finos (a/f), ou seja,
água com relação aos finos (cimento + adições), que é um parâmetro muito utilizado na
dosagem do CAA. Segundo CAVALCANTI (2006), nenhum autor indica diferenças entre
as distintas frações desses finos, mas recomendam que a relação a/f se encontre entre 0,9 e
1,1 (EFNARC, 2002).
Aditivos Químicos
Segundo NEVILLE (1997), embora não sejam de uso obrigatório, assim como o
cimento, os agregados e a água, os aditivos são um componente importante usados
amplamente e de forma crescente. Em grande parte dos países industrializados, considera-se
uma exceção um concreto que não faz uso de aditivos. O grande crescimento no uso de
aditivos se deve às melhorias físicas e econômicas que esse material proporciona ao
concreto, melhorias estas que possibilitam o uso do concreto em condições nas quais se
tornaria impossível o uso do concreto sem aditivos. No CAA, os aditivos químicos mais
largamente utilizados são os superplastificantes e os modificadores de viscosidade.
Superplastificantes
Os superplastificantes são aditivos conhecidos como redutores de água de alta
eficiência, por serem capazes de reduzir o teor de água três a quatro vezes mais, para uma
dada mistura, quando comparados aos aditivos plastificantes. São tensoativos (diminuem a
tensão superficial) de cadeia longa, massa molecular elevada e um grande número de grupos
polares na cadeia do hidrocarboneto (MEHTA & MONTEIRO, 1994).
Quantidades de superplastificantes de até 1 % em relação à massa de cimento podem
ser incorporadas às misturas de concreto sem causar exsudação excessiva e retardamento do
tempo de pega, apesar da consistência ser da ordem de 200 a 250 m de abatimento. É a
dimensão coloidal das partículas de cadeia longa do aditivo, que, provavelmente, obstrui os
canais de fluxo de água de exsudação no concreto, de modo que a segregação não é
geralmente observada em concretos com esse aditivo. A excelente dispersão das partículas
10
de cimento na água (Figura 2.2) parece acelerar a taxa de hidratação, assim, é comum
ocorrer a aceleração da pega e do endurecimento (CAVALCANTI, 2006).
Figura 2.2 - Micrografia de partículas de cimento em uma solução água-cimento (a) - sem
aditivo superplastificante (b) - com aditivo superplastificante (MEHTA & MONTEIRO,
1994).
Os aditivos superplastificantes podem ser de dois tipos: os de 2ª. geração,
constituídos de polímeros sintéticos sulfonados, e os de 3ª. geração, que são os
policarboxilatos. Os policarboxilatos, também conhecidos como poliacrilatos, são capazes
de promover um efeito bastante eficiente na repulsão dos grãos de cimento.
Segundo NUNES (2001), os superplastificantes mais recomendados para a produção
do CAA são os de 3ª. geração, os policarboxilatos, pois, permitem uma maior redução de
água, maiores resistências iniciais, e manutenção de fluidez por um tempo prolongado, em
relação aos aditivos superplastificantes de 2ª. geração.
A incorporação de superplastificante em pastas, argamassas e/ou concretos provoca
alterações nas propriedades e características da mistura, tais como: hidratação, porosidade,
morfologia dos hidratos, evolução da resistência, fluidez, tempo de pega, retração,
segregação e/ou exsudação, dentre outras. No entanto, a utilização desordenada do aditivo
pode afetar de forma negativa tais características na mistura. Para que os efeitos provocados
pela adição do superplastificante sejam satisfatórios, deve ser feito um estudo prévio de
compatibilidade e uma adequada caracterização dos materiais empregados (RONCERO,
2000).
Um importante passo para a obtenção da dosagem do CAA está na determinação da
dosagem do superplastificante em relação à massa de cimento (sp/c), a fim de se determinar
a dosagem ótima de saturação do superplastificante a ser utilizada no concreto, ou seja, o
teor máximo de aditivo capaz de promover aumento da fluidez, pois, acima deste alguns
aspectos negativos podem ocorrer, tais como: segregação e/ou exsudação, fluidez
11
insuficiente para a obtenção do CAA, perda de trabalhabilidade, dentre outros. (GOMES,
2002).
Modificadores de Viscosidade
Aditivos modificadores de viscosidade (AMV’s) podem ser definidos como aqueles
aditivos usados para aumentar a coesão e estabilidade de compostos à base de cimento
(argamassas, grautes e concretos); características estas conseguidas através do aumento da
viscosidade da água de mistura e da capacidade da pasta de cimento em manter seus
constituintes em suspensão. É comum encontrar na literatura referências aos AMV’s como
sendo polissacarídeos solúveis em água (LACHEMI et al., 2004).
Geralmente os AMV’s são usados em associação com outros aditivos como, por
exemplo, redutores de água de alta eficiência ou plastificantes para que se possa obter
concretos fluidos, porém coesos. O AMV interage com a mistura evitando a sua segregação
(SARIC-CORIC et al., 2003).
Os vários tipos de AMV’s solúveis em água formam soluções viscosas que ligam
quimicamente uma certa quantidade da água de mistura na pasta de cimento fresco,
aumentando, dessa forma, a viscosidade e a tensão de escoamento de compostos à base de
cimento. A amplitude do aumento da viscosidade da água depende do tipo e da concentração
do AMV, bem como da taxa de cisalhamento aplicada (KHAYAT, 1998).
Um aumento da dosagem de AMV resulta num nítido aumento da viscosidade.
Compostos modificados com AMV’s exibem um comportamento de afinamento de
cisalhamento (ou pseudoplástico) onde a viscosidade aparente decresce rapidamente com o
aumento da taxa de cisalhamento.
Segundo KHAYAT (1998), a forma de atuação dos AMV’s depende do tipo e da
concentração do polímero usado. No caso dos derivados de celulose, as formas de atuação
podem ser classificadas em:
Adsorção – As moléculas dos polímeros de cadeia longa aderem à periferia das
moléculas de água, adsorvendo e fixando, desse modo, parte da água de mistura e,
por meio disso, expandindo-se. Isto aumenta a viscosidade da água de mistura e do
material à base cimento (graute, concreto etc.);
12
Associação – Moléculas nas cadeias de polímeros adjacentes podem desenvolver
forças de atração, promovendo, assim, bloqueio do movimento da água, causando a
formação de um gel e um aumento na viscosidade;
Entrelaçamento – A baixas taxas de cisalhamento e especialmente em altas
concentrações, as cadeias de polímero podem entrelaçar-se e emaranhar-se,
resultando num aumento na viscosidade aparente. Tal entrelaçamento pode se
desagregar e as cadeias de polímero podem se alinhar na direção do fluxo a altas
taxas de cisalhamento, resultando, conseqüentemente, em afinamento de
cisalhamento.
Embora muitos dos polímeros possam ser usados para aumentar a viscosidade da
água de mistura, nem todos são polímeros pseudoplásticos (apresentam afinamento de
cisalhamento) compatíveis com compostos à base de cimento. Apenas alguns deles podem
ser combinados de forma coerente com aditivos redutores de água e com plastificantes para
produzir concretos altamente fluidos e coesivos.
Os seguintes fatores podem afetar desfavoravelmente o efeito dos AMV’s em
concretos e argamassas:
Conteúdo de cimento - Altos conteúdos de cimento respondem insuficientemente ao
uso de AMV’s. Muitas vezes misturas altamente tixotrópicas (capazes de se afinar
com ação de cisalhamento e retomar sua consistência ao cessar a aplicação da força)
são produzidas mesmo nas mínimas dosagens recomendadas. Dosagens adequadas
para uma certa mistura devem ser estudadas antes do uso no campo;
Temperatura - Altas temperaturas podem causar rápida perda de abatimento,
podendo ser necessário o uso de aditivo retardador em conjunto com AMV;
Características do agregado miúdo - Misturas que contêm uma alta porcentagem de
areia fina com módulo de finura menor que 2,6 mm dão misturas pesadas, as quais
prejudicam a bombeabilidade devido à alta coesão e fricção produzidas no tubo de
bombeamento;
Compatibilidade com outros aditivos - Devido às propriedades surfactantes (diminui
as tensões de superfície) inerentes exibidas por algumas classes destes aditivos, seu
uso junto com outros aditivos, tais como redutores de água, deve ser estudado em
termos dos efeitos colaterais sobre o concreto plástico e endurecido, a saber,
retardamento da pega e incorporação excessiva de ar. As moléculas dos materiais
13
menos surfactantes competem com o superplastificante por lugares de adsorção
sobre a partícula de cimento. Isto irá resultar em maiores dosagens de
superplastificante.
Água
Segundo CAVALCANTI (2006), a quantidade de água a ser utilizada em pastas,
argamassas ou concretos é definida a partir da relação água/cimento (a/c). Quanto maior a
quantidade de água no concreto, menor é a tensão limite de escoamento, aumentando sua
deformabilidade e diminuindo a viscosidade. No entanto, uma elevada quantidade de água
pode provocar a segregação da mistura. Para garantir a grande fluidez do CAA, sem afetar
negativamente as suas propriedades, parte da água pode ser substituída pelo aditivo
superplastificante.
A relação água/finos para o CAA pode apresentar valores diferenciados, de acordo
com o método de dosagem adotado. Esses concretos são mais governados para a relação a/f
do que a relação a/c.
O tipo de superplastificante utilizado, de 2ª. ou de 3ª. geração, é um parâmetro que
influencia no fator a/c e a/f, visto que, estes aditivos químicos são responsáveis por reduzir a
quantidade de água utilizada no concreto, mantendo a mesma trabalhabilidade.
Segundo BILLBERG (1999), a substituição de parte do cimento por resíduos
industriais (finos) para a produção de CAA, acarreta numa redução de a/f, se mantida
constante a relação a/c. Já para OKAMURA et al. (1999), a relação a/c deve estar
compreendido entre 0,9 e 1,0, em volume, dependendo dos materiais utilizados na sua
composição.
De acordo com trabalhos apresentados na literatura com CAA, a relação a/c pode
apresentar valores em torno de 0,3 a 0,5, em massa (OUCHI et al., BILLBERG, DOMONE
et al.; EDAMATSU et al., 1999; GOMES, 2002; LISBÔA, 2004).
14
Capítulo 3
3 Propriedades de Durabilidade do Concreto
3.1. Durabilidade do Material Concreto
A NBR 6118 (2003) define durabilidade como a capacidade da estrutura de resistir
às influências ambientais previstas e definidas em conjunto pelo autor do projeto estrutural,
o responsável técnico da obra e o contratante, no início dos trabalhos de elaboração do
projeto. Em linhas gerais, pode-se dizer que um concreto durável é aquele que apresenta um
bom desempenho em serviço, trabalhando sob as condições para as quais foi especificado.
Isto significa que um concreto que venha a apresentar um bom comportamento numa região
com uma determinada classe de agressividade ambiental ou sob uma determinada condição
climática, pode apresentar comportamentos totalmente adversos, se empregado sob outras
condições.
Assim sendo, uma das etapas mais importantes na especificação de um concreto é
tentar antecipar as condições do ambiente de serviço, identificando os agentes causadores de
deterioração, suas prováveis intensidades e assim prescrever as especificações adequadas,
aliadas a um eficiente sistema de controle de qualidade, de forma a garantir que as
especificações sejam realmente atendidas quando da confecção do concreto.
Segundo NEVILLE (1997) a durabilidade inadequada do material concreto pode se
dar tanto por um dano provocado por agentes externos quanto por fatores inerentes ao
próprio concreto. As formas de ação conhecidas são físicas, químicas e mecânicas. Dentre as
causas de deterioração mecânica destacam-se impacto, abrasão, erosão ou cavitação. As
causas químicas de deterioração podem incluir as reações álcali-sílica e álcali-carbonato,
internamente, e a ação de íons agressivos, como cloretos, sulfatos ou dióxido de carbono e
muitos líquidos e gases naturais e industriais. Já as causas físicas compreendem os efeitos de
altas temperaturas ou de diferenças de coeficientes de dilatação térmica do agregado e da
pasta de cimento hidratado.
15
Ainda segundo NEVILLE (1997), não é simples atribuir um problema de
durabilidade a um fator isoladamente, visto que os diversos processos de deterioração
podem atuar sinergicamente. Assim, relacionam-se, na maioria dos casos, os problemas de
durabilidade à qualidade do concreto, com especial atenção à permeabilidade, pois todas as
influências desfavoráveis decorrem do transporte de fluidos através do concreto, à exceção
das ações de natureza mecânica.
3.2. Aspectos que Influenciam a Durabilidade do Concreto
Como citado anteriormente, a durabilidade das estruturas de concreto armado
depende muito da facilidade com a qual os fluidos, tanto líquidos como gases, podem
ingressar na estrutura e se deslocar no seu interior, trazendo consigo agentes. Entre estes,
tem-se os sulfatos, que agridem o concreto, preponderantemente os cloretos, que
influenciam na corrosão das armaduras, e o CO
2
que provoca a carbonatação do concreto e a
despassivação das armaduras, ou seja, afeta os dois materiais. Os aspectos acima
mencionados são a seguir abordados quanto à sua influência na durabilidade do concreto
armado, sejam eles aspectos intrínsecos ao concreto, ou relacionados a agentes que atacam o
concreto e as armaduras, ou a cada um isoladamente.
Além da redução da permeabilidade do concreto, pode-se aumentar a durabilidade
do concreto armado frente ao ataque de cloretos, através da aplicação de aditivos inibidores
de corrosão à massa de concreto. Trata-se de substâncias químicas que atuam na interface
aço-concreto, incrementando a resistência ao ataque dos íons cloreto, sem alterar
significativamente as demais propriedades do concreto.
Permeabilidade à Água e aos Gases
Segundo NEVILLE (1997), são três os principais fluidos que ao penetrar no concreto
podem deteriorá-lo: água pura ou com íons agressivos, dióxido de carbono e oxigênio. Estes
podem se deslocar através do concreto, mas todo deslocamento depende basicamente da
estrutura da pasta de cimento hidratado. Para obter uma melhor durabilidade, um concreto
deve dificultar a entrada desses fluidos no seu interior. Quando a entrada desses agentes no
concreto se dá por um diferencial de pressão, diz-se que houve uma penetração por
permeabilidade. Por outro lado, quando os gases se deslocam no interior do concreto devido
à diferença de concentração, com pressões e temperaturas iguais, ocorre então a difusão.
Teoricamente, o coeficiente de permeabilidade intrínseca do concreto é o mesmo,
16
independente de se usarem gases ou líquidos no ensaio. No entanto, com gases se obtêm
valores maiores desse coeficiente devido ao fenômeno do deslizamento, isto é, nos limites,
os gases possuem uma velocidade finita enquanto os líquidos possuem velocidade nula por
causa do atrito.
O termo permeabilidade, segundo RAMACHANDRAN & BEAUDOIN (2001), se
refere à resistência que um material poroso tem ao fluxo de um líquido que satura seus
poros. A granulometria do agregado, bem como a natureza e o teor de aglomerante são
fatores que influenciam a permeabilidade das argamassas, sendo que esta propriedade é
diretamente proporcional à relação água/aglomerante e inversamente proporcional à
resistência da pasta aglomerante.
Ainda segundo NEVILLE (1997), a permeabilidade do concreto é fortemente
influenciada pela cura, principalmente em concretos de resistência baixa e moderada, e pelo
teor de umidade. Pesquisas mostram que para um teor de umidade, variando de próximo da
saturação até secagem em estufa, observa-se um aumento do coeficiente de permeabilidade
aos gases de aproximadamente duas ordens de grandeza. Dessa forma, são estabelecidas
diretrizes de forma a obter condições uniformes dos concretos no momento da realização
dos ensaios. Corpos-de-prova na condição seca em estufa apresentam uma maior facilidade
de execução dos ensaios. No entanto, essa condição não é representativa, pois não reflete a
realidade do concreto em serviço. Não obstante, o condicionamento do concreto ao ar, a
umidade constante, mesmo durante 28 dias, não resulta necessariamente uma condição
uniforme de umidade no interior do concreto.
A natureza do sistema de poros no interior da pasta de cimento hidratado e também
na região próxima da interface com o agregado é um aspecto importante para a
permeabilidade. Ocupando entre um terço e metade do volume total da pasta de cimento
hidratada, a interface é o local onde ocorre a microfissuração. Por essa razão, poderia se
esperar que a região de interface contribuísse significativamente para a permeabilidade do
concreto. No entanto, apesar da maior porosidade da região da interface, a permeabilidade
do concreto é controlada pela pasta de cimento hidratada, que é a única fase contínua no
concreto. (LARBI, 1993 apud NEVILLE, 1997)
Segundo NEVILLE (1997), os poros que mais influem na permeabilidade são
aqueles contínuos, com diâmetro de pelo menos 120 nm ou 160 nm. Já os que não exercem
grande influência na permeabilidade, além dos descontínuos, são aqueles que contêm água
adsorvida e aqueles que, embora grandes, tenham uma entrada estreita. Sorção ou absorção
capilar é o resultado de movimentos capilares nos poros do concreto abertos ao meio
17
ambiente, devido à diferença de pressão na superfície livre da água no exterior do concreto e
sua superfície nos poros capilares. Portanto, somente pode ocorrer sucção capilar em
concretos parcialmente secos. Há que se distinguir absorção capilar do termo “absorção”
(por imersão), este último correspondendo à quantidade de volume poroso.
Para POSSER et al. (2004), a absorção de água por capilaridade é definida como a
quantidade total de água absorvida por um material poroso, por metro quadrado, durante um
período pré-determinado. Como os capilares são os espaços ainda não preenchidos pelos
compostos hidratados do aglomerante, a permeabilidade depende do prosseguimento da
hidratação ao longo do tempo, sendo que quanto maior o seu grau de endurecimento, menor
será sua permeabilidade.
O conhecimento da estrutura de poros permite prever a durabilidade de um concreto,
uma vez que possibilita o conhecimento da forma pela qual os agentes agressivos se
difundem ou penetram através do interior da massa de concreto. Uma das formas de se
verificar a configuração da estrutura de poros de um concreto é pelo monitoramento da
absorção capilar.
Segundo FERREIRA (2000), os poros do concreto apresentam uma grande variedade
de dimensões, desde nanométricas até micrométricas. Quando estes poros entram em
contato com uma fase líquida, o líquido é absorvido pelas forças capilares presentes em cada
poro. A força capilar local é inversamente proporcional ao diâmetro dos poros, desta forma,
os poros menores exercem uma maior força capilar (apesar da velocidade de ingresso nos
poros menores ser inferior à dos poros maiores).
Ataque por Sulfatos ao Concreto
Segundo MOURA (2000), apesar da grande importância da água para o concreto,
esta, quando contém algumas substâncias químicas, pode reagir com constituintes da pasta
de cimento, formando compostos expansivos que geram tensões internas, podendo provocar
a fissuração e desagregação, reduzindo significativamente a resistência e a rigidez do
concreto. Se a ação do ataque for suficientemente forte, poderá comprometer mesmo o
concreto de melhor qualidade, ao longo do tempo.
O ataque por sulfatos é uma das principais causas de deterioração do concreto. Os
sulfatos de magnésio, sódio, potássio, amônia e outros reagem tanto com a cal liberada na
hidratação do cimento quanto com os hidratos de aluminato de cálcio. O sulfato de
magnésio, além das reações com o hidróxido de cálcio e com os aluminatos, tem uma ação
mais intensa que os outros sulfatos, pois decompõe os silicatos hidratados. A formação de
18
sulfoaluminato de cálcio é característica das reações entre o C
3
A hidratado e as soluções de
Na
2
SO
4
(DJANIKIAN, 1980, SCHNEIDER & PIASTA, 1991 apud MOURA, 2000).
Segundo FERREIRA (2000), o ataque de sulfatos é caracterizado pela reação
química dos íons de sulfato (como substância agressiva) com os compostos de alumina,
cálcio e hidróxidos do cimento Portland endurecido formando etringita (sulfoaluminato de
cálcio hidratado) e numa escala menor, gesso.
Nos cimentos com teor de C
3
A variando entre 6 % e 12 % a etringita é formada em
dois períodos: nos primeiros estágios de hidratação (antes de 24 horas), devido ao gesso
adicionado ao clínquer; e, posteriormente, quando os íons provenientes do meio, penetram
no concreto e combinam-se com íons cálcio, alumina, sulfato e hidroxila, presentes na
solução dos poros. O processo de cristalização da etringita formada neste segundo período
pode provocar ações deletérias no concreto (MEHTA & MONTEIRO, 1994). Ainda de
acordo com estes pesquisadores, a etringita pode ser classificada, do ponto de vista da
expansão, em dois tipos:
· tipo 1 – são formadas quando as concentrações de íons hidroxila são baixas.
Possuem formas alongadas (de 10 a 100 micra de comprimento), e estreitas. Sua
formação provoca expansões, podendo, também, aumentar a resistência;
· tipo 2 – formadas quando há altas concentrações de íons hidroxila. São
caracterizadas por pequenos cristais de 1 a 2 micra de comprimento.
No início do ataque, a etringita formada ocupa os espaços na rede de poros capilares,
densificando a matriz, sem provocar expansões, podendo aumentar a resistência do concreto.
Com a continuidade do ataque, mais etringita é formada e os espaços já não são suficientes
para acomodar o aumento de volume. Desta forma, as tensões são geradas e provocam
fissuras e, posteriormente, a completa deterioração do concreto. (MOUKWA, 1990 apud
MOURA, 2000)
Ainda segundo MOURA (2000), os sulfatos geralmente estão presentes na água do
mar, em águas subterrâneas, poços de mineração, chuvas ácidas, água de esgoto (ácido
sulfúrico), águas industriais (ácido sulfúrico) e em águas de drenagem de solos fertilizados
(sulfato de amônia). Os sais sólidos não atacam o concreto; entretanto, quando dissolvidos,
podem reagir com a pasta do cimento hidratada.
De acordo com SILVEIRA (1996) apud MOURA (2000), o concreto exposto ao
ambiente marinho pode sofrer efeitos combinados da ação química dos constituintes da água
do mar sobre os compostos hidratados do cimento, da pressão de cristalização dos sais, ação
19
física das ondas, ciclos de molhagem e secagem, ação do congelamento em climas frios e
corrosão das armaduras. A combinação destes efeitos provoca deterioração do concreto de
maneira mais intensa e mais rápida.
Para FERREIRA (2000), o ataque de sulfatos ocorre quando o sistema de poros do
concreto é penetrado por soluções de sulfatos com origem normalmente nas águas dos solos
em contato com o concreto, nas águas do mar ou nos efluentes industriais. Para ele, esta
reação depende dos seguintes parâmetros:
· concentração do íon sulfato;
· cátions presentes na solução de sulfato (sódio, potássio, amoníaco ou magnésio);
· teor de C
3
A do cimento;
· densidade, permeabilidade e a qualidade do concreto em geral.
A ação das águas que contenham um teor de sulfato elevado poderá ser controlada
por concretos executados com cimentos Portland de Resistência a Sulfatos, de Alto-forno
com elevado teor de escórias, Pozolânicos, Aluminosos, Supersulfatados ou, ainda, com
cimentos especiais com variados teores de escórias de alto-forno e clínquer isento ou pobre
de aluminato tricálcico (DJANKIAN, 1980 apud MOURA, 2000). Entretanto, ainda que o
cimento resistente a sulfatos não contenha C
3
A suficiente para a formação de etringita
expansiva, sabe-se que o Ca(OH)
2
e possivelmente o C-S-H são susceptíveis ao ataque tipo
ácido pelos sulfatos (NEVILLE, 1997).
Carbonatação
As estruturas de concreto armado interagem com o meio ambiente através dos poros
da matriz de cimento proveniente do excesso de água adicionado ao concreto para viabilizar
sua mistura, transporte e adensamento. Como já foi explicado anteriormente, os agentes
agressivos presentes na atmosfera podem deteriorar tanto o concreto como as armaduras
através de mecanismos como a difusão, a absorção capilar e a permeabilidade. Entre os
principais agentes que provocam a deterioração das armaduras estão os íons cloretos
presentes em ambientes marinhos e o CO
2
. No caso do CO
2
, ele penetra no concreto através
dos poros por difusão, reduz a reserva alcalina e conseqüentemente o pH que proporciona a
estabilidade do aço do concreto (PESSÔA et al., 2002).
Para SCHRODER & SMOLCZYC (1968) apud CUNHA & HELENE (2001), a
carbonatação é um fenômeno físico-químico decorrente da reação entre os constituintes
ácidos do meio com o líquido intersticial existente nos poros do concreto, que se encontra
20
saturado por hidróxidos de cálcio provenientes da hidratação do cimento, e também, com
outros compostos hidratados do cimento em equilíbrio com o líquido intersticial. O ácido
carbônico (H
2
CO
3
), o dióxido de enxofre (SO
2
) e o gás sulfídrico (H
2
S) são os principais
constituintes ácidos do meio.
O processo ocorre por difusão gasosa do CO
2
(existente na atmosfera) na fase aquosa
dos poros do concreto e pela posterior reação química do CO
2
dissolvido com o hidróxido
de cálcio [Ca(OH)
2
] e outros constituintes sólidos carbonatáveis do concreto, como os
álcalis do cimento [(NaOH) e (KOH)] em menores quantidades no cimento e, a longo prazo,
os silicatos e aluminatos (HELENE, 1981; HELENE, 1993; BALEN & GEMERT, 1994
apud CUNHA & HELENE, 2001).
Para MOURA (2000), a principal reação de carbonatação se dá entre o dióxido de
carbono e o hidróxido de cálcio, conforme apresentado na Equação 3.1:
OHCaCOCOOHCa
2322
)(
+
→
+
(3.1)
A formação do CaCO
3
pode reduzir o pH do concreto da faixa de 12,6 a 13,5 para a
faixa de 8,3 a 9, alterando as condições de estabilidade química que protege as barras de aço
do concreto armado.
Segundo VÉNUAT & ALEXANDRE et al. (1969) apud CUNHA & HELENE
(2001), a umidade relativa do ambiente exerce influência sobre a quantidade de água contida
nos poros do concreto e esta, por sua vez, condiciona a velocidade de difusão do CO
2
. Esta
na fase líquida é aproximadamente 10
4
vezes mais lenta que na fase gasosa, mas a presença
de água é fundamental para a reação. Devido o concreto ser um material microporoso, a
penetração de gás carbônico será governada pela forma da estrutura dos poros e se os poros
do concreto são preenchidos ou não por água. Se os poros se encontrarem secos (sem água),
o CO
2
se difundirá no interior deles, mas a carbonatação não ocorrerá pela falta de água; se
os poros estiverem preenchidos com água, não haverá quase carbonatação, devido à baixa
taxa de difusão do CO
2
na água. Se os poros estiverem apenas parcialmente preenchidos
com água, que é normalmente o caso próximo à superfície do concreto, a frente de
carbonatação avança até profundidades onde os poros do concreto apresentem essa condição
favorável (situação mais desfavorável sob o ponto de vista da despassivação da armadura),
devido a dois fatores, água e possibilidade de difusão de CO
2
.
21
Alguns pesquisadores propõem o estabelecimento de faixas de umidade dentro das
quais a carbonatação ocorreria com mais facilidade. Para HELENE (1981) apud CUNHA E
HELENE (2001), a máxima carbonatação ocorre quando a umidade relativa é mantida entre
60% e 85%; fora dessa faixa, a carbonatação é praticamente insignificante. No entanto,
MOURA (2000) relata que para o ACI – COMMITTEE REPORT 201 (1991), este intervalo
é entre 50 e 75%. Segundo CEUKELAIRE e NIEUWENBURG (1993), a maior velocidade
de carbonatação é observada na umidade relativa de 50%. Quanto à temperatura também
não existe ainda consenso quanto àquela mais propícia à ocorrência de carbonatação.
Com relação à composição química do cimento na reação de carbonatação do
concreto, sabe-se que esta é influenciada pelo teor de álcalis disponível para a manutenção
do pH, ou seja, a carbonatação será menor quanto maior for a reserva alcalina. Segundo
HELENE (1993) apud MOURA (2000), quanto maior a concentração de hidróxido de cálcio
na solução intersticial dos poros, menor será a velocidade de penetração de CO
2
.
Quanto à utilização de adições minerais, sabe-se que se por um lado elas favorecem a
carbonatação reduzindo o pH, por outro lado elas provocam uma densificação da matriz o
que dificulta a penetração de CO
2
. Ainda segundo MOURA (2000), a adição de pozolanas,
como a sílica ativa, por exemplo, em teores que não sejam elevados, proporciona redução da
porosidade do concreto, dificultando a difusão do CO
2
. Porém, altos teores de adição devem
aumentar a espessura da camada carbonatada, devido à redução da reserva alcalina na pasta.
Portanto, existe um limite do teor de adição, abaixo do qual, o efeito da densificação da
matriz é preponderante sobre a redução da alcalinidade, diminuindo, desta forma, a
espessura da camada carbonatada.
Corrosão das Armaduras
No concreto armado, onde o concreto trabalha associado a uma armadura,
geralmente de aço carbono, um dos fatores que mais influencia na sua durabilidade é a
corrosão das armaduras. Segundo HELENE (1993) apud CUNHA & HELENE (2001), a
corrosão pode ser definida como a interação destrutiva de um material com o meio
ambiente, seja por ação física, química, eletroquímica, ou por combinação destas. Como
ações físicas características podem-se citar os fenômenos de cavitação e erosão; como ações
químicas as reações de expansão e de lixiviação dos compostos hidratados da pasta de
cimento Portland em argamassa e concretos e; como ação eletroquímica típica a maioria dos
processos corrosivos de metais em meios aquosos.
22
HELENE (1986) apud CUNHA & HELENE (2001) apresenta que, para que a
corrosão das armaduras no interior do concreto se desenvolva é necessário que existam:
ELETRÓLITO - Meio onde ocorrem pilhas ou células de corrosão de natureza
eletroquímica, que irá conduzir os íons, gerando uma corrente de natureza iônica e, também,
para dissolver o oxigênio. O eletrólito, no concreto, é constituído basicamente pela solução
intersticial aquosa que contém íons em solução (podendo ser fraco, ou seja, com poucos
íons, ou forte, com muitos íons).
DIFERENÇA DE POTENCIAL - (ddp) - entre dois pontos aleatórios da armadura,
seja pela diferença de umidade, aeração, concentração salina, tensão do concreto e/ou do
aço, impurezas no metal, heterogeneidades inerentes ao concreto, pala carbonatação ou pela
presença de íons.
OXIGÊNIO - Que regulará todas as reações de corrosão, dissolvido na água presente
nos poros do concreto.
A presença de agentes agressivos no eletrólito que podem acelerar a corrosão como
por exemplo, os íons sulfetos (S
- -
), os íons cloretos (Cl
-
), o dióxido de carbono (CO
2
), e
outros, é a quarta condição que pode existir, que influencia fortemente o início e a
velocidade do processo corrosivo, pois esses agentes atuam diretamente nas reações
necessárias ao desenvolvimento do processo, acentuam a ddp e facilitam a dissolução da
camada de passivação.
Citando ROGERS (1967) e MIRANDA & BASÍLIO (1987), CUNHA & HELENE
(2001), apresentam as reações que regem o processo de corrosão das armaduras:
Nas zonas anódicas (regiões corroídas) - Onde ocorrem as reações principais de
dissolução do metal (oxidação). O processo anódico ocorre na superfície do metal.
−+
++→+ eHOFeOHFe 8843
432
(3.2)
−++
+→ eFeFe 2
(3.3)
Nas zonas catódicas (regiões não corroídas) - Onde ocorrem reações de redução de
oxigênio. O processo catódico ocorre na interface entre o metal e o eletrólito e depende da
disponibilidade de oxigênio dissolvido e do pH da interface metal-eletrólito. As reações de
maior interesse são:
23
−−
→++ OHeOOH 442
22
(3.4)
2
22 HeH →+
−+
(3.5)
A Figura 3.1 ilustra o mecanismo da corrosão da armadura no concreto, no período
de propagação do fenômeno.
Figura 3.1 - Pilha eletroquímica de corrosão no concreto armado (CUNHA & HELENE,
2001).
Segundo FERREIRA (2000), o ataque por cloretos distingue-se dos outros tipos de
ataques químicos que degradam o concreto dado que o dano principal é a corrosão do aço,
sendo apenas uma conseqüência desta corrosão que o concreto vizinho é deteriorado. A
Figura 3.2 mostra alguns tipos de deterioração sofrida pelo concreto, por causa da corrosão
das armaduras.
24
Figura 3.2 - Deterioração do concreto causada pela corrosão das armaduras (FERREIRA,
2000).
Como visto anteriormente, a corrosão do aço do concreto armado é facilmente
induzida pela presença dos íons de cloro. Um aspecto importante a ser conhecido é quanto
tempo os íons de cloro demoram a passar do ambiente para o concreto e para alcançar uma
concentração suficiente para iniciar a corrosão das armaduras.
Segundo MELO & LIMA (2004), o valor limite para concentração de cloretos no
concreto, abaixo do qual a estrutura não apresente risco de deterioração é um dos pontos de
maior discussão no processo corrosivo. Este limite pode ser dado pela relação Cl
-
/OH
-
, pela
quantidade em massa em relação à água de amassamento (adotado no Brasil) ou como uma
porcentagem em relação à massa de cimento ou de concreto. De acordo com
RAMACHANDRAN & BEAUDOIN (2001), a relação Cl
-
/OH
-
consiste num dos critérios
mais confiáveis para previsão da iniciação da corrosão, segundo eles, ocorrerá corrosão se a
relação Cl
-
/OH
-
for superior a 0,6.
O potencial eletroquímico de corrosão das armaduras imersas no concreto é uma
grandeza que indica a probabilidade de ocorrência de corrosão. Fornece informações
qualitativas que devem ser utilizadas como complemento de outros ensaios e não de forma
isolada (ANDRADE, 1996).
25
O aço imerso no concreto pode ser considerado um eletrodo e apresenta um potencial
que é o resultado da diferença de potencial entre o metal e o meio aquoso presente nos poros
do concreto.
A medida deste potencial é inviável na prática, pois ao inserir um terminal metálico
na solução cria-se outro eletrodo, desta forma mede-se o potencial através de uma célula ou
cela eletroquímica, composta por dois eletrodos, um chamado de referência (calomelano
saturado, prata/cloreto de prata ou cobre/sulfato de cobre) e o outro de trabalho. O eletrodo
de referência é colocado em contato com a superfície do concreto (ANDRADE, 1996). A
utilização da medida do potencial de corrosão tem a vantagem de ser uma técnica não
destrutiva e de fácil aplicação, não sendo necessário o emprego de aparelhos caros e
sofisticados.
3.3. Características de Durabilidade do CAA
Conforme já abordado anteriormente, existem consideráveis diferenças entre as
proporções dos constituintes, formas de compactação e utilização de adições e aditivos do
CAA, com relação aos concretos convencionais, que podem resultar na apresentação de
diferentes propriedades nesses concretos. No entanto, isso depende diretamente da
composição e dos materiais utilizados. Alguns trabalhos têm comprovado diferenças entre
propriedades relacionadas com a durabilidade do CAA e de CC de mesma resistência. sendo
uma tendência do CAA apresentar melhores propriedades.
Na pesquisa realizada por SCHUTTER et al. (2003), foi constatado que o CAA
apresenta permeabilidade à água um pouco menor que o concreto convencional, de mesma
relação água/cimento. A absorção por imersão do CAA é comparável com os valores
obtidos para concreto convencional. Com relação à permeabilidade a gases, o CAA
apresenta-se muito menos permeável.
Ressalta-se que, neste caso, que a estrutura de poros faz uma grande diferença, pois
se observa pelo ensaio de absorção por imersão que os dois concretos estudados possuem
índices de vazios semelhantes, no entanto, dada a diferente estrutura de poros, o CAA
apresenta um desempenho melhor nos testes de permeabilidade aos gases. A interação entre
‘estrutura dos poros’, ‘mecanismos de transporte’ e ‘degradação’ é sistematicamente
mostrado na Figura 3.3.
26
Figura 3.3 – Interação entre a estrutura de poros, mecanismos de transporte e processos de
degradação (SCHUTTER et al., 2003).
O autor cita ainda que menores relações a/c implicam em menores permeabilidades à
água e a gases e reduzem a absorção de água por imersão.
Por sua vez, BOEL et al. (2003), em seu estudo, cita que o concreto convencional
chegou a apresentar valores de absorção de água por imersão ligeiramente menores do que
os obtidos para um dos CAA’s utilizados. No entanto, o autor observa que o coeficiente de
sucção capilar do concreto convencional é cerca de duas vezes maior do que para o CAA, o
que ratifica a observação de SCHUTTER et al. (2003) em sua pesquisa. Além disso, BOEL
et al. (2003) constatou que a utilização de sílica ativa proporcionou menor absorção por
imersão e menor coeficiente de sucção capilar, o que nos leva a concluir que, quando a sílica
ativa é usada em adição ao fíler calcário, há uma acentuada melhoria da estrutura de poros
capilares do concreto.
Segundo BARROS (2006), no trabalho desenvolvido por REINHARDT et al.
(2003), foi constatado que a permeabilidade do CAA aumenta com a temperatura. De
acordo com os autores, o crescimento da permeabilidade com a temperatura é prevista pela
teoria da termodinâmica.
Já PETERSSON et al. (1996), faz referência à zona interfacial de transição (ZIT).
Para ele, a profundidade e a densidade da ZIT são fatores determinantes para a migração de
gases ou cloretos. Nesse estudo realizaram-se medições de penetração de cloretos, as quais
mostraram que o CAA é menos permeável aos íons cloretos do que o concreto
convencional, comprovando que no CAA a microestrutura e especialmente a ZIT são mais
densas do que no concreto convencional.
27
ZHU & BARTOS (2003) defendem que o ingresso de gases, água ou íons em
soluções aquosas no concreto, acontece através dos espaços dos poros da matriz da pasta de
cimento, nas interfaces pasta – agregado e através das microfissuras existentes. Dependendo
das forças que dirijam o processo e da natureza do material transportado, o transporte de
fluidos no concreto é usualmente classificado em três mecanismos principais: difusão,
absorção capilar e permeabilidade. Nesse estudo, foram realizados ensaios de
permeabilidade ao ar, absorção por capilaridade e difusão de cloretos, em concretos auto-
adensáveis e convencionais, além da análise em um CAA sem adição, porém com agente
modificador de viscosidade para manter a estabilidade da mistura fresca. Foi constatado
então que os concretos auto-adensáveis apresentaram considerável redução nos valores da
permeabilidade e absorção por capilaridade, comparados aos concretos convencionais de
mesmo nível de resistência. Em relação à difusão de cloretos, esta foi muito dependente do
tipo de adição utilizada nos concretos. Foi observado ainda que o CAA sem adição, mas
com agente modificador de viscosidade, apresentou maiores valores para permeabilidade,
absorção e difusão de cloretos.
28
Capítulo 4
4 Estudo Experimental
Para o alcance dos objetivos deste trabalho foi desenvolvida uma etapa experimental
que consistiu de quatro fases: 1 - seleção dos materiais constituintes das misturas; 2 -
definição dos ensaios experimentais; 3 - dosagem e produção dos concretos; 4 -
determinação das propriedades dos concretos.
Os concretos produzidos foram: dois concretos de referência, ambos sem adições,
sendo um com aditivo inibidor de corrosão composto e um concreto auto-adensável com
adição de RCMG, com traço determinado em estudo anterior (CAVALCANTI, 2006).
As propriedades determinadas relacionadas à durabilidade dos concretos foram:
permeabilidade ao ar, absorção de água por sucção capilar, resistência à carbonatação,
resistência à corrosão de barras de aço imersas no concreto e resistência ao ataque por
sulfatos.
Toda parte experimental foi realizada no Laboratório de Estruturas e Materiais
(LEMA) do Núcleo de Pesquisas Tecnológicas (NPT) do Centro de Tecnologia (CTEC) da
Universidade Federal de Alagoas (UFAL). A exceção foi a análise de difração de Raio X,
feita nos corpos-de-prova do ensaio de resistência ao ataque por sulfatos, que foi realizada
no Laboratório de Ensaio de Materiais e Estruturas (LABEME) da Universidade Federal da
Paraíba (UFPB).
Para a determinação das propriedades de trabalhabilidade, foram definidos, no estado
fresco, os ensaios de abatimento de tronco de cone, segundo a norma NBR NM 67 (1998),
para os concretos de referência, e o ensaio de espalhamento do tronco de cone “Slump Flow
Test” para o concreto auto-adensável (CAA-RCMG). Ainda para o concreto auto-adensável
foi executado o teste de bloqueio adaptado, no qual se verificou a capacidade deste concreto
de passar por obstáculos, simulando uma situação de concretagem de uma peça com
armadura densa.
29
Para a determinação das propriedades mecânicas foi definido, no estado endurecido,
o ensaio de determinação da resistência à compressão através do rompimento dos corpos de
prova, segundo a NBR 5739 (1994).
Para a determinação das propriedades de durabilidade foram definidos, também no
estado endurecido, os ensaios de permeabilidade ao ar pelo Método de Figg conforme a
norma LNEC E 413 (1993), de absorção de água por sucção capilar pelo método proposto
por KELHAM (1988), modificado por GOPALAN (1996), capacidade de proteção de
armaduras contra a corrosão induzida pela penetração de cloretos conforme a ASTM G 109
(1992), resistência ao ataque por sulfatos baseado no método de KOCH & STEINEGGER
(1960) modificado por MOURA (2000) e propagação da frente de carbonatação segundo o
método proposto por JOHN (1995).
Na escolha dos métodos utilizados, procurou-se aqueles já utilizados com sucesso
por outros pesquisadores, levando-se em conta a exeqüibilidade dos experimentos em
laboratório e a geração de dados que facilitassem a comparação entre os concretos
estudados.
4.1. Materiais Utilizados
Cimento
O cimento utilizado foi do tipo Portland Composto, CP II-Z-32, obedecendo às
especificações da norma NBR – 5732 (1991), escolhido por ser o mais largamente utilizado
nesta região.
Agregados (Areia e Brita)
O agregado miúdo utilizado foi areia natural quartzosa, proveniente do Município de
Murici/AL, extraída do Rio Mundaú, comercializada no mercado do Maceió.
Suas características físicas determinadas foram: massa específica (NBR NM 52,
2003), absorção (NBR NM 30, 2001), massa unitária em estado solto (NBR NM 45, 2006),
composição granulométrica, segundo NBR NM 248 (2003) (granulometria, dimensão
máxima característica e módulo de finura), teor de materiais pulverulentos (NBR NM 46,
2003) e impurezas orgânicas (NBR NM 49, 2001).
O agregado graúdo utilizado foi pedra britada de origem granítica vendida no
mercado de Maceió como “brita 0”, proveniente de uma jazida e pedreira localizada no
30
Município de Rio Largo/AL. O uso da brita 0 foi em atendimento às referências sobre o
CAA, que indicam o uso de menores diâmetros máximos característicos de agregado
graúdo.
As características físicas determinadas para o agregado graúdo foram: massa
específica e absorção (NBR NM 53, 2003), massa unitária em estado solto, massa unitária
em estado compactado e seco (NBR NM 45, 2006), composição granulométrica, de acordo
com NBR NM 248 (2003) (granulometria, dimensão máxima característica e módulo de
finura), teor de materiais pulverulentos (NBR NM 46, 2003), e índice de forma (NBR 7809,
2006).
As características dos agregados são apresentadas nas Tabelas 4.1 e 4.2 e na Figura
4.1, as amostras utilizadas nesses ensaios foram obtidas seguindo a metodologia das normas
NBR NM 26 (2001) e NBR NM 27 (2001).
Tabela 4.1– Caracterização dos agregados.
Ensaios Brita Areia
Massa específica (g/cm³) 2,65 2,61
Massa unitária-estado solto (g/cm³) 1,38 1,45
Massa unitária - estado compactado (g/cm³) 1,46 -
Absorção (%) 0,82 0,60
Teor de materiais pulverulentos (%) 0,59 1,32
Impurezas orgânicas húmicas (ppm) - 250
Índice de forma 2,21 -
Índices granulométricos
Dimensão máxima característica (mm) 12,5 2,36
Graduação granulométrica Não se enquadra Média
Módulo de finura 6,11 2,49
Observa-se na
Tabela 4.1 que as massas específicas dos agregados utilizados
apresentaram valores próximos dos encontrados normalmente na literatura. Nem a areia nem
a brita ultrapassaram os limites máximos em percentagem de massa de materiais
pulverulentos nos agregados, permitidos pela NBR NM 46 (2003). Segundo ela, os limites
máximos para a areia e para a brita são respectivamente 5 % e 1 %.
O índice de forma dos grãos da brita apresentou valor menor que 3, indicando que
não se trata de um agregado com partículas de forma lamelar acima do permitido. Isto é, não
se verifica a predominância de partículas achatadas, ou seja, duas dimensões prevalecendo
sobre a terceira, conforme determinado pela NBR 7809 (2006). Partículas finas e achatadas
31
podem reduzir a resistência do concreto quando o agregado tem uma carga aplicada no seu
lado achatado.
O agregado miúdo utilizado se enquadra como areia média, de acordo com NBR
7211 (2005), e sua dimensão máxima característica é de 2,36 mm. Já o agregado graúdo,
não se enquadra nas faixas estabelecidas pelas normas brasileiras, nem como brita 0, nem
como brita 1 de acordo com NBR – 7211 (2005). Em função disso a brita utilizada foi
chamada de 12,5 mm. Na Tabela 4.2 e na Figura 4.1 a seguir apresentam-se,
respectivamente, as composições granulométricas da areia e da brita, e os gráficos das
composições granulométricas da brita 12,5 e da areia média utilizada.
Tabela 4.2– Composição granulométrica da areia e da brita utilizada.
Brita Areia
Peneiras
% retida
% retida
acumulada
% retida
% retida
acumulada
12,5 mm 0,4 0,4 - -
9,5 mm 22,0 22,4 - -
6,3 mm 51,7 74,1 - -
4,75 mm 17,5 91,6 1,1 1,1
2,36 mm 7,0 98,6 3,4 4,5
1,18 mm 0,5 99,1 10,8 15,3
600 μm 0,3 99,4 28,2 43,5
300 μm 0,2 99,6 43,5 87
150 μm 0,2 99,8 10,8 97,8
Fundo 0,2 100,0 2,2 100,0
Total
100,0 - 100,0 -
Figura 4.1 - Curvas granuloméricas da brita 12,5 e da areia média.
32
Resíduo do corte do mármore e granito (RCMG)
O resíduo utilizado nesta pesquisa é oriundo dos tanques de decantação de uma das
indústrias de beneficiamento de blocos de mármore e granito do Estado de Alagoas. Os
detalhes da coleta e do processamento do resíduo para a utilização no CAA são descritos a
seguir.
Geração do Resíduo
A transformação dos blocos de rochas em chapas, nas indústrias de beneficiamento
de mármore e granito, gera uma quantidade significativa de resíduo em forma de lama. Esta
lama é formada pela utilização de uma polpa nos teares (equipamento usado para o corte dos
blocos), com o objetivo de lubrificar e resfriar as lâminas, bem como evitar sua oxidação,
impedindo o aparecimento de manchas nas chapas. Essa polpa é geralmente constituída de
água, granalha e cal moída. É comum a substituição da cal por outros materiais como
calcário moído e escória de alto forno (NEVES, 2002 apud CAVALCANTI, 2006).
A maior quantidade de resíduo é produzida na etapa chamada de desdobramento ou
serragem do bloco de granito ou mármore. Esta etapa consiste na transformação dos blocos
de rochas em chapas, por meio dos teares. Os teares (Figura 4.2) são equipamentos robustos
constituídos por quatro colunas, que sustentam quadros que realizam movimentos
pendulares. Nesses quadros são dispostas lâminas de aço carbono de alta dureza e boa
resistência mecânica, de forma a resistir aos esforços de tração e abrasão. (NEVES, 2002
apud CAVALCANTI, 2006).
33
Figura 4.2 – (a) Vista frontal da entrada dos teares; (b) Bloco na saída dos teares já
desdobrado em chapas; (c) Parte mecânica dos teares; (d) Vista lateral dos teares (LISBÔA,
2004).
Durante o processo de serragem a mistura abrasiva é bombeada sobre os blocos de
forma homogênea e contínua, em todas as lâminas (cerca de 100 lâminas constituem os
teares, atualmente). Em geral, estes sistemas são constituídos de distribuidores multibraços,
cada qual com bicos para a aspersão do fluido abrasivo (NEVES, 2002 apud
CAVALCANTI, 2006).
A granalha tem função abrasiva no processo de corte, isto é, ela atua como auxiliar
às lâminas dos teares. É comum neste processo perder-se até 30 % dos blocos, na forma de
costaneiras e lamas abrasivas. Outras perdas costumam ocorrer por quebra de placas, falhas
de empilhamento, defeitos de corte, uso de polpa abrasiva de composição inadequada,
lâminas de corte pouco tencionadas e blocos fraturados, totalizando cerca de mais 10 %.
Adicionem-se a isso as perdas durante a manufatura de ladrilhos, na aplicação de pedras
ornamentais na construção civil, e os rejeitos do polimento que podem chegar a outros 30 %
(NEVES, 2002 apud CAVALCANTI, 2006).
Finalizado o processo de desdobramento dos blocos para obtenção das chapas brutas,
inicia-se a fase de acabamento, onde as chapas são submetidas ao corte das arestas e ao
34
polimento da superfície superior (Figura 4.3), gerando uma pequena quantidade de resíduo
em comparação com as etapas anteriores.
Figura 4.3 – (a) Processo de corte das chapa brutas; (b) Processo de polimento das chapas
(LISBÔA, 2004).
O resíduo gerado durante o processo de polimento não contem granalha, visto que
esta é usada apenas na composição da lama abrasiva empregada no desdobramento dos
blocos. Este resíduo sem granalha é bombeado para tanques com água (Figura 4.4), até que
estes atinjam sua capacidade limite, quando então o resíduo sem granalha é novamente
bombeado juntamente com a água do tanque para as lagoas, onde se misturam com o resíduo
de corte, contendo granalha.
Figura 4.4 – (a) Detalhe da valeta que leva o resíduo aos tanques com água; (b) Material dos
tanques sendo bombeado para as lagoas (LISBÔA, 2004).
Coleta do Resíduo
Ao atingirem seus níveis máximos de armazenamento, as lagoas deixam de receber
temporariamente o resíduo e entram num processo de evaporação da água, ficando o resíduo
35
acumulado em camadas úmidas, conforme a Figura 4.5 (a). A camada de resíduo mais
superficial apresenta um acentuado processo de corrosão da granalha (Figura 4.5 – b)
(CAVALCANTI, 2006).
Figura 4.5 – (a) Detalhe da lagoa em sua fase madura; (b) Detalhe da camada corrosiva
provocada pela presença de granalha (CAVALCANTI, 2006).
Foi neste estado, após a evaporação de parte da água que o resíduo foi coletado para
a realização deste trabalho. Esta coleta se deu com o resíduo ainda úmido, sendo
transportado em tonéis para o laboratório, conforme mostra a Figura 4.6. Chegando ao
laboratório, o resíduo foi espalhado em lonas para a pré-secagem e depois foi devolvido aos
tonéis para armazenamento.
Figura 4.6 – (a) Pré-secagem do resíduo espalhado sobre lona plástica; (b) Resíduo
armazenado em tonéis após a pré-secagem.
36
Preparação do Resíduo
O RCMG utilizado neste trabalho é o passante na peneira com malha de abertura de
300 μm, denominado RCMG # 300 μm, conforme determinado por CAVALCANTI (2006).
Como já citado no Capítulo 2, as dimensões dos grãos de finos geralmente utilizados em
CAA, para garantir os parâmetros de auto-adensabilidade do concreto, se enquadram nesta
faixa de intervalo. A escolha de 300 μm se baseia no grau de dificuldade para a produção do
RCMG, visto que, a utilização de um resíduo mais fino se tornaria impraticável, devido ao
lento processo de peneiramento do material e da necessidade de grandes quantidades de
RCMG nas dosagens dos concretos, para a realização dos ensaios e moldagem de c.p.
cilíndricos.
Segundo CAVALCANTI (2006), a utilização do resíduo com menor granulometria
proporcionou uma mistura mais coesa, dispensando o uso de adições complementares, como
a sílica ativa adotada por LISBÔA (2004).
Já realizada a pré-secagem, o resíduo é destorroado (Figura 4.7 – a) para a destruição
dos torrões formados. Após o destorroamento, o resíduo é passado na peneira com abertura
de malha de 600 μm e então levado à estufa para concluir a secagem. Uma vez seco, o
resíduo é finalmente passado na peneira de abertura da malha de 300 μm (Figura 4.7 – b), o
que seria impraticável se o mesmo apresentasse umidade higroscópica, devido à pequena
abertura da malha. Feito isto, o resíduo peneirado foi armazenado em baldes com tampa
(Figura 4.7 – c), estando pronto para ser utilizado.
Figura 4.7 – (a) Apiloamento do resíduo; (b) Peneiramento; (c) Resíduo estocado e pronto
para ser utilizado.
Caracterização do Resíduo
Após todo o processo de coleta e preparação do resíduo, foram coletadas amostras do
mesmo e submetidas aos ensaios de caracterização. As características do RCMG # 300 μm
são apresentadas nas Tabelas 4.3 e 4.4 e na
Figura 4.8.
37
A análise granulométrica do RCMG, através do ensaio de granulometria a laser, foi
realizada no Laboratório de Engenharia Química / UFAL, assim como a análise da
composição química do mesmo. O ensaio para determinação da massa específica real do
resíduo é realizado pelo Método do Picnômetro, de acordo com a NBR NM 52 (2003). Já o
ensaio para a determinação da superfície específica do resíduo é realizado pelo Método de
Blaine, de acordo com a NBR NM 76 (1998).
Tabela 4.3 – Características do resíduo estudado.
PROPRIEDADE RCMG
Tipo Inerte
Material retido na peneira de 300 μm
0,56%
Granulometria (Método Laser)
% passante (μm)
3
32
45
63
88
100
150
(%)
24,08
82,97
91,77
94,78
97,56
98,06
99,15
Massa específica real pelo Método do Picnômetro (g/cm
3
) 2,69
Superfície específica pelo Método de Blaine (m²/kg) 0,34
Figura 4.8 – Resultado da granulometria à laser.
38
Tabela 4.4 – Composição química do RCMG.
Composição Química – RCMG
Pr (Perda ao rubro) 2,14 %
SiO
2
(Óxido de silício) 56,89 %
RI (Resíduo insolúvel) 6,77 %
Fe
2
O
3
(Óxido de ferro) 9,58 %
Al
2
O
3
(Óxido de alumínio) 15,08 %
CaO (Óxido de cálcio) 5,88 %
MgO (Óxido de magnésio) Traços
Na
2
O (Óxido de sódio) 1,45 %
K
2
O (Óxido de potássio) 1,68 %
Aditivos
Os aditivos utilizados foram: plastificante, superplastificante e inibidor de corrosão.
O aditivo plastificante, cujas propriedades fornecidas pelos fabricantes se encontram na
Tabela 4.5, foi utilizado nos concretos de referência com o objetivo de proporcionar melhor
trabalhabilidade. O aditivo superplastificante de última geração, com base em uma cadeia
policarboxílica, com propriedades apresentadas na Tabela 4.6, foi utilizado no concreto
auto-adensável para conferir a fluidez necessária à obtenção do CAA. Os aditivos,
plastificante e superplastificante, foram dosados em relação à massa de cimento,
obedecendo, respectivamente, às relações plastificante/cimento (p/c) = 0,65 e
superplastificante/cimento (sp/c) = 0,525. Foi considerada somente a parte sólida, ou seja,
não foi considerada a água contida na solução do aditivo.
O aditivo inibidor de corrosão composto, proposto pelo Departamento de Química da
Universidade Federal de Alagoas, com o objetivo de conferir uma maior proteção contra a
ocorrência da corrosão das armaduras, apresenta-se em pó, contendo em sua composição
molibdato de sódio (2%) e tiouréia (0,67%) em relação à massa de cimento. O molibdato de
sódio utilizado foi de nível técnico, adquirido em empresa local e tiouréia PA, visto que não
havia disponibilidade deste produto em nível técnico. A dosagem de aditivo inibidor de
corrosão composto aqui utilizada foi uma entre as estudadas anteriormente, com resultados
promissores quanto à diminuição da taxa de corrosão (UCHÔA, 2007).
39
Tabela 4.5 – Propriedades do plastificante.
Função principal Plastificante multidosagem
Base química Lignosulfonatos
Densidade (g/cm
3
) 1,16 – 1,20
Teor de sólidos (%) 34 – 38
Aspecto Líquido
Cor Castanho escuro
pH 7 a 9
Tabela 4.6 – Propriedades do superplastificante.
Função principal Superplastificante 3ª geração
Base química Policarboxilatos
Densidade (g/cm
3
) 1,067 – 1,107
Teor de sólidos (%) 28,5 – 31,5
Aspecto Líquido viscoso
Viscosidade (cps) 95 – 160
Cor Bege
pH 5 a 7
Água
Na produção dos concretos foi utilizada água potável proveniente do sistema de
abastecimento de água da Universidade Federal de Alagoas – UFAL. A relação
água/cimento utilizada foi de 0,5 e foi mantida fixa para todos os concretos, sendo
descontada a água já presente nas soluções dos aditivos e acrescida a água de absorção dos
agregados.
Aço para concreto
O aço utilizado nos ensaios de avaliação da corrosão das armaduras foi do tipo CA-
50 – aço para concreto armado com resistência nominal ao escoamento de 50 kN/cm
2
.
Foram utilizadas barras de diâmetro nominal de 12,5 mm. O peso específico nominal do aço
foi de 7.850 kgf/m
3
.
4.2. Composição dos concretos estudados
Concreto auto-adensável com RCMG
O concreto auto-adensável com RCMG, denominado CAA-RCMG, foi desenvolvido
nos estudos de CAVALCANTI (2006) e sua composição é mostrada na Tabela 4.7. A
40
obtenção da mistura foi baseada no procedimento de GOMES (2002). A determinação da
dosagem ótima de superplastificante foi definida na pasta e na argamassa, chegando-se à
relação ótima superplastificante/cimento de 0,525, considerando-se apenas o teor sólidos. A
relação fíler/cimento (f/c) foi definida 0,5 nos estudos de CAVALCANTI (2006), assim
como a relação água/cimento (a/c). A determinação do esqueleto granular, isto é, a relação
agregado graúdo/agregado miúdo, que se baseia na NBR NM 248 (2003), foi definida pela
maior massa unitária (M.U.) e o menor índice de vazios da relação agregado
graúdo/agregado miúdo, nos quais ficam determinados os percentuais de agregados, o
menor volume de vazios das diversas combinações, e conseqüentemente, o menor volume
de pasta na mistura de concreto. A relação encontrada com menor índice de vazios entre a
areia (2,36 mm) e a brita (12,5 mm), foi de 50 %, com massa unitária (M.U.) = 1777 kg/m
3
e
32,4 % de índice de vazios, a qual foi adotada na mistura. Finalmente, com o esqueleto
granular e a pasta e definidos, variou-se o volume da última, determinando o volume que
proporcionaria ao concreto um melhor desempenho no alcance às propriedades de auto-
adensabilidade. Nesse estudo, o CAA utilizado contém 40 % de volume de pasta em relação
ao volume total de concreto.
Tabela 4.7 – Composição do CAA-RCMG.
CAA-RCMG kg/m
3
Cimento 392
RCMG (f/c = 0,5) 196
Água (a/c = 0,5) 191
Superplastificante (sp/c = 0,525%) 6,86
Areia 783
Brita 795
Total 2.363,9
Concreto de Referência
O Concreto de Referência, denominado de C-REF, foi obtido com base no método
de dosagem da ABCP (Associação Brasileira de Cimento Portland), apresentado por
RODRIGUES (1998), mantendo-se inalterados o consumo de cimento e o fator
água/cimento, em relação ao CAA-RCMG. Para promover a trabalhabilidade da mistura, foi
utilizado 0,65% de aditivo plastificante, considerando-se somente a parte sólida, ou seja, não
foi considerada a água contida na solução do aditivo, em relação à massa de cimento.
Os cálculos realizados para obtenção da dosagem do C-REF a partir do CAA-RCMG
com base no método proposto pela ABCP são descritos a seguir.
41
a) Consumo de cimento e fator água/cimento, mantidos do CAA-RCMG
Consumo de cimento = 392 kg/m3
Fator água/cimento = 0,5
b) Determinação dos agregados
Com o módulo de finura da areia e a dimensão máxima característica do agregado
graúdo, obtém-se através do método da ABCP, fazendo-se uso de interpolação, o volume
compactado seco do agregado graúdo por metro cúbico de concreto.
Tabela 4.8 – Volume compactado seco (Vc) de agregado graúdo por m³ de concreto
(RODRIGUES, 1998).
D
máx
(mm) MF
9,5 19,0 25,0 32,0 38,0
1,8
0,645 0,770 0,795 0,820 0,845
2,0
0,625 0,750 0,775 0,800 0,825
2,2
0,605 0,730 0,755 0,780 0,805
2,4
0,585 0,710 0,735 0,760 0,785
2,6
0,565 0,690 0,715 0,740 0,765
2,8
0,545 0,670 0,695 0,720 0,745
3,0
0,525 0,650 0,675 0,700 0,725
3,2
0,505 0,630 0,655 0,680 0,705
3,4
0,485 0,610 0,635 0,660 0,685
3,6
0,465 0,590 0,615 0,640 0,665
Sendo o módulo de finura da areia de 2,49 e a dimensão máxima característica da
brita de 12,5 mm, fez-se necessária uma interpolação, com a qual, obteve-se o valor de Vc
de 0,615. Obtido o Vc, o consumo de brita é dado pela expressão:
ccb
MVC
×
= (kg/m³)
(4.1)
Onde Mc é a massa unitária compactada do agregado graúdo.
Determinados os outros materiais, o volume da areia (Vm) é determinado admitindo-
se que o volume do concreto é a soma dos volumes absolutos de todos os materiais, assim:
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
++−=
a
a
b
b
c
m
CC
C
V
ρρρ
1
(4.2)
42
Onde C, ρ
c
, C
a
, ρ
a
e C
b
, ρ
b
, são, respectivamente, os consumos e as densidades do
cimento, da água e da brita.
Desta forma, o consumo de areia é dado pela expressão:
mmm
VC
×
=
ρ
(4.3)
Onde ρ
m
, é a massa específica da areia.
c) Determinação da quantidade de água
A quantidade de água foi determinada obedecendo a relação a/c = 0,50,
acrescentando-se a água de absorção, calculada a partir das absorções da areia e da brita.
Desta foi descontada a água contida no plastificante que adicionado em 0,65 % da massa de
cimento.
Com a obtenção das dosagens de cada componente a composição do concreto de
referência é definida, como mostra a Tabela 4.9.
Tabela 4.9 – Composição do concreto de referência.
Concreto de referência kg/m
3
Cimento 392
Areia 887
Brita 895
Água (a/c = 0,5) 191
Plastificante (p/c = 0,65%) 2,55
Total 2.367,6
Concreto com aditivo inibidor de corrosão
O aditivo inibidor de corrosão composto, já apresentado em 0, apresenta-se em pó, e
é adicionado à mistura na proporção de 2 % de molibdato de sódio e 0,67 % de tiouréia, em
relação à massa de cimento, segundo UCHÔA (2007). Por se apresentar em pó, o aditivo
inibidor de corrosão composto foi dissolvido em uma parte da água já prevista para a
mistura, antes da colocação na betoneira. Este concreto é denominado neste trabalho como
C-I-COMP e sua composição é apresentada na Tabela 4.10.
43
Tabela 4.10 – Composição do C-I-COMP.
C-I-COMP kg/m
3
Cimento 392
Inibidor de corrosão composto
- Molibdato de sódio (2%) 7,84
- Tiouréia (0,67%) 2,63
Areia 887
Brita 895
Água (a/c = 0,5) 191
Plastificante (p/c = 0,65%) 2,55
Total 2.378,0
4.3. Métodos de Ensaio
Ensaios no estado fresco
Para os concretos de referência no estado fresco foi realizado o ensaio de abatimento
de tronco de cone, segundo a norma NBR NM 67 (1998), conforme mostra a Figura 4.9.
Figura 4.9 – Ensaio do abatimento do tronco de cone para concretos convencionais.
Já para o concreto auto-adensável (CAA-RCMG), o ensaio do tronco de cone foi
utilizado para medir o espalhamento “Slump Flow Test”, sendo anotados o tempo em que o
concreto se espalha até o diâmetro de 50 (cinqüenta) centímetros, “T
50
”, e o diâmetro final
do concreto espalhado, através da média de duas medidas perpendiculares entre si, conforme
esquematizado na
Figura 4.10.
44
Figura 4.10 – Ensaio do espalhamento (CAVALCANTI, 2006).
Ainda para o concreto auto-adensável foi executado o teste de bloqueio adaptado, no
qual se verificou a capacidade deste concreto de passar por obstáculos, simulando uma
situação de concretagem de uma peça com armadura densa. A Figura 4.11 mostra o esquema
geral desse teste.
Figura 4.11 – Teste de bloqueio (CAVALCANTI, 2006).
Os demais ensaios para verificação da auto adensabilidade do concreto, bem como
aqueles referentes às fases de pasta e argamassa, não foram aqui executados devido ao fato
de já terem sido realizados durante o desenvolvimento do concreto CAA-RCMG no estudo
realizado por CAVALCANTI (2006).
45
Ensaios no estado endurecido.
Resistência à Compressão
Para determinação da resistência à compressão foram utilizados corpos-de-prova
cilíndricos com 10 cm de diâmetro e 20 cm de altura (10 x 20), moldados conforme a NBR
5738 (2003) e rompidos segundo a NBR 5739 (1994), aos 28 dias de idade, com dois
corpos-de-prova para cada idade.
Absorção por sucção capilar
Para o estudo da absorção capilar dos concretos, utilizou-se aqui o método proposto
por KELHAM (1988), modificado por GOPALAN (1996), que se baseia no princípio de
ganho de massa de placas de concreto submersas, ao longo do tempo. Estando os corpos-de-
prova submersos, existe a ocorrência de empuxo, o que torna válidos os resultados apenas
para comparação entre testes realizados nas mesmas condições. Foram utilizados corpos-de-
prova de 25 mm de espessura, impermeabilizados nas superfícies laterais com resina acrílica
e uma placa de PVC, fixada com cola de silicone, com um tubo de plástico na extremidade
superior do corpo-de-prova. A finalidade do tubo é fazer o contato com a pressão
atmosférica. A Figura 4.12 mostra o esquema do corpo-de-prova em ensaio.
Figura 4.12 – Esquema do ensaio de absorção capilar. (MOURA, 2000)
Fixadas as placas, os corpos-de-prova foram colocados em um reservatório com água
a um nível tal que pelo menos metade do tubo plástico ficasse de fora. Os corpos-de-prova
foram pesados periodicamente, sem serem retirados da água. Assim, mede-se o acúmulo de
46
massa do corpo-de-prova submerso, ao longo do tempo. Plota-se, então, os pontos de ganho
de massa em função da raiz quadrada do tempo. Depois são traçadas duas retas (regressão
linear), a partir destes pontos: uma referente ao período de absorção inicial e a outra no
trecho de saturação, quando se observa uma redução no incremento de massa. O ponto de
interseção entre estas duas retas, denominado “nick point”, corresponde ao início da
saturação do corpo-de-prova. A taxa de absorção é dada pela relação entre a inclinação da
reta de absorção inicial, fornecida pela equação da linha de tendência, e a área da seção
transversal do corpo-de-prova. No ensaio de absorção por sucção capilar, além da taxa de
absorção, é também determinada a resistência capilar, que é calculada segundo a Equação
4.4:
2
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
e
t
R
np
(4.4)
sendo:
R = resistência capilar (s/m
2
)
np
t
= valor correspondente ao “nick point” no eixo das abcissas
e = espessura do corpo-de-prova (m)
Vale salientar que os dados gerados por este ensaio, foram determinantes na escolha
deste, visto que proporcionam uma melhor comparação entre os concretos, aliados a sua
facilidade de execução. As placas de concreto foram fatiadas de um corpo-de-prova de
dimensões (10 x 10 x 28) cm, após cura em câmara úmida. Foram aproveitadas apenas as
fatias referentes às extremidades do corpo-de-prova, de forma a reproduzir o efeito das
fôrmas, totalizando dois corpos-de-prova para cada concreto ensaiado. As Figuras 4.13 e
4.14, mostram, respectivamente, o detalhe do corpo-de-prova com a placa de PVC
posicionada, o esquema geral do ensaio com balança de precisão e reservatório de água e o
ensaio em andamento, com cesto metálico utilizado para possibilitar a pesagem dos corpos-
de-prova submersos. Note-se a utilização de espaçadores entre o corpo-de-prova e o fundo
do reservatório, proporcionando o total acesso da água.
47
Figura 4.13 – Corpo-de-prova com placa de PVC posicionada.
(a) (b)
Figura 4.14 – (a) Esquema geral do ensaio com balança de precisão e reservatório de água;
(b) Corpos-de-prova posicionados com ensaio em andamento.
Permeabilidade do concreto ao ar
O ensaio para determinação da permeabilidade do concreto ao ar foi realizado pelo
método de Figg, conforme documentação normativa E 413 (1993) do LNEC (Laboratório
Nacional de Engenharia Civil – Portugal).
Foi utilizado um corpo-de-prova prismático de dimensões 50 cm x 15 cm x 15 cm,
para cada concreto estudado. Em uma das faces longitudinais, foram realizados 05 furos
com diâmetro de 6 mm e profundidade de 4 cm, igualmente espaçados, com utilização de
furadeira de bancada.
48
A Figura 4.15 mostra o detalhe da furadeira de bancada. Sua utilização facilitou a
execução dos furos no concreto, principalmente nas idades mais avançadas, nas quais o
concreto já apresentava uma resistência elevada.
Figura 4.15 – Detalhe da execução dos furos no concreto com furadeira de bancada.
A cura dos prismas foi feita em tanque de imersão. Após a retirada do tanque de
cura, na idade do ensaio, o corpo-de-prova foi levado à estufa à temperatura de 105 ºC, onde
permaneceu por 24 horas. Após secagem em estufa, o prisma foi mantido a temperatura
ambiente por 24 horas para resfriamento. Feito isto, os furos foram realizados e o ensaio foi
executado. Aos 07 e 28 dias, os furos foram executados nas faces laterais do prisma e aos
91 dias, na face inferior do corpo-de-prova prismático, desprezando-se o topo do prisma, o
qual apresentou as maiores irregularidades.
A execução do ensaio pelo método de Figg consiste em aplicar, com a utilização de
agulha (utilizada em coletas sangüíneas) conectada através de mangueira a uma bomba de
vácuo, uma pressão de -55 kPa (-413,71 mmHg) no interior do furo, o qual deve estar
devidamente vedado com tampão de borracha e silicone. Fecha-se o registro do
equipamento de medição (Figura 4.16 – b), isolando-se o sistema, e então, com cronômetro,
é registrado o tempo necessário para o acréscimo de pressão para -50 kPa (-376,10 mmHg),
devido à entrada de ar no interior do furo através dos poros do concreto. O tempo assim
determinado é denominado tempo de permeabilidade. A leitura da pressão é feita em um
vacuômetro instalado num trecho da mangueira, conforme Figura 4.16 (b). A Figura 4.16 (a)
mostra o equipamento confeccionado para execução do ensaio.
49
Figura 4.16 – (a) Equipamento e esquema do ensaio; (b) Detalhe do vacuômetro e do
registro, instalados em um trecho da mangueira (BARROS, 2006).
As Figuras 4.17 (a) e (b) mostram, respectivamente, o esquema do corpo-de-prova
utilizado e o detalhe do furo feito no corpo-de-prova, bem como esquema da sua vedação
com tampão de borracha e resina de silicone.
Figura 4.17 – (a) Esquema do corpo-de-prova utilizado no método de Figg; (b) Detalhe do
furo realizado no corpo-de-prova para medição da permeabilidade (BARROS, 2006).
A relação entre o tempo de permeabilidade do concreto e a classificação do tipo de
material cimentício é dada na Tabela 4.11 (CATHER et al., 1984 apud BARROS, 2006).
50
Tabela 4.11 – Classificação do tipo de material cimentício em função do tempo de
permeabilidade (CATHER et al., 1984 apud BARROS, 2006).
Categoria
Tempo de
permeabilidade (s)
Interpretação Tipo de material
0 < 30 Pobre Argamassa porosa
1 30 – 100 Moderada Concreto ~ 20 MPa
2 100 – 300 Boa
Concreto 30 – 50
MPa
3 300 – 1000 Ótima
Concreto bem
adensado e bem
curado
4 > 1000 Excelente
Concreto
modificado com
polímeros
Resistência à corrosão
Foi utilizada a metodologia descrita na norma ASTM G 109 (1992), a qual permite a
avaliação dos efeitos de adições na corrosão de armaduras imersas em concreto expostas a
íons cloreto. Foram utilizados os eletrodos de referência cobre/sulfato de cobre e
mercúrio/óxido de mercúrio e um multímetro de alta impedância. A Figura 4.18 mostra o
eletrodo de referência e o esquema de colocação do eletrodo sobre o concreto.
Figura 4.18 – Eletrodo de referência (cobre/sulfato de cobre) utilizado (UCHÔA, 2007).
Os corpos-de-prova utilizados, sendo dois para cada concreto, possuem formato
prismático com dimensões (11,4 x 15,19 x 27,94) cm, atravessados por três barras de aço
CA-50 Ø 12,5 mm, isoladas nas extremidades conforme Figura 4.19. Antes de receber a fita
51
isolante, as barras foram limpas com uma solução de ácido sulfúrico a 10 % e pesadas para
registros das massas iniciais.
Figura 4.19 – Esquema do corpo-de-prova do ensaio de potencial de corrosão.
Foi colado no topo do prisma um pequeno aquário de vidro para conter a solução
salina (3% de cloreto de sódio), a qual penetra no concreto, induzindo a corrosão da
armadura superior, denominada anodo. As barras inferiores, denominadas catodos, foram
conectadas por um condutor. Entre anodo e catodos foi instalado um resistor de 100 Ω (cem
ohms), sendo feita a medida da diferença de potencial em suas extremidades. Enquanto não
está ocorrendo corrosão do anodo, a diferença de potencial tende a zero. À medida que o
anodo passa a sofrer corrosão, começa a ser detectada uma diferença de potencial entre este
e os catodos. Com a medida da diferença de potencial, calculou-se a corrente, utilizando a
equação:
100/
jj
Vi
=
(4.5)
Além da diferença de potencial entre anodo e catodos, também foi determinado o
potencial de cada um em relação aos eletrodos de referencia de cobre/sulfato de cobre e
mercúrio/oxido de mercúrio. Estas medidas foram executadas na superfície do concreto e no
interior do aquário, com o eletrodo de referencia imerso na solução, conforme Figura 4.20.
O eletrodo de Cu/CuSO4 apresenta um referencia de 316 mV contra o eletrodo de
hidrogênio e o de Hg/HgO apresenta um referencial de 288 mV contra o mesmo.
52
Figura 4.20 – Esquema do ensaio de potencial de corrosão.
Os corpos-de-prova ficaram expostos à solução salina em ciclos de 4 (quatro)
semanas, sendo duas de molhagem e duas de secagem. A medida do potencial de corrosão
foi realizada sempre ao final da primeira semana de molhagem de cada ciclo. A corrosão
total é determinada pela Equação 4.6. Neste ensaio os corpos-de-prova permaneceram 180
(cento e oitenta) dias em exposição.
(
)
(
)
[
]
2/
111 −−−
−×−+=
jjjjjj
iittTCTC
(4.6)
Após este período, foi verificado que nenhum dos concretos apresentou potenciais
que indicassem a ocorrência de corrosão. Decidiu-se acelerar o processo de corrosão, o que
foi feito através da aplicação de uma corrente impressa. O procedimento baseou-se na
aplicação de uma tensão de 60 V a dois corpos-de-prova de cada concreto ligados em série
(Figura 4.22) numa adaptação do ensaio proposto por CARÉ & RAHARINAIVO (2007).
Foram monitoradas a variação da corrente do circuito e a abertura de fissuras no topo do
corpo-de-prova devida à corrosão do ânodo. A Figura 4.21 mostra o esquema do ensaio de
corrente impressa.
53
Figura 4.21 – Esquema geral do ensaio de corrente impressa.
Figura 4.22 – Detalhe das ligações do circuito.
O ensaio foi executado até a abertura de fissura ao longo de todo o comprimento do
topo do corpo-de-prova, paralelamente à barra corroída (ânodo). Após o encerramento do
ensaio, os corpos-de-prova foram rompidos para a retirada da barra presente na região
anódica. Essa barra passou por um novo processo de limpeza com ácido sulfúrico 10 % para
retirada dos produtos de corrosão formados, e então foi pesada para a obtenção da massa
final e cálculo da perda de massa.
Além da perda de massa real, constatada através da diferença entre as massas final e
inicial, foi calculada também a perda de massa teórica, com base na Equação 4.7
(WOLYNEC, 2003).
54
F
z
matDc
M
∗
∗
∗
=
(4.7)
Onde:
M = massa dissolvida do material (ferro do aço),
Dc = densidade de corrente aplicada (em Ampéres/cm
2
),
t = tempo em segundos,
ma = massa atômica do ferro,
z = numero de elétrons transferidos (2),
F = Constante de Faraday =96 485,34 C/mol.
Após o cálculo das variações de massa, calculou-se a Taxa de Corrosão dos
concretos através da Equação 4.8, conforme propõe a Norma PETROBRAS N-2364 apud
GUIMARÃES et al. (2005):
s
tS
MK
T
ρ
**
*
Δ
=
(4.8)
Onde:
T – Taxa de corrosão em mm/ano,
K - constante (mm/ano) – 8,76 x 10
4
,
ΔM - diferença de massa antes e após a exposição ao meio corrosivo (g),
S - área da superfície exposta do cupom, levando-se em conta as mossas das barras
de aço (cm
2
),
t - tempo de exposição (horas)
ρ
s
- massa específica do aço (g/cm
3
).
Ataque por sulfatos
Como a ação da natureza, no que se refere ao ataque por sulfatos ao concreto, é lenta,
muitos pesquisadores têm desenvolvido ensaios acelerados para estudar este fenômeno. De
maneira geral, nos trabalhos de pesquisa a respeito do ataque por sulfatos são avaliados os
55
seguintes parâmetros: variação das resistências mecânicas, variações dimensionais, variação
de massa, alterações na estrutura dos poros, alterações no módulo de elasticidade dinâmico e
no aspecto visual. São também realizados exames de microscopia eletrônica e difração de
raio X para se obter informações adicionais (MOURA, 2000).
Dentre os diversos métodos para avaliar a resistência ao ataque dos sulfatos estão:
LE CHATELIER - ANSTETT com modificações sugeridas por BLONDIAU; ASTM C
452/68; MEHTA TEST e o de KOCH & STEINEGGER (MOURA, 2000).
Pelo método de KOCH & STEINEGGER (1960) apud MOURA (2000), são
confeccionados prismas de argamassa de 1x1x16 cm e imersos em solução agressiva. A
resistência ao ataque por sulfatos é determinada por comparação entre as resistências médias
à tração na flexão, dos corpos-de-prova imersos em solução agressiva e dos corpos-de-prova
imersos em água destilada. As resistências são determinadas em intervalos de 21, 35, 56 e
120 dias.
Para este estudo, utilizou-se o método acima mencionado, com as modificações
utilizadas por MOURA (2000), de forma a adaptar o ensaio ao concreto, com corpos-de-
prova de 4x4x16 cm. Após os 28 dias de cura em câmara úmida, os corpos-de-prova foram
medidos, pesados e então separados dois de cada concreto que foram imersos em solução de
5% de sulfato de sódio e mais um corpo-de-prova por concreto que ficou imerso em água
saturada de cal, para servir de referência.
Mensalmente a solução foi trocada e os corpos-de-prova pesados para que se
verificasse a variação de massa. Ao final de 180 dias, esses foram pesados, medidos para
verificar a variação do volume e rompidos à flexão, sua resistência foi comparada àquelas
dos de referência.
A
Figura 4.23 ilustra os corpos-de-prova imersos em solução de sulfato. Foram
usados espaçadores para que todas as faces ficassem em contato com a solução.
56
Figura 4.23 – Corpos-de-prova do ensaio de ataque por sulfatos.
Além dos procedimentos descritos acima, adotou-se também um procedimento mais
agressivo, para que se alcançasse a total ruína dos corpos-de-prova apenas pela ação da
solução de sulfato de sódio. Para isso utilizou-se uma solução mais concentrada, de 10 % de
sulfato de sódio em água, além disso, os concretos foram submetidos a ciclos de molhagem
e secagem em estufa a 105º C que proporcionou a aceleração das reações. Após a ruína as
amostras foram submetidas à difração de Raios X, para análise dos compostos formados nas
reações. Foram utilizados para este procedimento mais agressivo três corpos-de-prova de
cada concreto.
Carbonatação
Para a realização dos ensaios de carbonatação foi construída uma câmara de
carbonatação, de circuito aberto e alimentação contínua, baseada no modelo proposto por
JOHN (1995), esquematizada na
Figura 4.24. Nesta câmara, a concentração de CO
2
é
controlada pela proporção entre as vazões de CO
2
, oriundo de um cilindro de gás, na vazão
de 0,05 l/min, e ar atmosférico, na vazão de 1 l/min, injetado por bomba de ar empregada
em oxigenação de aquários. O referido autor propõe que a vazão de CO
2
seja controlada
indiretamente através da variação da pressão de alimentação de um tubo capilar de cobre,
empregado em geladeiras domésticas. No sistema aqui desenvolvido, a vazão de CO
2
é
controlada através de um rotâmetro por medição direta.
Alguns pesquisadores adotam para ensaios acelerados concentrações de CO
2
de
10 %. Neste trabalho foi empregada a concentração de 5 %. A temperatura e a umidade no
interior da câmara serão registradas.
57
Figura 4.24 – Esquema da câmara de carbonatação acelerada.
Outra série de corpos-de-prova foi submetida à carbonatação natural, em ambiente de
laboratório. Foram utilizados três corpos-de-prova prismáticos de 10 x 10 x 15 cm para cada
concreto, sendo dois introduzidos na câmara e um mantido em ambiente de laboratório.
Após o desmolde, os corpos-de-prova foram embalados em papel filme e levados à cura em
câmara úmida. Foram impermeabilizados com resina acrílica o topo e a base do prisma, de
forma a impedir que a frente de carbonatação avance predominantemente por estas faces.
A profundidade de carbonatação foi medida nas quatro faces de uma fratura
transversal recente, utilizando-se fenolftaleína diluída em álcool etílico (5 %). Após a
medida, a superfície fraturada foi recoberta com uma resina acrílica para impedir a
carbonatação por esta face. A medida da profundidade de carbonatação foi feita em cada
uma das 4 faces do corpo-de-prova, procurando-se sempre detectar a profundidade típica.
Foram feitas medidas aos 60 e aos 180 dias de exposição. As Figuras 4.25 (a) e (b) mostram
a câmara de carbonatação e o sistema de controle dos gases.
Figura 4.25 – (a) Câmara de carbonatação; (b) Detalhe do sistema de controle de gases.
58
Capítulo 5
5 Resultados e Análises
Realizados os ensaios descritos anteriormente, apresentaremos neste capítulo os
resultados obtidos, bem como suas análises e comparações dos desempenhos apresentados
pelos diferentes concretos estudados. Cabe salientar que para os ensaios dos concretos no
estado fresco foram utilizadas metodologias diferentes entre o concreto auto-adensável e os
de referência, não sendo possível uma comparação entre os resultados obtidos. Nesse caso
os resultados dos ensaios servirão como parâmetros de controle tecnológico.
5.1. Avaliação da trabalhabilidade dos concretos
Para os concretos convencionais foi realizado o ensaio de abatimento de tronco de
cone, para medição da trabalhabilidade, executado segundo a norma NBR NM 67 (1998). A
Tabela 5.1 traz os resultados do concreto de referência (C-REF) e do concreto com inibidor
de corrosão (C-I-COMP).
Tabela 5.1 – Resultado dos ensaios de abatimento do tronco de cone para os concretos
convencionais.
Concreto Abatimento (mm)
C-REF 110
C-I-COMP 80
Verificou-se que a trabalhabilidade apresentada pelos concretos de referência
enquadrou-se dentro dos limites para um concreto de consistência fluida, estabelecidos na
NBR NM 67 (1998). Para o concreto com inibidor de corrosão observou-se uma pequena
redução do abatimento, contrariando os resultados obtidos por UCHÔA (2007). O molibdato
de sódio sozinho pode provocar a perda de abatimento, conforme valores obtidos por LIMA
(1996), pois há reação de molibdato e cálcio, formando um composto quase insolúvel, o
molibdato de cálcio. Também pode ser citado o fato de o aditivo inibidor de corrosão
59
apresentar-se em forma de pó, o que poderia exigir maior quantidade de água. A Figura 5.1
mostra o resultado do ensaio de abatimento de tronco de cone para o concreto convencional
com inibidor de corrosão.
Figura 5.1 – C-I-COMP após o ensaio de abatimento de tronco de cone.
Já para o concreto auto-adensável CAA-RCMG, o Cone de Abrams foi utilizado para
a execução do ensaio de espalhamento do concreto “Slump Flow Test”, conforme descrito
no capítulo anterior. A Tabela 5.2 traz os resultados obtidos:
Tabela 5.2 – Resultados do ensaio de espalhamento do CAA-RCMG.
CAA T
50
(s) d
1
(mm) d
2
(mm) d
f
(mm)
CAA-RCMG 4,5 660 640 650
Do exposto, observa-se que o CAA-RCMG atendeu às especificações para esse
ensaio. A
Figura 5.2 mostra o concreto após o espalhamento, durante a medição dos
diâmetros.
60
Figura 5.2 – CAA-RCMG após o espalhamento.
Como descrito no capítulo anterior, realizou-se ainda para o concreto auto-adensável,
o teste de bloqueio adaptado, o qual consiste em avaliar se o material é capaz de fluir
passando pelas aberturas entre as armaduras, sem a ocorrência de bloqueio, o que causaria
impedimento do fluxo. Também para esse ensaio o CAA-RCMG apresentou um
comportamento satisfatório, conforme demonstrado na Figura 5.3.
Figura 5.3 – Teste de bloqueio adaptado para o concreto auto-adensável.
5.2. Resistência à compressão
Os resultados dos ensaios de resistência à compressão são mostrados na Tabela 5.3.
Uma vez que a análise das propriedades mecânicas não é o principal foco neste trabalho, os
resultados deste ensaio serviram como parâmetro de controle tecnológico, garantindo que os
61
concretos aqui utilizados, fossem semelhantes àqueles obtidos quando do desenvolvimento
das suas dosagens, em trabalhos anteriores.
Tabela 5.3– Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 28 dias.
CONCRETO CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
f
c1
f
c2
37,6
35,2
34,39
36,05
27,58
28,98
Resistência à
compressão média
(MPa)
36,4
35,2 28,3
Os resultados do ensaio de resistência à compressão mostraram que o CAA-RCMG
apresentou maior resistência, em relação aos concretos convencionais de mesmo fator a/c e
mesmo consumo de cimento. Isso mostra que a utilização da adição proporcionou melhor
preenchimento dos vazios da estrutura do concreto endurecido, favorecido pela manutenção
da quantidade de água da mistura, devida a utilização de aditivo superplastificante.
Para o concreto com inibidor, a redução na resistência foi bastante acentuada, cerca
de 20%, enquanto resultados anteriores mostraram menores quedas (UCHÔA, 2007).
5.3. Absorção por sucção capilar
Na realização deste ensaio, os corpos-de-prova são colocados em um reservatório
com água que penetra por seus capilares até a saturação. Os valores de acréscimo acumulado
de massa são plotados num gráfico em função da raiz quadrada do tempo, para cada um dos
dois corpos-de-prova de cada dosagem de concreto. Após plotados os pontos, são traçadas
as linhas de tendência, conforme Figuras 5.4 a 5.6.
62
C-REF (a)
y = 0,1701x + 34,612
y = 18,079x - 0,039
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
0,00 5,00 10,00
t^1/2 (h)
ganho de massa (g)
C-REF (b)
y = 0,3306x + 27,465
y = 17,466x + 0,3119
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
0,00 5,00 10,00
t^1/2 (h)
ganho de massa (g)
Figura 5.4 – Absorção por sucção capilar do concreto de referência.
C-I-COMP (a)
y = 0,2099x + 34,506
y = 14,587x + 0,0978
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
0,00 5,00 10,00
t^1/2 (h)
ganho de massa (g)
C-I-COMP (b)
y = 17,721x - 0,4684
y = 0,2424x + 35,178
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
0,00 5,00 10,00
t^1/2 (h)
ganho de massa (g)
Figura 5.5 - Absorção por sucção capilar do concreto com inibidor de corrosão.
CAA (a)
y = 1,2005x + 24,892
y = 9,6739x - 0,6616
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
0,00 5,00 10,00
t^1/2 (h)
ganho de massa (g)
CAA (b)
y = 12,072x - 2,3467
y = 0,5722x + 26,548
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
0,00 5,00 10,00
t^1/2 (h)
ganho de massa (g)
Figura 5.6 – Absorção por sucção capilar do concreto auto-adensável.
A linha de tendência da fase de absorção inicial fornece o coeficiente angular, que
dividido pela área do corpo-de-prova, possibilita o cálculo da taxa de absorção. Igualando-se
as equações das duas retas obtém-se o valor do ponto de inflexão que corresponde ao tempo
necessário para que ocorra a saturação do concreto. Aplicando-se este valor à Equação 4.4
obtém-se a resistência capilar dos concretos que, juntamente com a taxa de absorção,
63
possibilitou realizar a análise comparativa dos desempenhos dos concretos nesse ensaio. A
Tabela 5.4 trás os referidos resultados.
Tabela 5.4– Resultados do ensaio de absorção por sucção capilar.
CONCRETO Taxa de
Absorção
(g/cm
2
h
1/2
)x10
-2
Taxa de Abs.
Média
(g/cm
2
h
1/2
)x10
-2
Resistência
capilar
(h/m
2
)
R
esistência
capilar média
(h/m
2
)
1 7,87 16.610
CAA-
RCMG
2 9,58
8,73
10.265
13.437
1 13,48 5.990
C-REF
2 13,62
13,55
4.252
5.121
1 11,85 7.306
C-I-
COMP
2
13,87
12,86
5.500
6.403
Do exposto na
Tabela 5.4, observa-se que o CAA-RCMG apresenta uma taxa de
absorção 36 % menor em relação ao C-REF e, consequentemente, uma maior resistência
capilar. Os concretos de referência com e sem inibidor de corrosão apresentam resultados
próximos e são semelhantes aos encontrados na literatura (MOURA, 2000). O melhor
desempenho apresentado pelo concreto auto-adensável mostra que ele possui uma estrutura
de poros mais fechada ou com menos continuidade, desfavorável à absorção capilar, seja
pelo pequeno diâmetro dos poros ou pela descontinuidade entre eles.
A menor inclinação da linha de tendência da fase de absorção inicial do CAA-
RCMG demonstra um maior período necessário para que o concreto atinja o grau de
saturação, conseqüentemente, os agentes agressivos levariam um tempo maior para chegar
ao interior deste concreto. Os gráficos das Figuras 5.7 e 5.8 ilustram, respectivamente os
comparativos entre as taxas de absorção e as resistências capilares dos diferentes concretos.
Destaca-se nestas figuras o melhor desempenho do CAA-RCMG frente aos demais
concretos quanto às propriedades aqui citadas.
64
Taxa de Absorção
0
5
10
15
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Figura 5.7 – Comparação entre a taxa de absorção dos concretos.
Resistência Capilar
0
5.000
10.000
15.000
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Figura 5.8 – Comparativo entre as resistências capilares dos concretos.
A
Figura 5.9 mostra o corpo-de-prova do ensaio de absorção por sucção capilar após
a realização do ensaio. Observa-se a presença de umidade pela coloração do concreto mas
sem a ocorrência de lâmina d’água, o que significaria uma alta porosidade do concreto ou
uma possibilidade de falha da vedação entre a placa de PVC e o concreto, provocando
entrada indesejada de água, o que invalidaria o ensaio. Esta não ocorrência de lâmina d’água
foi verificada em todos os concretos ensaiados.
65
Figura 5.9 – Corpo-de-prova do ensaio de absorção por sucção capilar,
após a execução do ensaio.
5.4. Permeabilidade do concreto ao ar
Os ensaios de permeabilidade ao ar foram realizados nas idades de 7, 28 e 91 dias,
conforme descrito no Capítulo 4. Foram registrados os tempos de penetração de ar em cinco
furos em cada corpo-de-prova, sendo um corpo-de-prova para cada concreto. Os resultados
medidos bem como os valores médios calculados encontram-se na Tabela 5.5.
Tabela 5.5 – Resultados do ensaio de permeabilidade ao ar pelo método de Figg, nas idades
de 07, 28 e 91 dias.
TEMPO DE PERMEABILIDADE (s)
Furos
Concreto
Idades
1 2 3 4 5
Média
Desvio
Padrão
07 dias
52 60 52 53 49
53 4,1
28 dias
96 82 99 85 103
93 9,1
CAA-
RCMG
91 dias
112 102 118 99 95
105 9,5
07 dias
28 30 36 37 35
33 4,0
28 dias
45 53 50 51 46
49 3,4
C-REF
91 dias
72 44 65 66 67
63 10,8
07 dias
31 28 32 38 33
32 3,6
28 dias
45 56 48 50 53
50 4,3
C-I-
COMP
91 dias
61 46 64 65 68
61 8,6
66
Da análise da Tabela 5.5 vê-se que os resultados da execução do ensaio em cada
furo, nas diferentes idades, apresentaram em sua maioria pouca dispersão, com baixa o
ocorrência de valores distantes da média, com diferença máxima de 38 % entre furos de um
mesmo corpo-de-prova e desvio padrão máximo de 10,85 segundos. Os maiores desvios
foram verificados nos testes com maiores idades, o que não compromete a confiabilidade do
ensaio visto que nessas, as amplitudes dos tempos de permeabilidade são consideravelmente
maiores, aumentando a possibilidade de diferença entre furos. De forma geral os resultados
seguiram uma tendência definida, proporcionando uma boa compreensão e avaliação dos
resultados.
O gráfico na Figura 5.10 mostra a evolução do tempo de penetração do ar ao longo
do envelhecimento dos concretos. Verifica-se um melhor desempenho do CAA-RCMG
tanto nas idades avançadas quanto nas primeiras idades. A diminuição da permeabilidade
dos concretos com o aumento da idade, deve-se à continuação do processo de hidratação do
cimento, com formação de silicatos de cálcio hidratados (C-S-H) os quais atuam como
refinadores dos poros do concreto, influenciando também no aumento da sua resistência.
0
20
40
60
80
100
120
Tempo (s)
7 dias 28 dias 91 dias
Permeabilidade ao ar
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Figura 5.10 – Evolução da permeabilidade ao ar dos concretos
Assim como o ensaio de absorção por sucção capilar, o ensaio de permeabilidade ao
ar fornece informações relacionadas à estrutura de poros do concreto endurecido. Dado o
melhor desempenho do CAA-RCMG nesse teste, chega-se à conclusão que a adição do
resíduo promove um melhor preenchimento dos poros, diminuindo consideravelmente a
velocidade com que o ar penetra em seu interior, bem como os agentes agressivos por ele
trazidos. Ambos os ensaios apresentaram uma boa sensibilidade, proporcionando a
verificação das diferenças de comportamento dos concretos estudados.
67
Numa comparação entre os dois últimos ensaios apresentados, constata-se que o
ensaio de absorção por sucção capilar é menos suscetível a imprecisões, exigindo alto nível
de cuidado apenas quanto à impermeabilização das faces laterais e a fixação da placa de
PVC, no sentido de evitar penetração de água indesejada. Já o ensaio de permeabilidade ao
ar, mostrou-se bastante exigente no tocante à dificuldade de vedação dos furos, visto que
qualquer falha na vedação é suficiente para entrada de ar e perda do vácuo. Além disso, a
secagem inadequada do silicone usado na vedação pode ocasionar vazamentos e obstrução
da agulha, prejudicando a obtenção dos resultados. Some-se a isto a dificuldade de manuseio
devido ao alto peso e dimensões do corpo-de-prova.
5.5. Carbonatação
Após sete dias de cura em câmara úmida, os corpos-de-prova foram desembalados
do papel filme, que foi utilizado para evitar o início precoce da carbonatação fora do período
de análise, e colocados na câmara de carbonatação. Foram realizadas medidas da
propagação da frente de carbonatação após 8 e 32 semanas de exposição na câmara, com
5 % de CO
2
, a partir das quatro faces do corpo-de-prova recém fraturado. Além desses, foi
mantida fora da câmara de carbonatação, em ambiente de laboratório, outra série de corpos-
de-prova para sofrerem o processo de carbonatação naturalmente, servindo então como
referência. As fraturas foram obtidas com o auxílio da prensa do laboratório e duas barras de
aço colocadas acima e abaixo do corpo-de-prova para direcionar a fissuração a fim de se
obter uma face plana, conforme mostrado na Figura 5.11.
Figura 5.11 – Fratura do corpo-de-prova para aplicação da fenolftaleína.
68
As temperaturas e umidades relativas foram registradas semanalmente, dentro da
câmara e em ambiente de laboratório. As Tabelas 5.6, 5.7 e 5.8 mostram, respectivamente,
as profundidades de carbonatação obtidas após 8 e 32 semanas de exposição, e 32 semanas
em ambiente de laboratório (referência).
Tabela 5.6 – Resultados do ensaio de propagação da frente de carbonatação com oito
semanas de exposição.
U.R. média
(%)
CO
2
(%)
Temperatura
média (ºC)
Tempo de
exposição
(semanas)
86,40% 5% 24,4 ºC 8 semanas
Concreto
Profundidade de Carbonatação
(mm)
Média
CAA-RCMG
7,56 6,97 7,81 7,85
7,55
C-REF
6,59 9,78 9,76 6,47
8,15
C-I-COMP
9,73 9,38 9,84 10,18
9,78
Tabela 5.7 – Resultados do ensaio de propagação da frente de carbonatação com trinta e
duas semanas de exposição.
U.R. média
(%)
CO
2
(%)
Temperatura
média (ºC)
Tempo de
exposição
(semanas)
84,30% 5% 24,6 ºC 32 semanas
Concreto Ec (mm) Média
CAA-RCMG
9,00 4,80 10,30 10,20
8,58
C-REF
7,20 11,70 10,50 7,10
9,13
C-I-COMP
9,80 10,20 10,90 11,20
10,53
Tabela 5.8 – Resultados do ensaio de propagação da frente de carbonatação sem exposição à
câmara de carbonatação.
U.R. média
(%)
CO
2
(%)
Temperatura
média (ºC)
Tempo de
exposição
(semanas)
77,00% ambiente 25,1 °C 32 semanas
Concreto Ec (mm) Média
CAA-RCMG
2,90 3,60 2,50 3,20
3,05
C-REF
3,40 3,40 2,90 1,10
2,70
C-I-COMP
1,40 3,20 3,10 3,90
2,90
No gráfico da Figura 5.12, observam-se as diferenças entre as profundidades de
carbonatação nos concretos estudados após 8 semanas de exposição. Já a Figura 5.13 mostra
os resultados após 32 semanas de exposição, fazendo também a relação com os corpos-de-
69
prova carbonatados naturalmente. Verifica-se que a metodologia de ensaio adotada foi
eficaz em acelerar o processo de carbonatação dos concretos.
O gráfico da Figura 5.14 trás um comparativo entre as propagações das frentes de
carbonatação nos diferentes concretos ao longo do período de análise. Observa-se o melhor
desempenho do CAA-RCMG em relação aos demais, o que confirma os resultados obtidos
nos ensaios apresentados nas seções 5.3 e 5.4, pois a velocidade de propagação da frente de
carbonatação depende da velocidade com a qual o CO
2
consegue penetrar no interior do
concreto, sendo esta diretamente proporcional à maior porosidade do concreto.
Observou-se, contudo, uma inversão de tendências para os corpos-de-prova de
referência, mantidos em ambiente de laboratório, onde o CAA-RCMG apresentou maior
profundidade de carbonatação. Tal alteração pode ter sido causada por alguma diferença de
temperatura e/ou umidade no ambiente de exposição, favorecendo a maior aceleração da
carbonatação dos corpos-de-prova do CAA-RCMG.
A propagação da frente de carbonatação também depende da composição química do
cimento, no entanto, este fator não exerce influência significativa na comparação dos
desempenhos dos diferentes concretos aqui ensaiados, visto que o tipo de cimento utilizado
foi o mesmo em todas as dosagens.
Carbonatação após 8 semanas de exposição
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
12,00
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Profundidade (mm)
Carbonatação acelerada
Figura 5.12 - Profundidade da frente da carbonatação após 8 semanas de exposição
70
Carbonatação após 32 semanas de exposição
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
12,00
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Profundidade (mm)
Carbonatação acelerada Carbonatação natural
Figura 5.13 – Profundidade da frente de carbonatação após 32 semanas de exposição.
Propagação da frente de carbonatação
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
12,00
8 semanas 32 semanas
Profundidade (mm)
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Figura 5.14 – Propagação da frente de carbonatação.
Após a aplicação da fenolftaleína para medição da profundidade de carbonatação,
observa-se a alteração da cor do concreto para uma cor arroxeada na região central onde há
presença de hidróxidos, ainda não consumidos pela reação de carbonatação. Na região mais
externa, onde há ocorrência de carbonatos, o concreto não muda de cor, sendo essa região a
região “carbonatada” do concreto. Após a definição da camada carbonatada, realizou-se a
medida da espessura desta com auxílio de um paquímetro.
As Figuras 5.15, 5.16 e 5.17 trazem os aspectos dos concretos carbonatados
naturalmente, comparados aos concretos submetidos à carbonatação acelerada.
71
Figura 5.15 – Aspecto do CAA-RCMG com 32 semanas de carbonatação natural (esq.) e
carbonatação acelerada (dir.) após aplicação da fenolftaleína.
Figura 5.16 - Aspecto do C-REF com 32 semanas de carbonatação natural (esq.) e
carbonatação acelerada (dir.) após aplicação da fenolftaleína.
Figura 5.17 - Aspecto do C-I-COMP com 32 semanas de carbonatação natural (esq.) e
carbonatação acelerada (dir.) após aplicação da fenolftaleína.
5.6. Ataque por sulfatos
Como descrito no Capítulo 4, os corpos-de-prova dos concretos estudados foram
expostos a dois tipos de ensaios. No ensaio menos agressivo, as amostras foram imersas em
uma solução de 5 % de sulfato de sódio diluído em água e, após 180 dias de observação,
72
rompidas à flexão através da prensa, sendo anotada a alteração da resistência devido à
degradação provocada pelos sulfatos. Já no ensaio mais agressivo, os corpos-de-prova foram
submetidos a ciclos de imersão em uma solução de 10 % de sulfato de sódio diluído em
água, e secagem em estufa, para acelerar o processo de degradação, até a ruína total dos
mesmos. Os corpos-de-prova foram considerados arruinados a partir do momento no qual
puderam ser rompidos manualmente à flexão, com facilidade, conforme Figura 5.18. Após o
colapso as amostras do ensaio mais destrutivo foram submetidas à análise de difração de
Raios X.
Figura 5.18 – Corpo-de-prova submetido ao ataque mais agressivo, rompido manualmente à
flexão após a ruína.
Iniciando-se pelo ensaio menos destrutivo, foram realizadas mensalmente medidas
das variações de massa e volume dos corpos-de-prova submetidos ao ataque por solução de
sulfatos, com utilização de balança de precisão e paquímetro. Além disso realizou-se a troca
da solução ao final de cada período de trinta dias.
Para todos os concretos ensaiados, houve a ocorrência de aumento de massa e de
volume. Tais aumentos podem ser explicados pelo fato de que as reações que regem o
processo de ataque de sulfatos ao concreto, são em geral expansivas. Os produtos gerados
nestas reações serão mais detalhadamente estudados mais adiante. Os gráficos das Figuras
5.19 a 5.22 mostram as evoluções dos incrementos de massa e volume sofridos pelos
concretos, bem como suas comparações com os corpos-de-prova de referência, mantidos em
água saturada de cal.
73
Figura 5.19 – Ganho de massa dos corpos-de-prova ao longo do ensaio de ataque por
sulfatos.
Figura 5.20 – Comparação aos ganhos de massa das amostras não submetidas aos sulfatos.
Figura 5.21 – Aumento de volume dos corpos-de-prova ao longo do ensaio de ataque por
sulfatos.
74
Figura 5.22 – Comparação aos aumentos de volume das amostras não submetidas aos
sulfatos.
Das comparações exibidas, vê-se que, em geral, os concretos apresentaram
comportamentos similares, com expansão e aumento de massa perante suas amostras de
referência. Destes resultados concluímos que o CAA-RCMG apresentou comportamento
satisfatório em relação aos apresentados pelos concretos convencionais.
Ao final do período de imersão, os corpos-de-prova foram levados à ruptura à flexão
e à compressão por meio das prensas do laboratório. Os ensaios de compressão foram
realizados com uma das partes do corpo-de-prova remanescente do ensaio de flexão,
conforme mostrado das Figuras 5.23 a 5.25.
Figura 5.23 – Ruptura à flexão dos corpos-de-prova.
75
Figura 5.24 – Corpo-de-prova após a ruptura à flexão.
Figura 5.25 – Ruptura à compressão utilizando parte do corpo-de-prova do ensaio de flexão.
As Tabelas 5.9 e 5.10 trazem os valores das cargas de ruptura atingidas pelos
concretos expostos ao ataque por sulfatos, bem como os de suas amostras de referência.
Tabela 5.9 – Cargas de ruptura dos concretos submetidos ao ataque por sulfatos.
Ensaios de ruptura
Concreto Nº. Flexão (kg) Média Compressão (t) Média
1 190 11,90
CAA-RCMG
2 140
165
15,45
13,68
1 190 15,50
C-REF
2 180
185
15,55
15,53
1 130 13,60
C-I-COMP
2 170
150
13,10
13,35
76
Tabela 5.10 – Cargas de ruptura dos concretos imersos em água saturada de cal.
Ensaios de ruptura - referência
Concreto Nº. Flexão (kg) Compressão (t)
CAA-RCMG
1 190 16,14
C-REF
1 200 16,35
C-I-COMP
1 170 16,30
Nestes ensaios o concreto de referência (C-REF), apresentou desempenho superior
àqueles apresentados pelos demais concretos, tanto na ruptura à flexão quanto à compressão,
outrossim, o CAA-RCMG apresentou também um comportamento satisfatório, bastante
próximo do C-REF. Para o CAA-RCMG as perdas de resistência para flexão e compressão,
em relação à amostra de referência, foram, respectivamente, de 13% e 15%, enquanto que
para o C-REF, estas foram de 7,5% e 5%. Note-se, no entanto, que as resistências à
compressão dos corpos-de-prova mantidos em água saturada de cal apresentaram-se muito
próximas entre si, e sem acompanhar as tendências dos respectivos ensaios à flexão. Essa
uniformidade de resultados pode ser um indicativo de efeito de confinamento, devido à falta
de altura dos corpos-de-prova.
Não obstante, a baixa resistência do CAA-RCMG em relação ao concreto
convencional nos remete a uma reflexão sobre a ação dos sulfatos sobre os componentes do
RCMG, principalmente o óxido de silício, quanto à possibilidade de formação de compostos
expansivos. Sugere-se então o desenvolvimento de estudos futuros com o intuito de detalhar
essas reações. As Figuras 5.26 e 5.27 trazem os gráficos comparando as cargas de ruptura
obtidas pelos diferentes concretos, bem como com suas amostras de referência.
0
50
100
150
200
Carga de
ruptura (kg)
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Comparativo da resistência à flexão
Referência Submetido ao ataque por sulfatos
Figura 5.26 – Comparativo das cargas de ruptura à flexão.
77
0,00
5,00
10,00
15,00
20,00
Carga de
ruptura (t)
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Comparativo da resistência à
compressão
Referência Submetido ao ataque por sulfatos
Figura 5.27 – Comparativo das cargas de ruptura à compressão.
Considere-se agora ao ensaio mais agressivo, nos quais os concretos foram
submetidos a ciclos de molhagem e secagem. Mensalmente os corpos-de-prova foram
retirados da solução de sulfatos e colocados em estufa a 105° C até a secagem total. Uma
vez secos, estes eram pesados e recolocados na solução já renovada.
Os ciclos de molhagem e secagem aliados à maior concentração de sulfatos na
solução (10%), provocaram tal expansão dos corpos-de-prova, que levou os mesmos à ruína
completa. Todos os corpos-de-prova resistiram até o início do terceiro ciclo, porém, ao final
deste, já se encontravam arruinados 1/3 dos corpos-de-prova do CAA-RCMG, todos os
corpos-de-prova do C-REF e 2/3 dos corpos-de-prova do C-I-COMP. Ao final do quarto
ciclo todos os corpos-de-prova encontravam-se destruídos. A Figura 5.28 trás a variação das
massas dos corpos-de-prova durante o andamento do ensaio. Apenas o CAA-RCMG chegou
com pelo menos 2 corpos-de-prova ao quarto ciclo, com um ganho de massa final médio de
12 gramas.
A Tabela 5.11 trás as variações de massa média ocorridas durante o ensaio em
porcentagem, com os resultados obtidos até o terceiro ciclo para que fosse possível a
comparação entre os concretos. Observe-se a maior expansão do CAA-RCMG em
comparação ao C-REF, confirmando os resultados obtidos no ensaio menos destrutivo. No
entanto, o CAA-RCMG apresentou uma capacidade maior de se expandir antes de entrar em
colapso, suportando até o quarto ciclo (Figura 5.28), o que também sugere a necessidade de
um estudo mais detalhado futuramente.
78
Variação da massa seca dos concretos
0
2
4
6
8
10
12
14
1º. Ciclo 2º. Ciclo 3º. Ciclo 4º. Ciclo
Variação de massa (g)
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Figura 5.28 - Variação da massa seca dos corpos-de-prova submetidos aos ciclos de
molhagem e secagem.
Tabela 5.11 – Variação da massa seca dos corpos-de-prova até o terceiro ciclo em
porcentagem.
Concreto 1º. Ciclo 2º. Ciclo Variação 3º. Ciclo Variação
CAA-RCMG
564,87 g 567,73 g
0,51%
572,10 g
1,28%
C-REF
603,87 g 605,67 g
0,30%
611,10 g
1,20%
C-I-COMP
601,87 g 604,80 g
0,49%
609,93 g
1,34%
As Figuras 5.29, 5.30 e 5.31 mostram, respectivamente, os aspectos dos corpos-de-
prova do CAA-RCMG, C-REF e C-I-COMP, após a ruína pela exposição aos sulfatos.
Observem-se as fissuras do tipo “mapa”, que ocorrem quando do acontecimento de reações
expansivas internas ao concreto.
Figura 5.29 – Aspecto do CAA-RCMG após a ruína por ataque de sulfatos.
79
Figura 5.30 – Aspecto do C-REF após a ruína por ataque de sulfatos.
Figura 5.31 – Aspecto do C-I-COMP após a ruína por ataque de sulfatos.
Encerrada a fase de exposição aos sulfatos, os corpos-de-prova foram submetidos à
análise de difração de Raio X. Desta análise observaram-se os compostos formados quando
das reações decorrentes do ataque dos sulfatos ao concreto. A Figura 5.32 trás os gráficos
resultantes da análise de difração de Raio X.
80
Difração de Raio X
2
15. 20. 25. 30. 35. 40. 45. 50. 55.
5
Q
Q
T
T
T
T
T
T
T
T
T
T
T
T
T
T
T
C
C
C
C
C
C
Q
T
C
T
M
M
M
M
M
M
M
N
N
N
N
N
N
N
N
N
M
N
Na
2
SO
4
CI
Comp
CAA
C Ref.
T Æ Thenardite
Q Æ Quartz
M Æ Mirabilite
N Æ Trona
C Æ Calcite
Figura 5.32 – Análise de difração de Raio X.
Diferentemente do que era esperado, não se verificou nos concretos a ocorrência de
etringita, à qual se atribuía a responsabilidade pela fissuração dos concretos em forma de
mapa, o que indica a ocorrência de reações expansivas no seu interior, tais quais a reação
que dá origem à etringita. Por outro lado, observa-se na figura acima a ocorrência de sais,
tais como a Trona a Ternandita e a Mirabilita, entre outros componentes naturais do
concreto.
A presença dos sais acima mencionados indica a ocorrência de reações de
cristalização de sais, as quais são também expansivas e podem ter sido responsáveis pela
fissuração do concreto. No entanto, ainda assim é possível que tenha ocorrido a formação da
etringita, mas como esta não resiste a altas temperaturas, é possível que a mesma tenha se
desfeito quando da exposição à estufa, não deixando vestígios de sua ação destrutiva. Nesse
sentido faz-se necessário um aprofundamento em estudos futuros para que se defina de fato
o agente causador da completa ruína dos concretos.
81
5.7. Resistência à corrosão
Para o ensaio de determinação do potencial de corrosão das barras de aço imersas no
concreto, os corpos-de-prova foram mantidos por 180 dias em ambiente com temperatura e
umidade controladas. Foram colocados os respectivos aquários sobre os mesmos, nos quais,
periodicamente, foi colocada a solução de cloreto de sódio para induzir o início da corrosão.
A cada ciclo de quatro semanas de molhagem e secagem, foram feitas, com o auxílio
de um multímetro digital, as leituras da diferença de potencial entre as barras (ânodo e
cátodo) e entre as barras e os eletrodos de referência de cobre-sulfato de cobre e mercúrio-
óxido de mercúrio.
De modo geral os concretos não apresentaram índices suficientes para um indicativo
de ocorrência de corrosão. Todos os concretos finalizaram o ensaio apresentando potenciais
numa faixa entre -0,10 e -0,35 volts, o que caracteriza 50% de probabilidade de corrosão e a
diferença de potencial entre ânodo e cátodos, quando aplicada na Equação 4.6, não
apresentou valores de corrosão total superior a 4,6 Coulombs. Numa análise comparativa,
constatamos que o CAA-RCMG teve comportamento similar aos concretos convencionais,
conforme indicam os gráficos das Figuras 5.33, 5.34 e 5.35.
82
Corrosão total das barras
0
1
2
3
4
5
0 30 60 90 120 150 180
Tempo (dias)
Corrosão total (Coulombs)
CAA-RCMG C-REF C-I-COMP
Figura 5.33 – Variação da corrosão total das barras, valores em Coulombs.
.
Figura 5.34 – Variação da diferença de potencial entre o ânodo e o eletrodo de referência
Cu-CuSO
4
, valores em volts.
Figura 5.35 - Variação da diferença de potencial entre o ânodo e o eletrodo de referência
Hg-HgO, valores em volts.
83
Como vimos, ao final do período de ensaio, não havia sinais suficientes de
ocorrência de corrosão, havia apenas um indicativo de 50 % de probabilidade. Assim, optou-
se pela aplicação de uma corrente impressa, conforme descrito no Capítulo 4, induzindo
assim a corrosão das barras, até a fissuração dos corpos-de-prova. Para a geração da
corrente, foi aplicada uma tensão de 60 volts em dois corpos-de-prova do mesmo concreto
ligados em série, fechando o circuito, registrando-se as correntes e as diferenças de potencial
ao longo do experimento.
Dos resultados obtidos, verifica-se que o CAA-RCMG apresentou correntes menores
que os demais concretos, porém com diferenças de potencial similares (sempre em torno de
60 V). Isso indica, consequentemente, pela Segunda Lei de Ohm (SHIGEKIYO et al.,
1998), que o CAA apresentou uma resistência à passagem da corrente elétrica superior
àquelas apresentadas pelos concretos de referência. O gráfico da Figura 5.36 traz um
comparativo do comportamento das correntes elétricas apresentadas pelos circuitos
estudados. Uma vez que esse ensaio não é recomendado para concretos com inibidores de
corrosão químicos, considere-se apenas a comparação com o concreto de referência (C-
REF).
Figura 5.36 – Variação das correntes elétricas, valores em miliampéres.
Além das correntes e D.D.P.’s, foram também monitoradas as abertura de fissuras,
ocasionadas no topo do corpo-de-prova, devidas à formação dos compostos expansivos das
reações de corrosão do metal, especificamente, o ânodo, que é a barra que efetivamente
entra em processo de corrosão nesse teste.
Visto que o CAA-RCMG apresentou maiores resistências à passagem da corrente,
seria natural que ele demorasse mais a permitir a corrosão e, consequentemente, sua
84
fissuração ocorresse também de forma tardia. Para o concreto de referência, as fissuras
foram detectadas a partir do sexto dia de aplicação de corrente (Figura 5.38), enquanto que,
para o concreto auto-adensável (Figura 5.39), apenas no nono dia a fissuração começou a
ocorrer, conforme mostra o gráfico da Figura 5.37.
Figura 5.37 – Propagação de fissuras nos concretos devido à corrosão do ânodo.
Figura 5.38 – Início da fissuração do C-REF, com afloração de produtos de corrosão.
85
Figura 5.39 – Inicio da fissuração do CAA-RCMG.
Após a fissuração total de todos os corpos-de-prova, estes foram rompidos para
retirada do ânodo. Realizou-se então uma limpeza para remoção dos produtos de corrosão, e
em seguida, estas barras foram pesadas para que se verificasse a perda de massa provocada
pela corrosão. A seguir são mostradas algumas imagens dos corpos-de-prova após o
encerramento do ensaio.
Figura 5.40 – Corpo-de-prova após o encerramento do ensaio, observe-se a propagação da
fissura até o encontro com a barra.
86
Figura 5.41 – Corpo-de-prova rompido para retirada do ânodo, observe-se a impregnação de
produtos de corrosão no concreto adjacente à barra.
Figura 5.42 – Detalhe da barra após a retirada dos produtos de corrosão. Notem-se as
pequenas cavidades provocadas pelas reações de corrosão.
Além das cavidades isoladas, geradas pela ocorrência de corrosão localizada,
apresentadas pela barra da figura acima, observou-se também a formação de cavidades
contínuas, decorrentes de corrosão generalizada, como na
Figura 5.43.
Figura 5.43 – Cavidade contínua resultante das reações de corrosão.
87
O C-REF e o C-I-COMP apresentaram tanto corrosão localizada (cavidades
isoladas), quanto corrosão generalizada (cavidades contínuas), enquanto que o CAA-RCMG
apresentou, principalmente, corrosão localizada. Visto que a corrosão generalizada é
provocada por despassivação uniforme das armaduras, como nos casos de ocorrência de
carbonatação, e que a corrosão localizada ocorre em locais de concentração de íons
agressivos, temos que a corrosão no CAA-RCMG ocorreu apenas em pontos de alta
concentração de íons cloreto, mas de uma maneira geral, esse concreto manteve por mais
tempo a passivação das armaduras.
Realizada a limpeza das barras, as mesmas foram pesadas com o objetivo de se
comparar as massas apresentadas ao final do ensaio, com aquelas do início. A Tabela 5.12
traz as massas inicial e final de cada barra, e as respectivas perdas de massa média para as
barras de cada concreto.
Tabela 5.12 – Perda de massa real das barras na região anódica.
Perda de massa real
Massa
Concreto
Barra
(nº.)
Inicial Final
Perda de massa (g) Média (g)
40 371,4 368,6 2,79
CAA-RCMG
46 370,8 367,8 2,95
2,87
16 371,4 367,3 4,11
C-REF
22 370,0 364,9 5,1
4,605
25 367,1 361,4 5,7
C-I-COMP
31 369,3 363,9 5,4
5,55
Com alguns dos dados obtidos neste ensaio, foi possível calcular a perda de massa
teórica, a partir da seguinte Equação 4.7, sendo os resultados apresentados na Tabela 5.13.
Tabela 5.13 – Perda de massa teórica dos concretos, valores em gramas.
Perda de massa teórica
Concreto Perda de massa (g)
CAA-RCMG 7,58
C-REF 10,71
C-I-COMP 10,00
Comparando-se os resultados obtidos para as perdas de massa real e teórica, observa-
se que o modelo teórico retornou valores bastante superiores aos do experimento prático.
Tais divergências podem ser explicadas pelo fato de que ao iniciar-se o processo corrosivo,
forma-se sobre o aço uma camada de óxidos passivadora que retarda o prosseguimento deste
88
processo. Como o modelo teórico não leva em conta estes processos intermediários, retorna
valores maiores que os reais.
De posse das variações de massa real e teórica, calcularam-se as Taxas de Corrosão
real e teórica dos concretos através da Equação 4.8, conforme exposto na Tabela 5.14. Os
resultados mostram que o CAA-RCMG proporcionou uma melhor proteção às armaduras,
reduzindo a perda de massa causada pela formação dos produtos de corrosão na região
anódica.
Tabela 5.14 – Taxas de corrosão dos concretos, medidas em milímetros por ano.
Concreto Taxa de corrosão teórica
Concreto Taxa de corrosão real
CAA-RCMG 3,13 CAA-RCMG 1,19
C-REF 4,42 C-REF 1,90
C-I-COMP 4,13 C-I-COMP 2,29
Dos valores aqui mencionados, observa-se um melhor comportamento do CAA-
RCMG frente aos demais concretos, principalmente quando da aceleração do processo de
corrosão pela aplicação de corrente elétrica, mostrando sua viabilidade também quanto à
proteção das armaduras à corrosão.
Uma vez que o ensaio de determinação do potencial de corrosão fornece apenas
indicativos da ocorrência de corrosão nas barras dos corpos-de-prova em estudo, a utilização
do método de aplicação de corrente impressa mostrou-se bastante oportuna como ensaio
complementar ao primeiro, gerando dados mais precisos e possibilitando a realização de
uma analise quantitativa do processo corrosivo.
89
Capítulo 6
6 Conclusões
6.1. Considerações finais
Esta dissertação apresentou um estudo bibliográfico de forma abrangente sobre o
Concreto Auto-adensável (CAA), os materiais utilizados na sua obtenção, e o processo de
geração do resíduo de corte de blocos de mármore e granito (RCMG), o que facilitou a
escolha da dosagem de CAA aqui utilizada, bem como a determinação das dosagens dos
concretos de referência utilizados a título de comparação. O estudo envolveu também os
diversos aspectos que influenciam a durabilidade do concreto, as formas de ataque, as
reações ocorridas durante o processo de deterioração, o que proporcionou um bom
embasamento teórico para a definição das propriedades que deveriam ser determinadas para
avaliação da durabilidade dos concretos estudados.
Verificou-se que nos ensaios até então realizados acerca da durabilidade, o CAA
apresentara resultados bastante satisfatórios em relação aos concretos convencionais aos
quais foi comparado, o que ampliou a motivação já existente para a particularização desses
estudos ao caso do CAA obtido a partir da adição de resíduo de corte de mármore e granito
(CAA-RCMG).
Na pesquisa realizada acerca do resíduo supracitado, verificou-se que a quantidade
gerada deste material no processo de beneficiamento de mármore e granito, seria suficiente
para suprir a maior parte da demanda de concreto do mercado da construção civil em
Maceió, caso este aderisse à utilização do CAA-RCMG.
Na parte deste trabalho que se refere à analise experimental dos concretos,
apresentou-se um estudo detalhado das propriedades dos materiais utilizados, bem como os
procedimentos adotados na preparação dos materiais para o seu emprego nos ensaios. Foram
realizados ensaios de abatimento de tronco de cone e teste de bloqueio adaptado no estado
fresco e ensaios de resistência à compressão, permeabilidade ao ar, absorção por
90
capilaridade, carbonatação, ataque por sulfatos e determinação do potencial de corrosão no
estado endurecido.
Os ensaios de abatimento de tronco de cone para os concretos de referência
apresentaram uma trabalhabilidade adequada para a moldagem dos corpos-de-prova, dentro
dos limites para um concreto de consistência fluida, conforme a NBR NM 67 (1998). Já o
teste de espalhamento do CAA-RCMG, atingiu os níveis mínimos necessários para ser
considerado auto-adensável, apresentando espalhamento semelhante aos apresentados em
estudos anteriores, com T
50
de 4,5 segundos e diâmetro final médio de 650 mm. O teste de
bloqueio adaptado foi atendido satisfatoriamente, sem a ocorrência de bloqueios ou
segregação do material.
As resistências à compressão aos 28 dias dos concretos de referência se mostraram
dentro de limites mínimos aceitáveis, porém, esperava-se do C-I-COMP uma resistência
superior àquela apresentada, cerca de 20 % abaixo da apresentada pelo C-REF. Embora as
baixas de resistência não tenham sido graves o suficiente para provocar a condenação dos
concretos executados, as mesmas deixam um alerta para a necessidade de um maior cuidado
quando da dosagem dos concretos, visto que qualquer imprecisão na medição dos materiais
da mistura ou nas condições destes materiais, pode impedir a repetição do desempenho entre
uma dosagem e outra.
Também pelos ensaios de resistência à compressão aos 28 dias, verificou-se que o
CAA-RCMG atingiu resistência de 36 MPa, semelhante às obtidas em trabalhos anteriores
utilizando a mesma dosagem e os mesmos materiais, e 3 % superior ao C-REF.
(CAVALCANTI, 2006).
A obtenção do concreto de referência a partir do método proposto por RODRIGUES
(1998), com a manutenção do teor de cimento e do fator água cimento em relação ao CAA-
RCMG, permitiu a concepção deste concreto a partir de uma metodologia reconhecida e não
a partir de mera substituição da massa do resíduo por partes iguais dos agregados miúdo e
graúdo.
Os resultados do ensaio de absorção capilar mostram que a adição do resíduo
proporcionou ao CAA-RCMG uma estrutura de poros com maior descontinuidade e/ou com
menor diâmetro de poros, de forma que este apresentou uma resistência à absorção de água
por capilaridade 61 % maior que a apresentada pelo C-REF. Isto nos leva a concluir que esta
estrutura de poros é mais favorável à durabilidade do concreto, visto que grande parte dos
agentes causadores de deterioração penetra no concreto em forma de solução aquosa.
91
No ensaio de permeabilidade ao ar pelo Método de Figg, verificou-se que o
equipamento utilizado para a realização dos ensaios, apresenta uma considerável
sensibilidade a agentes externos ao ensaio, a exemplo da obstrução da agulha para injeção
do vácuo, o que exige um alto grau de cuidado para a obtenção de dados precisos deste
ensaio. Ademais, temos para este ensaio um desempenho do CAA-RCMG 37 % superior
aos demais concretos nas primeiras idades, chegando a 40 % nas idades mais avançadas.
Assim como no ensaio de absorção por capilaridade, os resultados apresentados são devidos
a melhor estrutura de poros do CAA-RCMG, porém na permeabilidade ao ar, simula-se a
ação de agentes agressivos presentes no ar, como o CO
2
e outros gases presentes em
ambientes industriais.
Para o ensaio de carbonatação, realizou-se uma medida após oito semanas de
exposição para que se verificasse a ocorrência de carbonatação e o funcionamento do
sistema, além da aquisição de um dado intermediário. Nesta medição os concretos
apresentaram profundidades de carbonatação de até 10 mm o que mostrou que estava
havendo aceleração do processo. Após trinta e duas semanas, a medição da propagação da
frente de carbonatação mostrou o CAA-RCMG com um desempenho 6 % melhor que o do
C-REF e 18 % melhor que o C-I-COMP. A comparação com os corpos-de-prova mantidos
em ambiente de laboratório serviu para ratificar a eficácia do sistema, observando-se, após
32 semanas de exposição, uma propagação da frente de carbonatação cerca de 70 % maior
nos corpos-de-prova submetidos à câmara.
O ensaio de ataque por sulfatos serviu para mostrar o alto nível de deterioração que
este agente pode trazer ao concreto. Como visto, constatou-se que o CAA-RCMG obteve
resultados muito próximos aos dos concretos de referência, mas chegando a apresentar uma
resistência à flexão 10 % abaixo do C-REF, para o ensaio menos agressivo. Porém,
apresentou maior tempo de resistência à ruína no ensaio mais agressivo. Cabe aqui ressaltar
a necessidade de aprofundamento deste ensaio no modo menos agressivo, reduzindo-se a
concentração de sulfatos da solução e ampliando-se o tempo de observação, de modo a
tornar o ensaio mais próximo de uma situação real deste ataque.
No ensaio de determinação do potencial de corrosão, nem o CAA-RCMG nem os
concretos de referência atingiram índices que indicassem alta probabilidade de corrosão, o
que tornou necessária a complementação deste ensaio com a aplicação de corrente até a
fissuração do concreto. Neste último, o CAA-RCMG foi comparado apenas ao C-REF uma
vez que a aplicação de corrente não é recomendável para concretos com inibidores de
92
corrosão químicos, pois podem causar alterações no seu comportamento. Essas alterações
foram observadas visto que o C-I-COMP apresentou altos níveis de fissuração. A
comparação mostrou que o CAA-RCMG proporcionou a abertura de fissuras 63 % menores
que as do C-REF, através do retardo da formação dos produtos da corrosão, que como são
expansivos, provocam a fissuração do concreto.
Faz-se necessário para o ensaio de determinação do potencial de corrosão um melhor
planejamento dos tempos destinados à execução do mesmo visto que em 180 dias não se
obtiveram resultados conclusivos. Necessária também seria a realização do ensaio de
aplicação de corrente sem a prévia exposição dos concretos à indução da corrosão por
penetração de cloretos, possibilitando uma avaliação deste ensaio de forma isolada.
De forma geral o trabalho aqui exposto avaliou e comparou as propriedades de
durabilidade apresentadas pelo CAA-RCMG e pelos concretos de referência onde, com a
exceção da resistência ao ataque por sulfatos na qual o CAA apresentou resultados
ligeiramente inferiores, verificou-se que o CAA-RCMG apresentou propriedades de
durabilidade superiores àquelas apresentadas pelos concretos de referência. Esses resultados
mostram que a utilização deste concreto, proporcionará a execução de estruturas tão
duráveis quanto as estruturas executadas com os concretos convencionais já utilizados no
mercado, desde que observadas suas limitações e obedecidas as exigências normativas
quanto a especificações e controle tecnológico.
Assim sendo, este trabalho de foi de grande importância para uma melhor avaliação
da confiabilidade do CAA-RCMG, no tocante às suas propriedades de durabilidade,
tornando menor a distância entre a pesquisa deste material e sua utilização em escala
industrial, incentivando a produção científica e a formação de novos pesquisadores, e
transformando a tecnologia empregada nos laboratórios em benefícios para a humanidade.
6.2. Sugestões para trabalhos futuros
Finalmente, apresenta-se como sugestão para o prosseguimento dos estudos:
Estudar o processo de beneficiamento do resíduo para produção do RCMG em escala
industrial para uso em concretos e argamassas, contabilizando os custos deste
processo e analisando a viabilidade econômica da introdução deste produto no
mercado.
93
Aprofundar os estudos de pozolanicidade do RCMG visando verificar as
considerações aqui assumidas ao se enquadrar o resíduo como um fíler não
pozolânico.
Realizar a dosagem do CAA-RCMG com agregados provenientes de outras jazidas
para que se verifique a repetitibilidade desta, respeitando-se as considerações feitas
quanto à utilização dos agregados no CAA.
Aprofundar os ensaios de propagação da frente de carbonatação aumentando os
períodos de análise e com exposições não só à câmara de carbonatação mas também
a outros ambientes agressivos como ambientes marinhos e águas ricas em sulfatos.
Estudar o comportamento do CAA-RCMG frente ao ataque por sulfatos em períodos
maiores, com menores concentrações de sulfatos na solução visando reproduzir mais
fielmente a realidade deste ataque.
Analisar o comportamento dos componentes do RCMG frente ao ataque por sulfatos,
buscando verificar a ocorrência de reações expansivas danosas ao concreto,
principalmente envolvendo o SiO
2
, presente em grande quantidade neste resíduo.
Realizar os testes de determinação do potencial de corrosão em períodos maiores até
a ocorrência da corrosão, bem como realizar o ensaio de corrosão induzida por
corrente impressa sem submissão prévia dos corpos-de-prova à penetração de
solução de cloretos.
Realizar estudo sobre obtenção do CAA com aditivo inibidor de corrosão.
94
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