Ação da carbonatação em vigas de concreto armado em serviço, Notas de estudo de Engenharia Civil

Baixe Ação da carbonatação em vigas de concreto armado em serviço e outras Notas de estudo em PDF para Engenharia Civil, somente na Docsity! VALDIRENE MARIA SILVA Ação da carbonatação em vigas de concreto armado em serviço, construídas em escala natural e reduzida Tese apresentada à Escola de Engenharia de São Carlos da Universidade de São Paulo, como parte dos requisitos para a obtenção do título de Doutor em Engenharia de Estruturas. ORIENTADOR: Prof. Dr. Jefferson B. L. Liborio São Carlos – SP 2007 Ficha catalográfica preparada pela Seção de Tratamento da Informação do Serviço de Biblioteca – EESC/USP Silva, Valdirene Maria S586a Ação da carbonatação em vigas de concreto armado em serviço, construídas em escala natural e reduzida / Valdirene Maria Silva. –- São Carlos, 2007. Tese (Doutorado) –- Escola de Engenharia de São Carlos- Universidade de São Paulo, 2007. Área: Engenharia de Estruturas. Orientador: Prof. Dr. Jefferson B. L. Liborio. AGRADECIMENTOS Ao meu orientador Jefferson B. L. Liborio, por acreditar em meu potencial e proporcionar-me a oportunidade de crescer profissionalmente. À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP), pela bolsa de estudo concebida. Ao Programa de Pós-Graduação do departamento de Engenharia de Estruturas e a Escola de Engenharia de São Carlos, por possibilitar-me a realização desta pesquisa. Ao meu esposo Valentim Capuzzo Neto pelo amor e companheirismo. Aos meus familiares que sempre acreditaram em mim. Ao Prof. Toshiaki Takeya pela competência profissional e suas importantes contribuições a este trabalho. Ao Prof. Mário de Castro por sua contribuição nas análises estatísticas realizadas. A todos os amigos do Laboratório de Materiais Avançados à Base de Cimento (LMABC): José Américo, Alessandra, Fernanda Giannotti, Vanessa, Sandra, Rafaelle, Tiago, Wilson, Jorge e Marcos pela ajuda, companheirismo, descontração e, principalmente, pela amizade. Ao Marcelo Antonio Sartorio pela amizade e por ajudar no desenvolvimento do trabalho experimental. A todos os colegas que contribuíram de forma direta ou indireta na realização desta tese, em especial ao Francisco Sales Trajano Filho, à Luciana Pelaes Mascaro e à Alessandra Feuzicana. i SUMÁRIO LISTA DE FIGURAS v LISTA DE TABELAS xiv LISTA DE ABREVIATURAS xvii LISTA DE SÍMBOLOS xviii RESUMO xix ABSTRACT xx 1. INTRODUÇÃO 1 1.1. Generalidades 1 1.2. Justificativas 3 1.3. Objetivos 4 1.4. Metodologia 4 1.5. Organização do trabalho 6 2. A CARBONATAÇÃO E SUAS INFLUÊNCIAS 7 2.1. Estimativa da profundidade de carbonatação por meio de equações 14 2.2. Medidas da profundidade de carbonatação 19 2.3. Influência das adições minerais na carbonatação 20 2.4. Formações mineralógicas do carbonato de cálcio 22 2.5. Concentração de dióxido de carbono 23 2.6. Redução no valor do pH pelo CO2, e suas conseqüências 25 2.7. Comportamento da carbonatação em regiões fissuradas 30 2.8. Estruturas de concreto armado expostas ao meio ambiente durante o período da construção 34 3. DURABILIDADE DAS ESTRUTURAS DE CONCRETO 37 3.1. Alguns fatores que influenciam na durabilidade das estruturas de concreto 39 3.1.1. Cobrimento nominal da armadura 39 3.1.2. Fissuras no concreto 40 3.1.3. Zona de interface 45 4. MODELOS FÍSICOS REDUZIDOS 49 4.1. Modelos Estruturais 53 4.1.1. Modelo com completa semelhança 53 ii 4.1.2. Modelo com semelhança de primeira ordem 54 4.1.3. Modelo distorcido 54 4.1.4. Fatores de escala para modelos de concreto armado 55 4.2. Confiabilidade dos modelos físicos 56 4.3. Alguns trabalhos em modelos físicos 57 5. PROGRAMA EXPERIMENTAL 59 5.1. Caracterização dos materiais 60 5.2. Dosagem dos concretos 61 5.3. Propriedades dos concretos 62 5.4. Confecção das vigas de concreto armado em escala natural e reduzida 64 5.5. Instrumentação das vigas 66 5.6. Carregamento das vigas 68 5.7. Câmara de carbonatação acelerada 72 5.8. Determinação da profundidade de carbonatação 73 5.9. Análise microestrutural 75 5.9.1. Difratometria de raios-X (DRX) 75 5.9.2. Porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM) 75 5.9.3. Microscopia eletrônica de varredura (MEV) 75 6. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS E DISCUSSÕES 77 6.1. Propriedades mecânicas do concreto 77 6.1.1. Resistência à compressão simples 77 6.1.1.1. Comparação da resistência à compressão simples entre corpos-de-prova referentes à escala natural e reduzida 80 6.1.2. Resistência à tração por compressão diametral 82 6.1.2.1. Comparação da resistência à tração por compressão diametral dos corpos- de-prova referentes à escala natural e reduzida 84 6.1.3. Módulo de elasticidade 85 6.2. Comportamento estrutural das vigas de concreto armado em escala natural e reduzida 89 6.2.1. Vigas em escala natural 89 6.2.1.1. Viga 1 89 6.2.1.2. Viga 2 91 6.2.1.3. Viga 3 92 v LISTA DE FIGURAS Figura 2.1 Gráfico tridimensional da relação entre profundidade de carbonatação, resistência mecânica e porosidade. Fonte: Atis (2004). 9 Figura 2.2 Representação esquemática da frente de carbonatação. Fonte: Richardson (1988). 10 Figura 2.3 Mecanismo sugerido para a carbonatação acelerada. Fonte: Bertos et al. (2004). 12 Figura 2.4 Mecanismo de reação química. Fonte: Richardson (1988). 12 Figura 2.5 Micrografias dos compostos da pasta de cimento hidratada. (a) Cristais de C-S-H, Silva (2004); (b) Cristais de CH, Monteiro (sd-a). 13 Figura 2.6 Morfologia do carbonato de cálcio, Castro (2003). 13 Figura 2.7 Curva teórica experimental da profundidade de carbonatação em função do tempo de exposição para o traço 1:3,0. Fonte: Silva (2002) 16 Figura 2.8 Ábaco para obtenção da espessura de cobrimento às armaduras em função do concreto (C10 a C50) e da vida útil desejada (1 a 100 anos). Fonte: Helene (1997). 18 Figura 2.9 Intensidade de carbonatação e pH da água de poros de concreto submetido à carbonatação durante 8 e 16 semanas. Fonte: Chang e Chen (2006). 20 Figura 2.10 Transformação da vaterita em calcita. Fonte: http://www.mpikg.mpg.de/kc/coelfen/ - acessado em 06/10/2006 às 10h00min. 23 Figura 2.11 Microestrutura da aragonita. Fonte: www.keele.ac.uk/depts/ch/groups/csg/cas/ - acessado em 06/10/2006 às 10h30min. 23 Figura 2.12 Diagrama simplificado de Pourbaix para o sistema água-ferro a 25ºC e 1 atm. Fonte: Pourbaix e Zoubov (1974), adaptado. 26 Figura 2.13 Célula de corrosão eletroquímica. Fonte: Helene e Cunha (2001). 27 Figura 2.14 Diferentes tipos de lepitocrocita (γ-FeOOH) encontradas como produto de corrosão. Fonte: (a) Antunes et al. (2003) e (b) Koleva et al. (2006). 28 Figura 2.15 Modelo de vida útil. Fonte: CEB 152 (1983). 29 Figura 2.16 Observação em fissura com 0,35 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 30 Figura 2.17 Observação em fissura com 0,05, 0,02 e 0,01 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 30 Figura 2.18 Observação em fissura com 0,8 e 0,3 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 31 Figura 2.19 Observação em fissura com 0,3, 0,2, 0,1 e 0,05 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 31 Figura 2.20 Observação em fissura com 0,4, 0,1, 0,25 e 0,15 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 31 Figura 2.21 Observação em fissura com baixa profundidade de carbonatação. Fonte: Richardson (1988). 31 vi Figura 2.22 Observação em fissura com 0,6 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 32 Figura 2.23 Observação em fissura com 0,4 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 32 Figura 2.24 Observação em fissura com 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 32 Figura 2.25 Observação em fissura com 0,15 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 32 Figura 2.26 Observação em fissura com 0,10 e 0,08 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 33 Figura 2.27 Observação em fissura com 0,5 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 33 Figura 2.28 Observação em fissura carbonatada. Fonte: Richardson (1988). 33 Figura 2.29 Observação em fissura com 0,15 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). 33 Figura 2.30 Corpo-de-prova extraído de um segmento de seção de pilar (concreto fck=20MPa), idade de 18 meses – instante de aplicação de revestimento de argamassa. Fonte: Silva (2004). 35 Figura 3.1 Representação esquemática dos ciclos de fissuração, corrosão e fissuração do concreto. Fonte: Monteiro (sd - b). 38 Figura 3.2 Distribuição média dos poros na zona de interface entre a pasta e o agregado - concreto com relação água/cimento de 0,4. Fonte: Nemati e Gardoni (2005). 45 Figura 3.3 Distribuição das fases presentes na hidratação da pasta de cimento ao longo da zona de interface pasta/agregado. Fonte: Bentz e Stutzman (1994) 46 Figura 3.4 Atuação da sílica ativa na zona de interface entre a pasta e o agregado. (a) e (b) concreto sem adição de sílica ativa antes e após a hidratação respectivamente. (c) e (d) concreto com adição de sílica ativa antes e após a hidratação respectivamente. Fonte: Bentur e Odler apud Castro (2003). 46 Figura 3.5 Dopagem dos agregados. Fonte: Liborio et al. (2005). 47 Figura 3.6 Zona de interface entre a pasta de cimento e um grão de areia. (a) argamassa sem adição de sílica ativa, (b) argamassa com adição de sílica ativa. Fonte: Bentur e Cohen (1987). 48 Figura 4.1 Modelo de material com completa semelhança. Fonte: Harris e Sabnis (1999). 53 Figura 4.2 Modelo de material com distorção. Fonte: Harris e Sabnis (1999). 54 Figura 4.3 Relação da resistência à compressão x diâmetros dos corpos-de- prova. Fonte: Harris e Sabnis (1999). 56 Figura 4.4 Pilar do vertedouro de barragem - Ilha Solteira. (a) Pilar instrumentado para ensaio, (b) modelo físico reduzido - Laboratório de Engenharia de Estruturas – EESC-USP, (c) protótipo em escala natural. 58 Figura 5.1 Separação da argamassa (por peneiramento) do concreto utilizado na moldagem das vigas em escala reduzida. 62 Figura 5.2 Representação esquemática dos ensaios realizados em corpos-de- prova. 63 vii Figura 5.3 Detalhamento da armadura da viga em escala natural, unidade em cm. 65 Figura 5.4 Detalhamento da armadura de fretagem e da posição do tubo de P.V.C. em ângulo para posterior passagem de cordoalha de aço. 65 Figura 5.5 Detalhamento da armadura da viga em escala reduzida e seu posicionamento na forma metálica. 66 Figura 5.6 Detalhamento da instrumentação, unidade em cm. 67 Figura 5.7 Detalhamento da instrumentação do concreto e da armadura referentes às vigas em escala natural. 67 Figura 5.8 Posicionamento dos extensômetros localizados no meio do vão das vigas em escala reduzida. (a) barras de aço longitudinais tracionadas; (b) região comprimida do concreto. 67 Figura 5.9 Aplicação do carregamento em uma viga de concreto armado em escala natural. 68 Figura 5.10 Detalhamento do carregamento e da condição estática do ensaio. 68 Figura 5.11 Detalhe do encunhamento da cordoalha de aço de protensão e macaco de aplicação de carregamento. 69 Figura 5.12 Esquema estático do ensaio das vigas em escala natural. 69 Figura 5.13 Sistema utilizado para realizar as leituras de carga e deformação. 70 Figura 5.14 Aplicação do carregamento nas vigas em escala reduzida. 71 Figura 5.15 Esquema estático do ensaio das vigas em escala reduzida 71 Figura 5.16 Câmara de carbonatação acelerada. 72 Figura 5.17 Desenho esquemático da câmara de carbonatação acelerada. 72 Figura 5.18 Detalhe dos dispositivos para controle da quantidade de CO2 na câmara de carbonatação - (a) Pressostato eletrônico programável, (b) solenóide, (c) transdutor diferencial. 73 Figura 5.19 Técnica utilizada na extração de corpos-de-prova - (a) Viga de concreto armado; (b) Detalhe do corpo-de-prova extraído da viga; (c) Ilustração do ensaio de tração por compressão diametral dos corpos-de-prova extraídos; (d) Exemplo da técnica utilizada na verificação da profundidade de carbonatação. 74 Figura 5.20 Verificação da profundidade de carbonatação nas vigas em escala reduzida. 74 Figura 6.1 Resistência à compressão simples dos concretos referentes às vigas em escala natural (a) e escala reduzida (b). 78 Figura 6.2 Comparação da resistência à compressão simples dos concretos, referentes às vigas em escala natural, submetidos à cura úmida e a carbonatação. 79 Figura 6.3 Comparação da resistência à compressão simples dos concretos, referentes às vigas em escala reduzida, submetidos à cura úmida e a carbonatação. 79 Figura 6.4 Resistência à compressão simples dos corpos-de-prova submetidos à cura úmida referentes aos concretos utilizados na confecção das vigas em escala natural (a) e escala reduzida (b). 80 Figura 6.5 Resistência à compressão simples dos concretos utilizados na confecção de vigas em escala natural e reduzida. 81 Figura 6.6 Resistência à compressão simples dos concretos utilizados na confecção de vigas em escala natural e reduzida. 81 x Figura 6.35 Profundidade da carbonatação dos corpos-de-prova extraídos da viga 3. 102 Figura 6.36 Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante 7 dias em câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e 28 dias na câmara de carbonatação – Modelo 1. 103 Figura 6.37 Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do modelo 1. 104 Figura 6.38 Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante 7 dias em câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e 28 dias na câmara de carbonatação – Modelo 2. 105 Figura 6.39 Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do modelo 2. 106 Figura 6.40 Profundidade de carbonatação de corpos-de-prova curados durante 7 dias em câmara úmida, após 10 dias em pré-condicionamento e 28 dias na câmara de carbonatação – Modelo 3. 107 Figura 6.41 Profundidade da carbonatação de corpos-de-prova extraídos do modelo 3. 108 Figura 6.42 Comparação dos resultados de carbonatação determinados em corpos-de-prova e vigas em escala natural e reduzida. 110 Figura 6.43 Comparação dos resultados da frente de carbonatação determinada em corpos-de-prova e nas regiões tracionadas e comprimidas das vigas em escala natural e reduzida. 110 Figura 6.44 Profundidade de carbonatação determinada (a) em corpos-de- prova e (b) vigas em escala natural e reduzida; (c) vigas em escala natural e em escala reduzida extrapolada. 111 Figura 6.45 Profundidade da carbonatação nas regiões tracionadas e comprimidas das vigas em escala natural (a) e reduzida (b). Nota: os valores à esquerda de 1, 2 e 3 correspondem às extremidades das vigas, enquanto que os valores à direita de 1, 2 e 3 correspondem ao vão central. 113 Figura 6.46 Profundidade da frente de carbonatação nas vigas em escala natural e reduzida – valores extrapolados. 115 Figura 6.47 (a) Detalhes dos cortes realizados nas vigas; (b) retirada do concreto na região da fissura; (c) região da viga em que o concreto foi retirado e (d) representação do posicionamento das seções AA e BB. 116 Figura 6.48 Profundidade da frente de carbonatação medida na seção BB das vigas 1, 2 e 3. 163 Figura 6.49 Profundidade da frente de carbonatação medida na posição da fissura em espessuras de cobrimento de 2,0 cm e 2,5 cm, para as vigas 1, 2 e 3. 164 Figura 6.50 Profundidade da frente de carbonatação medida ao longo de todo o comprimento da fissura e na espessura de 3,0 cm de cobrimento, para as vigas 1, 2 e 3. 164 Figura 6.51 Profundidade da frente de carbonatação medida na seção BB dos modelos 1, 2 e 3. 181 Figura 6.52 Profundidade da frente de carbonatação versus abertura de fissura de acordo com o tipo de viga (viga 1-preto, viga 2-vermelho, viga 3-azul) e sua posição ao longo do comprimento (• - extremidade; - vão central) 183 xi Figura 6.53 Ajuste de equações para quantificar a profundidade de carbonatação versus abertura de fissura (a) viga 1, (b) viga 2 e (c) viga 3. 184 Figura 6.54 – (a) Localização do corpo-de-prova extraído da viga, (b) Corpo-de- prova fissurado no qual se observam as diferenças entre a frente de carbonatação a partir da superfície superior e ao longo da fissura. 185 Figura 6.55 Concreto manchado com pontos de corrosão da barra de aço inferior (a) abertura de fissura w = 0,13 mm, (b) abertura de fissura w = 0,13 mm. 186 Figura 6.56 Concreto manchado com pontos de corrosão da barra de aço inferior (a) abertura de fissura w = 0,14 mm, (b) abertura de fissura w = 0,11 mm e (c) abertura de fissura w = 0,14 mm. 186 Figura 6.57 Profundidade de carbonatação determinada em corpos-de-prova referentes aos concretos da viga 1 (referência), viga 2 (10% SFS) e viga 3 (10% SCA) submetidos a diferentes concentrações de CO2. 187 Figura 6.58 Tendência de comportamento do coeficiente de carbonatação em função da concentração de dióxido de carbono. 189 Figura 6.59 Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 1 – Sem adição de sílica ativa. 190 Figura 6.60 Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 2 - Com 10% de sílica de ferro silício ou silício metálico. 191 Figura 6.61 Difratograma da pasta de cimento referente à viga e modelo 3 – Com 10% de adição da sílica da casca de arroz. 191 Figura 6.62 Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos poros da pasta 1 referente à viga e modelo 1. 193 Figura 6.63 Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos poros da pasta 2 referente à viga e modelo 2. 193 Figura 6.64 Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos poros da pasta 3 referente à viga e modelo 3. 193 Figura 6.65 Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas à cura úmida. 194 Figura 6.66 Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas ao meio ambiente. 194 Figura 6.67 Relação do volume acumulado e do incremento de volume com o diâmetro dos poros da pasta 1, 2 e 3 que foram submetidas à carbonatação. 195 Figura 6.68 Carbonato de cálcio no poro. 196 Figura 6.69 Carbonato de cálcio no poro. 196 Figura 6.70 Carbonato de cálcio no poro. 197 Figura 6.71 Carbonato de cálcio no poro. 197 Figura 6.72 Carbonato de cálcio. 197 Figura 6.73 Carbonato de cálcio. 197 Figura 6.74 Pasta carbonatada. 197 Figura 6.75 Pasta carbonatada. 197 Figura 6.76 Pasta carbonatada. 198 Figura 6.77 Pasta carbonatada. 198 Figura 6.78 Frente de carbonatação em fissura, viga 3. 199 Figura 6.79 Frente de carbonatação em fissura, viga 3. 199 xii Figura 6.80 Frente de carbonatação em fissura, viga 3. 199 Figura 6.81 Frente de carbonatação em fissura, viga 3. 199 Figura 6.82 Frente de carbonatação em fissura, viga 3. 199 Figura 6.83 CaCO3 na região próxima à fissura , viga 3. 199 Figura 6.84 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 200 Figura 6.85 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 200 Figura 6.86 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 200 Figura 6.87 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 200 Figura 6.88 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 201 Figura 6.89 Pasta carbonatada, viga 2. 201 Figura 6.90 Imagem do hidróxido de cálcio na posição da fissura. 202 Figura 6.91 Início da frente de carbonatação na fissura, viga 3. 202 Figura 6.92 Início da frente de carbonatação na fissura, viga 3. 202 Figura 6.93 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 202 Figura 6.94 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 202 Figura 6.95 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 203 Figura 6.96 Frente de carbonatação em fissura, viga 2. 203 Figura 6.97 Microestrutura da zona de interface agregado/pasta. 204 Figura 6.98 Microestrutura da zona de interface agregado/pasta. 204 Figura 6.99 Zona de interface pasta/agregado. 204 Figura 6.100 Zona de interface pasta/agregado. 204 Figura 6.101 Carbonato de cálcio na zona de interface pasta/agregado. 205 Figura 6.102 Carbonato de cálcio na zona de interface pasta/agregado. 205 Figura 6.103 Micrografia do agregado miúdo. 205 Figura 6.104 Corpo-de-prova de concreto carbonatado, mostrando que a tendência da difusão da frente de carbonatação é de ocorrer na zona de interface pasta/agregado. 206 Figura 6.105 Região da pasta de cimento em que foi retirado o agregado. 207 Figura 6.106 Região da pasta de cimento em que foi retirado o agregado. 207 Figura 6.107 EDS em linha para verificar os elementos presentes na pasta de cimento em que foi retirado o agregado. 208 Figura 6.108 EDS em linha para verificar os elementos presentes na região da pasta de cimento com e sem agregado. 209 Figura 6.109 Zona de interface pasta/barra de aço. 210 Figura 6.110 Zona de interface pasta/barra de aço. 210 Figura 6.111 Zona de interface pasta/barra de aço. 210 Figura 6.112 Zona de interface pasta/barra de aço. 210 Figura 6.113 Detalhe do concreto do cobrimento. 211 Figura 6.114 Detalhe do concreto do cobrimento. 211 Figura 6.115 Região da pasta de cimento em que foi sacada a barra de aço. 211 Figura 6.116 Amostra da barra de aço que foi despassivada devido à carbonatação e sua corrosão. 212 Figura 6.117 Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga e com diferentes magnificações. 213 Figura 6.118 Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga com camada de passivação. 213 Figura 6.119 Imagens de barras de aço extraídas do interior da viga. 214 Figura 6.120 Imagens da barra de aço corroída. 214 Figura 6.121 Imagens da barra de aço corroída. 215 Figura 6.122 Imagem da barra de aço corroída. 216 xv Tabela 6.14 Profundidade da frente de carbonatação determinada em corpos-de- prova moldados e em vigas de escala natural e reduzida. 109 Tabela 6.15 Valores da profundidade da frente de carbonatação determinados em corpos-de-prova referentes às vigas em escala natural e reduzida e fatores de escala determinados. 114 Tabela 6.16 Valores médios da profundidade da frente de carbonatação determinados nas vigas em escala natural, vigas em escala reduzida, valores extrapolados das vigas em escala reduzida para escala natural e análise estatística. 114 Tabela 6.17 Posicionamento das fissuras ao longo da viga 1, abertura das fissuras, profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de 3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. 118 Tabela 6.18 Posicionamento das fissuras ao longo da viga 2, abertura das fissuras, profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de 3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. 131 Tabela 6.19 Posicionamento das fissuras ao longo da viga 3, abertura das fissuras, profundidade da frente de carbonatação ao longo da fissura e na posição com cobrimento de 3 cm, carbonatação nas seções AA e BB. 147 Tabela 6.20 Posicionamento das fissuras no modelo 1, abertura das fissuras, exposição do concreto extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. 166 Tabela 6.21 Posicionamento das fissuras no modelo 2, abertura das fissuras, concreto extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. 170 Tabela 6.22 Posicionamento das fissuras no modelo 3, abertura das fissuras, concreto extraído na posição da fissura, carbonatação na seção BB. 176 Tabela 6.23 Valores médios da profundidade de carbonatação determinados na seção BB das vigas em escala natural, dos modelos, valores extrapolados dos modelos para as vigas em escala natural e variação percentual dos resultados.. 181 Tabela 6.24 Estatística descritiva das aberturas de fissuras de acordo com os posicionamentos na extremidade ou no vão central da viga em escala natural ou reduzida. 182 Tabela 6.25 Profundidades das frentes de carbonatação determinadas em corpos- de-prova e calculadas pelas equações ajustadas, quando a abertura da fissura vale zero. 184 Tabela 6.26 Valores de profundidade da frente de carbonatação e do coeficiente de carbonatação determinados em corpos-de-prova referentes aos concretos que foram utilizados nas vigas 1, 2 e 3 e submetidos a diferentes concentrações de CO2. 187 Tabela 6.27 Determinação da idade necessária para o corpo-de-prova atingir a profundidade de carbonatação estabelecida. Os valores presentes nas linhas em negrito correspondem aos valores experimentais e os demais se referem às idades calculadas. 188 Tabela 6.28 Produtos identificados nos difratogramas e suas respectivas nomenclaturas. 190 Tabela 6.29 Resultados provenientes do ensaio de PIM das pastas de cimento hidratadas e carbonatadas. 192 xvi Tabela 6.30 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.68, 4.69, 4.76 e 4.77. 198 Tabela 6.31 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.80 a 4.82. 200 Tabela 6.32 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.84 a 4.88. 201 Tabela 6.33 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.91 a 4.95. 203 Tabela 6.34 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.98 a 4.102. 205 Tabela 6.35 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.105 a 4.107. 208 Tabela 6.36 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente à figura 4.108. 209 Tabela 6.37 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.109 a 4.115. 212 Tabela 6.38 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente à figura 4.118. 214 Tabela 6.39 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.119 a 4.120. 215 Tabela 6.40 Resultados da espectrografia por dispersão de energia (EDS) referente às figuras 4.121 a 4.124. 216 Tabela 6.41 Distribuição das fases presentes na pasta de cimento hidratada pelos tons de cinza, Silva (2000). 217 xvii LISTA DE ABREVIATURAS a/agl - Relação água/aglomerante a/c - Relação água/cimento ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas ACI - American Concrete Institute AFt - Etringita BSE - Elétrons retroespalhados CEB - Comite Euro-International du Beton CCDM - Centro de Caracterização e Desenvolvimento de Materiais C2S - Silicato dicálcico ou belita C3A - Aluminato tricálcico C3S - Silicato tricálcico ou alita C4AF - Ferro aluminato tetracálcico CaO - Óxido de cálcio C.U. - Cura úmida Ca(OH)2 - Hidróxido de cálcio ou portlandita CaCO3 - Carbonato de cálcio ou calcita CH - Hidróxido de cálcio ou portlandita C-S-H - Silicato de cálcio hidratado CO2 - Dióxido de carbono DRX - Difratometria de raio-X EHT - Tensão de aceleração EDS - Espectrografia por dispersão de energia EESC - Escola de Engenharia de São Carlos fck - Resistência característica do concreto ft - Resistência à tração por compressão diametral HCO-3 - Ácido carbônico KOH - Hidróxido de potássio MEV - Microscopia eletrônica de varredura M.A. - Meio ambiente Mag - Magnificação M.At.* - Massa atômica NaOH - Hidróxido de sódio PIM - Porosimetria por intrusão de mercúrio REF - Referência SFS - Sílica ativa de ferro silício ou silício metálico SCA - Sílica extraída da casca de arroz SE - Elétrons secundários SP - Superplastificante USP - Universidade de São Paulo UR - Umidade relativa WD - Distância de trabalho γ-Fe2O3 - Filme de óxido aderente na superfície da armadura γ-FeOOH - Lepidocrocita α-FeOOH - Goetita Fe3O4 - Magnetita xx ABSTRACT SILVA, V.M. Carbonation action in reinforced concrete beams under stress regime carried out on full and small scales. 2007. 279 f. Thesis (Doctoral) - Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2007. This work reports on the behavior of carbonation in reinforced concrete beams under stress regime on full and small scales having the lowest possible frame. The beams were made with and without adding silica from rice husk and silica fume (Fe-Si). For each beam on a full scale (coarse aggregate with Dmáx. = 19 mm) another beam on a small scale was made with the same mix of concrete to maintain the same comparison parameter. The beams were cured for 7 days and subsequently submitted to flexure by applying a two-point loading (L/3 of beam). Humidity stabilization to stabilize internal humidity of beams exposed for 28 days in an environment with a concentration of 50% carbon dioxide, 65 ± 5% of relative humidity and room temperature was carried out. The following was determined: axial compression strength, tensile splitting strength, Young’s modulus and carbonation depth in cylindrical specimens. The carbonation depth was determined in specimens with unlike carbon dioxide concentration. Moreover, carbonation along beams on full and small scales and in cracks was observed. To estimate the carbonation depth of the beams, equations were adjusted to represent the carbonation in cracks. The results show the efficiency in the thickness of the cover, efficiency of small-scale models for studies concerning carbonation and behavior of carbonation in the serviceability of structural elements. The carbonation depth differs in the position of cracks, showing behavior which is unlike the one compared to specimens. The microstructure analyses show the behavior of carbonation depth in reinforced concrete beams complementing the experimental study. The results show that it is not sufficient to use high performance concretes in structural elements for elements with cracks and in aggressive atmospheres. Keywords: carbonation, crack, cover, durability, high performance concrete, concretes. C ap ítu lo 1 INTRODUÇÃO 1.1. GENERALIDADES Um dos objetivos da construção civil é otimizar a aplicação dos materiais na produção do concreto. Para cada tipo de obra uma determinada característica do concreto a ser empregado é requerida. Este pode ser bombeável, auto-adensável, projetável ou coeso e pode ser executado com diferentes tipos de aditivos e adições, tais como: superplastificante, plastificante, retardador, acelerador, sílica ativa, cinzas, escórias, materiais reciclados e outros. Dentre as exigências e os materiais existentes é necessário saber produzir o concreto para que este seja resistente, economicamente viável e durável para o meio ambiente no qual será inserido. A durabilidade das estruturas de concreto pode ser comprometida devido às seguintes causas: deficiência de projeto, falhas de execução e ausência de manutenção preventiva dos edifícios. Devido às deficiências de projeto inicia-se no Brasil, no século XXI, a preocupação de especificar no projeto todas as características do concreto que será utilizado. É inadmissível justificar a existência de um problema patológico em função do meio ambiente ou das condições de serviço de uma estrutura, uma vez que estes cuidados deveriam ser considerados durante a concepção do projeto. Tendo em vista a necessidade de construir estruturas de concreto mais resistentes e duráveis inicia-se a aplicação do concreto de alta resistência e/ou alto desempenho. Este é um concreto emergente que está sendo introduzido na construção civil do país. Seu custo comparativo com o concreto convencional é maior, mas se tiver seu potencial devidamente utilizado torna-se econômico, e sua produção requer profissionais qualificados. Atualmente, este concreto é aplicado em obras de engenharia com maior preocupação no controle tecnológico. O ganho de resistência mecânica com o concreto de alto desempenho proporcionou algumas vantagens e desvantagens no projeto estrutural. Capítulo 1 - Introdução 2 A vantagem da aplicação do concreto de alto desempenho e alta resistência está relacionada com o dimensionamento de pilares e com a durabilidade da estrutura. Os pilares podem ser dimensionados com a área da seção transversal menor, quando comparado com o pilar dimensionado com concreto convencional. Esta redução na seção transversal dos pilares proporciona um ganho de área construída e uma redução no custo final da obra, devido à redução do tamanho das formas, diminuição da mão-de-obra, quantidade de concreto e conseqüente redução do peso próprio da estrutura. A baixa porosidade desse concreto dificulta a penetração dos agentes agressivos para o interior do elemento estrutural, e consequentemente aumentando a vida útil da estrutura. A desvantagem em trabalhar com o concreto de alta resistência está relacionada à sua maior fragilidade, que assume maior importância quando se tratam de peças submetidas à compressão centrada ou excêntrica. A maioria das propostas de dimensionamento com o concreto de alta resistência sugere adotar encurtamento último menor que o relativo aos concretos de baixa resistência. Outro problema é que o cobrimento dos pilares de concreto de alta resistência destaca antes que a capacidade de carga axial teórica do elemento seja atingida, ACI 441R (1996). Vale ressaltar que a NBR 6118:2003 - Projeto de estruturas de concreto - Procedimento é aplicável para concretos de até 50 MPa, acima deste limite é necessário a utilização de normas internacionais no dimensionamento. Os problemas de patologia em concreto, em uma grande maioria, teriam sido solucionados com a aplicação do concreto de alto desempenho, caso os elementos estruturais não fossem submetidos à flexão. Tendo em vista que o concreto possui uma baixa resistência à tração, quando este é submetido a esse tipo de solicitação desencadeia-se a formação de fissuras. A presença destas fissuras proporciona um caminho preferencial para a difusão dos agentes agressivos e da umidade, aumentando significativamente sua permeabilidade. Uma das patologias mais freqüentes em estruturas de concreto armado é a corrosão das armaduras, aproximadamente 30% das anomalias existentes. Um dos fatores que contribui para a existência da corrosão é a carbonatação, que reduz o pH do concreto e despassiva a armadura. Esta quando despassivada e na presença de umidade desencadeia o processo de corrosão, comprometendo a segurança e durabilidade da estrutura. Devido a essa problemática, este trabalho investiga o comportamento da difusão da frente carbonatação em vigas de concreto armado submetidas à flexão, sob tensão, e na condição fissurada. Capítulo 1 - Introdução 5 Na revisão bibliográfica foram avaliados os principais fatores que influenciam na carbonatação do concreto, a durabilidade das estruturas de concreto e os modelos físicos reduzidos. Com esta revisão percebeu-se que apesar das diversas pesquisas sobre carbonatação em concreto, poucos estudos sobre o seu comportamento em estruturas de concreto armado solicitadas foram realizados. Verificou-se nas últimas décadas que a durabilidade das estruturas de concreto é importante assim como o seu desempenho mecânico, sendo a durabilidade incorporada nos critérios das normas vigentes. Também foi observado que os modelos físicos reduzidos são utilizados para analisar o comportamento mecânico dos elementos estruturais e que a verificação da durabilidade não é abordada. Para o desenvolvimento do programa experimental caracterizaram-se todos os materiais utilizados. Realizou-se um estudo de dosagem de concretos com diferentes tipos de adições, mantendo-se a mesma consistência e mesmo consumo de cimento. Com os traços de concreto definidos, foram confeccionadas as vigas de concreto armado em escala natural e reduzida e foram determinadas as propriedades mecânicas do concreto. As vigas foram submetidas a um carregamento e em seguida foram inseridas em um ambiente de carbonatação acelerada. Durante o período de carbonatação as vigas permaneceram solicitadas. No caso da escala natural o carregamento foi aplicado por meio de protensão externa, proporcionando um conjunto com mobilidade e dimensões apropriadas para inserir em um ambiente com controle da concentração de dióxido de carbono. Para a criação deste ambiente foi confeccionada e calibrada uma câmara de carbonatação acelerada. Por seu tamanho reduzido, as vigas em escala reduzida foram solicitadas por meio de um dispositivo apropriado de ensaio desenvolvido nessa pesquisa e inseridas em uma câmara de carbonatação com menores dimensões. A profundidade de carbonatação foi determinada tanto em corpos-de-prova quanto em vigas de concreto armado em escala natural e reduzida. No caso dos corpos-de-prova foi avaliada a influência da concentração do dióxido de carbono em 50%, 1% e meio ambiente, na profundidade de carbonatação. As medidas de carbonatação em vigas, com 50% de concentração, foram realizadas nas regiões com e sem fissuras e nas regiões tracionadas e comprimidas das mesmas. Objetivando verificar o comportamento microestrutural da carbonatação em concreto foram realizados ensaios de difratometria de raios-X (DRX), porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM) e microscopia eletrônica de varredura (MEV). Os resultados foram analisados estatisticamente e mostraram o comportamento real da difusão do dióxido de carbono em corpos-de-prova e em elementos estruturais solicitados. Capítulo 1 - Introdução 6 1.5. ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO Esta tese consiste de cinco capítulos e três anexos. No capítulo 1 apresenta-se a introdução com as generalidades, a justificativa do trabalho, os objetivos gerais e específicos da tese, a metodologia seguida e a organização do trabalho. As revisões bibliográficas sobre carbonatação, durabilidade das estruturas de concreto e modelos físicos reduzidos constam nos capítulos 2, 3 e 4 respectivamente. O capítulo 5 consiste da programação experimental, que envolve a metodologia utilizada. No capítulo 6 são apresentados os resultados e discussões do estudo experimental realizado. As conclusões da tese, as sugestões para trabalhos futuros e a transferência para o meio técnico estão no capítulo 7. Finalmente são apresentados: as referências bibliográficas; a bibliografia complementar; o anexo A com a caracterização dos materiais; o anexo B com o dimensionamento e os resultados teóricos e experimentais das vigas e dos modelos e o anexo C com procedimentos adotados no programa experimental. C ap ítu lo 2 A CARBONATAÇÃO E SUAS INFLUÊNCIAS A carbonatação é definida como a neutralização da fase líquida intersticial saturada de hidróxido de cálcio e de outros compostos alcalinos hidratados, contidos na pasta de cimento do concreto, pelo dióxido de carbono (CO2) que para uma faixa de umidade precipitam como carbonato de cálcio, RILEM (1988). A carbonatação acontece naturalmente em estruturas de concreto expostas à ação do dióxido de carbono, este difunde na superfície do concreto e, em presença da umidade dos poros, forma a frente de carbonatação. A intensidade da umidade é fundamental para a ocorrência da carbonatação, porque não ocorrerá carbonatação em altas ou baixas intensidades de umidade. Segundo Verbeck apud ACI 201.2R1 (1992) e Roy et al. (1999) a melhor taxa de umidade para ocorrer a carbonatação é entre 50% e 75%. Para umidade relativa abaixo de 25% a carbonatação é considerada insignificante e quando superior a 75%, a umidade presente nos poros restringe a penetração do dióxido de carbono. A incidência da chuva dificulta o avanço da frente de carbonatação porque o dióxido de carbono é impedido de se difundir devido à saturação dos poros, enquanto no período de estiagem, o processo de carbonatação é normal. Okochi et al. (2000) observaram que a carbonatação é mais intensa nas amostras protegidas da chuva do que nas expostas. Isso se explica porque as faces expostas estão sujeitas à carbonatação apenas no período de estiagem e as faces protegidas estão sujeitas durante todo o período do ano. 1 VERBECK G.J. (1958). Carbonation of hydrated portland cement. American Society for Testing and Materials - Special Technical Publication, pp. 17-36. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 10 rompimento da camada de óxido sub microscópica passivante, o que é denominado despassivação da armadura. Segundo Taylor (1997) o filme passivante é instável para baixos valores de pH, o qual é resultante da carbonatação, lixiviação ou ação de cloretos. Figura 2.2 –Representação esquemática da frente de carbonatação. Fonte: Richardson (1988). O dióxido de carbono, quando em contato com o concreto e na presença da umidade presente nos poros, desencadeia a frente de carbonatação. O que facilita a reação do ácido carbônico é a grande disponibilidade de álcalis na pasta do cimento, Mehta e Monteiro (1994). A pasta de cimento hidratada é composta por um volume de aproximadamente 20 a 25% de hidróxido de cálcio (Ca(OH)2) e 50 a 60% de silicato de cálcio hidratado (C-S-H). O hidróxido de cálcio é mais susceptível à carbonatação que o silicato de cálcio hidratado porque tal composto é altamente solúvel em meios ácidos. Afridi et al. (2001) estudando o comportamento do Ca(OH)2 em argamassas sem adições e submetidas à carbonatação, constatou que esses cristais são fracos e incapazes de resistir a tensões e conseqüentemente tem-se o surgimento de fissuras devido às reações de carbonatação. Segundo Taylor (1997) a carbonatação contribui significativamente na retração do concreto e causa fissuras superficiais, sendo esse efeito mais evidente em corpos-de-prova de menores dimensões. Nas Equações (2.1) a (2.3) estão descritas as reações responsáveis pela carbonatação através do hidróxido de cálcio. Inicialmente, é necessário que o CO2 se difunda através dos poros do concreto em direção à região de menor concentração e na presença da umidade dos poros se transforme em ácido carbônico. −−+−+ +→+→+ 3322 COH2HCOHOHCO (2.1) Os cristais de Ca(OH)2 se dissolvem na fase aquosa dos poros do concreto. −++ +→ OH2Ca)OH(Ca 2 (2.2) Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 11 Portanto, ocorre o desencadeamento da reação do Ca(OH)2 com o CO2, ambos dissolvidos, originando o carbonato de cálcio e reduzindo o valor do pH e o volume dos poros. OH2CaCOCOH2OH2Ca 233 +→+++ −−+−++ (2.3) Papadakis et al. (1992) verificaram que a taxa de carbonatação não depende apenas da concentração do hidróxido de cálcio, mas também, do silicato de cálcio hidratado que contém CaO. Segundo Taylor (1997) o hidróxido de cálcio e o silicato de cálcio hidratado carbonatam simultaneamente. Reardon et al. (1989), Mollah et al. (1993) e Kobayashi et al. (1994) estudaram a carbonatação do silicato de cálcio hidratado e observaram a dissociação da fase C-S-H e a formação de CaCO3, sílica e água. Está representada na Equação (2.4) a formação do C-S-H, na Equação (2.5) os produtos formados devido à carbonatação desse silicato e na Equação (2.6) uma representação resumida da reação. Quanto à formação do C-S-H, Nishikawa e Suzuki (1994) verificaram que ela pode ser analisada quantitativamente através de métodos analíticos. OH6SiO5CaO6OH7HSiO5Ca6 223 ⋅⋅→++ −−++ (C-S-H) (2.4) OH6SiO5CaCO6CO6OH6SiO5CaO6 223222 ++→+⋅⋅ (2.5) OHSílicaCaCOCOHSC 232 ++→+−− (2.6) Taylor (1997) descreve que silicato de cálcio hidratado é descalcificado, portanto tem- se uma redução na relação Ca/Si e a precipitação de um gel de sílica. Bertos et al. (2004) propõem um resumo das reações que ocorrem durante a carbonatação de materiais cimentícios conforme ilustrado na figura 2.3: 1. Difusão do CO2. 2. Penetração do CO2 através do sólido. 3. Dissolução do CO2(g) em CO2(aq.). Limite de transferência de camada. 4. Transformação do CO2(aq.) em H2CO3. Essa é uma taxa de deterioração lenta. 5. Ionização do H2CO3 para -23 - 3 CO,HCO,H + . Essa reação é instantânea, fazendo o pH cair em aproximadamente 3 unidades, geralmente de 11 para 8. 6. Hidratação das fases C3S e C2S. O processo é cíclico, essa fase é rápida e extensiva e a reação é exotérmica. Os grãos de silicatos são cobertos por uma camada livre de gel de silicato de cálcio hidratado, o qual é rapidamente dissolvido liberando íons de Ca2+ e -44SiO . 7. Nucleação do CaCO3 e C-S-H. Limite de transferência de camada. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 12 8. Precipitação da fase sólida. Inicialmente podem ser formadas vaterita e aragonita, mas no final dessa fase do CaCO3 resulta calcita. Carbonatos de cálcio amorfos podem ser encontrados no produto final. 9. Carbonatação secundária. O gel de C-S-H formado é progressivamente descalcificado, formando o silicato hidratado (S-H) e o CaCO3. Figura 2.3 – Mecanismo sugerido para a carbonatação acelerada. Fonte: Bertos et al. (2004). Richardson (1988) reporta que tanto o hidróxido de cálcio quanto o silicato de cálcio hidratado, na presença do dióxido de carbono, originam o carbonato de cálcio CaCO3 o qual, na presença do CO2 e água, forma o bicarbonato [Ca(HCO3)2], Equação(2.7). Uma quantidade desse bicarbonato é lixiviada da superfície do concreto e uma parte penetra e combina-se com hidróxido de cálcio formando o carbonato de cálcio, Equação (2.8) e figura 2.4. 23223 )HCO(CaOHCOCaCO →++ OH2CaCO2)OH(Ca)HCO(Ca 23223 +→+ (2.7) (2.8) Figura 2.4 - Mecanismo de reação química. Fonte: Richardson (1988). A resistência da pasta carbonatada aumenta com o avanço da carbonatação devido ao preenchimento dos poros com CaCO3, Ngala e Page (1997). Segundo Taylor (1997) a carbonatação proporciona a redução na permeabilidade do concreto. Richardson (1988) refere que a carbonatação aumenta a resistência mecânica devido à transformação da portlandita em calcita. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 15 dx dpA-KQ ⋅⋅= (2.10) γ µ⋅ = Kk (2.11) Em que: Q = taxa de transferência do material; D = coeficiente de difusão; K = coeficiente de permeabilidade; A = área da seção pela qual o fluxo acontece; dc/dx = gradiente de concentração; dp/dx = gradiente de pressão; c = concentração; p = pressão; x = espessura; k = permeabilidade intrínseca; µ = viscosidade; γ = massa específica. A equação mais freqüentemente usada é a proposição de que a profundidade de carbonatação é proporcional à raiz quadrada do tempo de exposição, Verbeck, apud Fernandez Paris3 (1973), Equação (2.12). tKx ⋅= (2.12) Na qual: K = coeficiente de carbonatação que depende do material e do ambiente (mm/ano0.5); x = profundidade carbonatada (mm); t = tempo de exposição (ano). Smolczyk apud Nunes4 (1998), propõe que a carbonatação em função do tempo seja obtida pela Equação (2.13). n 0t-tKx ⋅= (2.13) Em que: x = profundidade carbonatada (mm); K = coeficiente de carbonatação (mm/ano0.5) ; t = tempo de exposição (ano); t0 = período de retardamento; n = parâmetro que depende do tipo de cimento, geralmente próximo de 1,7 para cimentos Portland e de 2,0 para cimentos Portland com adições. 3 VERBECK G.J. (1958). Carbonation of hydrated portland cement. American Society Testing Material - Special Technical Publication, pp. 17-36. 4 SMOLCZYK, H.G. (1969). In: The V. International Symposium on the Chemistry of Cement, Tokyo, Proceedings. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 16 Silva (2002) realizou um ajuste teórico experimental da profundidade de carbonatação em função do tempo de exposição. Nesse ajuste, a pesquisadora obteve o menor erro possível e representou o comportamento de estabilização da carbonatação para idades elevadas e tempo de início da carbonatação diferente de zero. O ajuste confirma a validade da equação estudada por Smolczyk apud Nunes4 (1998). A Equação (2.14) foi a ajustada e a figura 2.7 é um exemplo gráfico das curvas teórica e experimental de argamassa executada com o cimento CP V ARI RS, com 10% de sílica ativa adicionada por substituição volumétrica ao cimento Portland e traço 1:3,0. O ajuste teórico e experimental desse traço proporcionou um coeficiente de carbonatação de 0,37 mm/dias0,5, o tempo para iniciar a carbonatação foi de 6 dias e o R2 de 0,998. 0. ttKx −= (2.14) Em que: x - profundidade carbonatada; K - coeficiente de carbonatação; t – tempo de exposição; t0 - tempo para início da carbonatação. 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 0 20 40 60 80 100 Idade (dias) x (m m ) ajustado experimental Figura 2.7 – Curva teórica experimental da profundidade de carbonatação em função do tempo de exposição para o traço 1:3,0. Fonte: Silva (2002) Ho e Lewis (1987) adaptaram a Equação (2.12) para casos em que ocorreu uma carbonatação inicial, Equação (2.15). 0,5 0 tCxx ⋅+= (2.15) Sendo: x = profundidade de carbonatação; x0 = profundidade de carbonatação inicial, que é normalmente pequena; C = taxa de carbonatação; t = tempo durante o qual a carbonatação ocorre. Carmona (2005) estudando os modelos de previsão da despassivação das armaduras em estruturas de concreto sujeitas à carbonatação, avaliou vários métodos, dentre eles o método do CEB (1996) conforme expostos pelas equações 2.16, 2.17 e 2.18. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 17 t t t k x n 0 CO2 ⋅     ⋅= (2.16) a kkCD2 k 21sCOCO 2 2 ⋅⋅⋅⋅ = (2.17)       ⋅+− = 10 ckf0,0257 2CO 10D (2.18) Sendo: x = Profundidade de carbonatação (m) kCO2 = Coeficiente de carbonatação (m/s0,5) t0 = Tempo de cura (s) t = Tempo (s) n = Fator de idade DCO2 = Coeficiente de difusão do CO2 no concreto carbonatado (m2/s) Cs = Concentração de CO2 no ar (kg/m3) a = Teor de CaO em 1 m3 de concreto (kg/m3) Cs/a = 7 x 10-6 k1.k2 = Coeficientes de cura e exposição fck = Resistência característica do concreto (MPa). Tabela 2.3 – Valores dos coeficientes de cura e exposição. Tipo de exposição Cura k1.k2 Interior Boa 1,0 Interior Má 2,0 Exterior Boa 0,5 * Dados referidos por CEB (1996) apud Carmona (2005). Tabela 2.4 – Valores do fator de idade “n” em função da exposição. Tipo de exposição n Interior 0,0 Exterior protegida 0,1 Exterior não protegida 0,4 * Dados referidos por CEB (1996) apud Carmona (2005). Helene (1997) propõe a utilização de um ábaco que correspondente a uma estrutura sujeita a um ambiente agressivo na qual predomina a ação do dióxido de carbono, figura 2.8. Caso sejam utilizados cimentos Portland com escórias de alto forno ou com pozolanas as espessuras mínimas características de cobrimento de concreto à armadura, devem ser aumentadas em pelo menos 20% e 10%, respectivamente. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 20 Segundo Chang e Chen (2006) quando o pH da solução aquosa presente nos poros for menor que 7,5 o grau de carbonatação do corpo-de-prova é 100%, para pH entre 7,5 e 9,0 o grau de carbonatação está entre 50 e 100%, quando pH está entre 9,0 e 11,5 o grau de carbonatação varia de 0 a 50% e para pH superior a 11,5 o corpo-de-prova não está carbonatado. O grau de carbonatação em função do valor de pH e um equacionamento que os correlacionam podem ser observados na figura 2.9. Figura 2.9 – Intensidade de carbonatação e pH da água de poros de concreto submetido à carbonatação durante 8 e 16 semanas. Fonte: Chang e Chen (2006). Segundo Richardson (1988) para concreto não carbonatado e carbonatado o valor de pH é de aproximadamente 12,6 e 8,3 respectivamente. Segundo Chang e Chen (2006), a camada passivante protetora da armadura (γ-Fe2O3) é uma estrutura densa e estável para pH > 11,5. Com a redução no valor do pH da água dos poros do concreto tem-se a despassivação da armadura, portanto a fenolftaleina é considerado um bom indicador para verificar se a armadura está despassivada e se pode iniciar a corrosão. 2.3. INFLUÊNCIA DAS ADIÇÕES MINERAIS NA CARBONATAÇÃO A idéia de se utilizar adições minerais foi a tentativa de confeccionar concretos com qualidades superiores e com menores teores de cimento, uma vez que a fabricação desse é responsável por 5% da emissão de dióxido de carbono na atmosfera, o que agrava o efeito estufa do planeta e o desequilíbrio dos ecossistemas, Davidovits (1991). As adições minerais proporcionam a reação pozolânica que transforma hidróxido de cálcio (CH) em silicato de cálcio hidratado (C-S-H). Essa reação deveria provocar uma Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 21 carbonatação mais lenta devido à menor permeabilidade do concreto; no entanto isso não é observado devido à redução de CH, Bier apud Neville5 (1997). Bakharev et al. (2001) verificaram que concretos sem adição de escória são menos vulneráveis à carbonatação porque contêm maior quantidade de cálcio, advindos do C3S, C2S, CH e C-S-H. Atis (2003), Ho e Lewis6, Kasai et al.7, Byfors8, Ogha e Nagataki9 apud Atis (2003), Al-Amoudi e Maslehuddin (1991) e verificaram que a adição de cinza volante nos concretos proporciona aumento na profundidade de carbonatação. Helene (1997) propõe que se for utilizado cimento Portland com adições de escória de alto forno ou pozolanas a espessura do cobrimento deve ser aumentada de 20% e 10% respectivamente. Segundo Helene (2004), para reduzir a profundidade de carbonatação são preferíveis o uso dos cimentos tipo CP I e CP V sem adições. Segundo Xuequan et al. (1999) a profundidade de carbonatação dos concretos executados com adições de escória de alto forno e cinza volante é quase duas vezes maior que a profundidade de carbonatação obtida em concretos sem adições. Isto está relacionado à redução da alcalinidade advinda da diminuição da quantidade de cimento na mistura. O avanço da frente de carbonatação é proporcional à alcalinidade total disponível na pasta, relacionada à composição química do cimento. O cimento Portland comum possui maior reserva alcalina que os cimentos com adições minerais, porque é maior a concentração de hidróxidos alcalinos na solução dos poros do primeiro, o que propicia mais lenta difusão de dióxido de carbono. Isso se deve ao fato de o ácido carbônico reagir com o CH presente para, então, prosseguir a difusão para o interior do concreto, Matsutato et al. (1992) e Silva (2002). Portanto a utilização de altos teores de adições minerais, em substituição ao cimento Portland, consome o hidróxido de cálcio proveniente da hidratação e propicia maior velocidade de carbonatação. 5 BIER, Th. A. (1987). Influence of type of cement and curing on carbonation progress and pore structure of hydrated cement paste, Materials Research Society Symposium. 6 HO, DWS, LEWIS, RK.(1983) Carbonation of concrete incorporating fly ash or a chemical admixture. Proceedings of the First International Conference on The Use of Fly Ash, Silica Fume,Slag and other Mineral By-Products in Concrete. Montebello, Canada: SP-79, 1983: pp. 333–346., 7 KASAI Y, MATSUI I, FUKUSHIMA Y, KAMOHARA H.(1983) Air permeability and carbonation of blended cement mortars. Proceedings of the First International Conference on The Use of Fly Ash, Silica Fume, Slag and Other Mineral By-Products in Concrete,Montebello, Canada; SP-79, 1983, pp. 435–450. 8 BYFORS, K (1985).Carbonation of concrete with silica fume and fly ash. Nordic Concrete Research, Publication No. 4, Oslo; 1985:pp. 26–35. 9 OGHA, H, NAGATAKI, S.(1989) Prediction of carbonation depth of concrete with fly ash. Proceedings of the Third International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete. Trodheim, Norway; SP-114, 1989: pp. 275–294. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 22 2.4. FORMAÇÕES MINERALÓGICAS DO CARBONATO DE CÁLCIO Durante a carbonatação o carbonato de cálcio pode precipitar como vaterita, aragonita ou calcita. Segundo Janotka et al. (1996) e Alcocel et al. (2000), no processo de cristalização do carbonato de cálcio prevalece a formação da calcita. A morfologia da calcita é caracterizada por pequenos cristais prismáticos, firmemente empacotados (< 3 µm), Bertos et al. (2004). Segundo Andac e Glasser (1999) a densidade da aragonita, da calcita e da vaterita variam no intervalo de 2,94 à 2,95; 2,71 à 2,94 e 2,64 g/cm3, respectivamente. A vaterita tem a menor densidade, seguida pela calcita e aragonita. Assumindo um fluxo constante de Ca e CO2 na zona de precipitação do carbonato de cálcio, a habilidade de obstruir os poros diminui com o aumento da densidade. Portanto, como a vaterita possui a menor densidade, ela é a que mais contribui com a diminuição da porosidade. Para Massazza (1987), o dióxido de carbono reage inicialmente com os álcalis e hidróxido de cálcio presentes na solução, preenchendo os poros da pasta de cimento e, eventualmente, formando a calcita. Segundo Fernandez Paris (1973) a presença de sulfatos, estrôncio e magnésio proporcionam a precipitação da vaterita, com uma pequena quantidade de aragonita. Na ausência desses sais a calcita precipita. Para a formação da aragonita é necessária uma concentração de íons de magnésio na proporção entre 0,1 à 0,26 mol/L e a concentração de íons de cálcio deve ser menor que a proporção entre 0,16 à 0,25 mol/L. O excesso de íons de cálcio ou magnésio favorecem a formação da calcita, Ahn et al. (2004). Para Fernandez Paris (1973) o carbonato de cálcio é precipitado na forma de vaterita ou aragonita e, com o decorrer do tempo, devido à presença de dissoluções de CaCO3, serão transformadas em calcita. Segundo Richardson (1988), na carbonatação algumas vateritas são formadas primeiro, mas gradualmente são convertidas em calcita. Uma possível explicação para isto poderia ser o variado grau de hidratação da pasta de cimento. A carbonatação do C3S hidratado produz calcita, enquanto o C3S não hidratado produz vaterita. A quantidade de vaterita poderá diminuir se a hidratação do cimento não for interrompida. Essas reações transformam a vaterita em aragonita e, finalmente, em calcita com cristalização inferior. Nunes (1998) também afirma que a carbonatação do C3S na forma anidro tende a formar cristais de vaterita e, quando hidratado, seus produtos reagem formando calcita. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 25 Para as pesquisas de carbonatação acelerada ainda não foi estipulado um nível de concentração de dióxido de carbono para a realização dos ensaios, portanto cada pesquisador adota a concentração desejada. Segue uma relação de alguns pesquisadores e a concentração de dióxido de carbono adotada: Papadakis et al. (1992) 50%, Nunes (1998) 15%, Claisse et al. (1999) 5%, Roy et al. (1999) 6%, Martins et al. (2001) 100%, Atis (2003) 5%, Chang e Chen (2006) 20%, dentre outros. 2.6. REDUÇÃO NO VALOR DO PH PELO CO2, E SUAS CONSEQÜÊNCIAS O fator prejudicial da carbonatação em concreto é a redução do valor do pH. Em condição natural, a solução intersticial aquosa do concreto tem pH em torno de 12. Esta alcalinidade proporciona proteção eletroquímica de caráter passivo sobre o aço. O ingresso e reação do dióxido de carbono causam a diminuição do pH para aproximadamente 8,3, quando o concreto está completamente carbonatado e, nessa condição, a armadura fica completamente despassivada, podendo ter início a corrosão se as condições ambientais forem propícias. Andac e Glasser (1999) estudaram a carbonatação de concretos e verificaram um valor mínimo de 9,0 para o pH. Jung et al. (2003) ao investigarem a vida útil das estruturas de concreto encontraram que a profundidade carbonatada determinada com uma solução de fenolftaleina apresenta pH entre 8,3 e 9,5, enquanto a corrosão da armadura pode ocorrer com pH menor ou igual a 11,5. A passivação de uma armadura é entendida como a resistência à corrosão, proporcionada por uma película fina de um filme de óxido (γ-Fe2O3) estável e aderente na superfície da armadura. O Fe2O3 é o produto que favorece a formação desse filme passivante, o qual pode ser quebrado na presença da carbonatação e de íons cloreto. O diagrama de Pourbaix indica as regiões em que o metal encontra-se na zona de passivação ou despassivação relacionando valores de potencial padrão - E° (V) e de pH, para temperatura de 25°C e pressão de 1atm, figura 2.12. Segundo Helene e Cunha (2001) a faixa usual de potencial de corrosão do ferro no concreto é da ordem de +0,1V a – 0,4V. De acordo com o diagrama de Pourbaix, a região compreendida entre as linhas “a” e “b” representa o domínio de estabilidade termodinâmica da água. Abaixo da linha “a” a água tende a decompor-se por redução, de acordo com a equação 2.21, acima da linha “b” a água tende a decompor-se por oxidação de acordo com a equação 2.22: Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 26 2H+ + 2e- → H2 (2.21) 2H2O → O2 + 4H+ + 4e- (2.22) Figura 2.12 - Diagrama simplificado de Pourbaix para o sistema água-ferro a 25ºC e 1 atm. Fonte: Pourbaix (1974), adaptado. No diagrama de Pourbaix podem ser observadas três fases distintas: • A região de imunidade em que é termodinamicamente desfavorável a ocorrência da corrosão, porque quando o potencial é menor que - 0,6 V o ferro não reage, independente do valor do pH. Segundo Brito (1997), na prática, esse potencial baixo só é conseguido através de proteção catódica; • Na região de passivação os óxidos e hidróxidos de ferro são estáveis; e existe formação de películas passivantes; • Nas zonas de corrosão tem-se a combinação de pHs e potenciais que propiciam uma situação de corrosão. Segundo Pourbaix (1974) para valores de pH acima de 12,5 o potencial se encontra na região de corrosão, o ferro é corroído com a redução do hidrogênio. Somente o oxigênio dissolvido na água é capaz de sofrer redução quando à temperatura ambiente. O oxigênio presente na atmosfera não é capaz de se reduzir, portanto, para que a corrosão tenha início é necessária a presença de umidade relativa. A corrosão do aço no concreto é um processo eletroquímico em um meio aquoso e à temperatura ambiente; para que ocorra a corrosão são necessários: condutor que é a barra de aço da armadura; eletrólito que é a solução intersticial aquosa a qual irá conduzir os íons; oxigênio que dissolvido na água presente nos poros do concreto irá propiciar a formação dos produtos de corrosão; e a diferença de potencial que formará uma região anódica e outra catódica entre dois pontos aleatórios da armadura, figura 2.13. Segundo Helene e Cunha Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 27 (2001), a diferença de potencial pode ser causada pela diferença de umidade, aeração, concentração salina, tensão do concreto e/ou no aço, impurezas no metal, heterogeneidades inerentes ao concreto, pela carbonatação ou pela presença de íons. Figura 2.13 – Célula de corrosão eletroquímica. Fonte: Helene e Cunha (2001). Conforme observado na figura 2.13 as reações químicas envolvidas no processo corrosivo são: Reação de oxidação ou anódica - também chamada reação de corrosão, propriamente dita, Equação (2.23). Fe → Fe+2 + 2e- (2.23) Reação de redução ou catódica – com o H+ proveniente da dissociação da água, Equação (2.24). 2H2O + 2e- → H2 (gás) + 2(OH)- (2.24) Reação de redução ou catódica - com o oxigênio do ar dissolvido na água, Equação (2.25). O2 + 2H2O + 4e- → 4(OH)- (2.25) Na corrosão eletroquímica os elétrons livres presentes na região anódica através da barra de aço migram para a região catódica, onde reagem com alguma substância presente no eletrólito, de forma a produzir uma reação catódica. Os íons ferro, dissolvidos na solução porosa, migram em direção ao cátodo enquanto os íons hidroxila migram em direção ao ânodo; ambos reagem e precipitam conforme a Equação (2.26). Fe+2 + 2OH- → Fe(OH)2 (2.26) A corrosão é acompanhada por um considerável aumento no volume do metal original, essa é a causa principal da expansão e fissuração do concreto na posição da armadura. Esse aumento de volume foi encontrado até sete vezes o volume inicial do metal, o que origina fortes tensões de tração no concreto Helene (1986) e Liborio (1990). Estas tensões de tração Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 30 2.7. COMPORTAMENTO DA CARBONATAÇÃO EM REGIÕES FISSURADAS Segundo Andac e Glasser (1999) não está bem estabelecida uma relação exata entre porosidade e permeabilidade, mas em alguma região a porosidade pode ser aumentada com a presença de fissuras, o que contribuirá para o aumento da permeabilidade. Richardson (1988) apresenta uma coletânea de 120 casos de carbonatação em fissuras existentes nas estruturas de concreto armado. Neste estudo, o autor apresenta a forma de propagação da frente de carbonatação, as propriedades físicas de cada concreto (resistência à tração, densidade, índice de vazios, coeficiente de difusão e coeficiente de permeabilidade), o tempo de exposição (variando de 10 a 85 anos), o ambiente (urbano, suburbano, rural e litoral) e as características de exposição (ambiente externo e interno). Destaca-se o fato de, em grande parte dos casos analisados, as peças estruturais apresentarem-se fissuradas; assim, para esses casos o autor referiu o tamanho da abertura e a profundidade de carbonatação. Na figura 2.16 tem-se que a profundidade de carbonatação normal à fissura é menor que 0,03 mm. A espessura da fissura é de 0,35 mm e o concreto é altamente impermeável. • Ambiente = suburbano externo • Idade = 15 anos • Profundidade de carbonatação média = 0,6 mm • Densidade = 2400 kg/m3 • Índice de vazios = 0,0%. Figura 2.16 – Observação em fissura com 0,35 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). Observa-se na figura 2.17 que o comprimento da fissura é de 7,5 mm. A profundidade de carbonatação na superfície do concreto é baixa, mas aumenta ao longo da fissura. A carbonatação normal à fissura é 1,5 mm, e a espessura da fissura é pequena. • Ambiente = litoral externo • Idade = 28 anos • Profundidade de carbonatação média = 0,1 mm • Profundidade de carbonatação máxima = 11,5 mm • Densidade = 2330 kg/m3 • Resistência à tração = 4,60 N/mm2 • Índice de vazios = 0,5% • Coeficiente de difusão = 80,11 . 10-6 m-1s-1 • Coeficiente de permeabilidade = < 1 Figura 2.17 – Observação em fissura com 0,05, 0,02 e 0,01 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). A profundidade de carbonatação normal à fissura é de 0,03 mm ao longo de toda fissura. A figura 2.18 mostra a carbonatação de fissuras com abertura relativamente alta. Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 31 • Ambiente = suburbano externo • Idade = 26 anos • Profundidade de carbonatação média = 4,0 mm • Profundidade de carbonatação máxima = 5,0 mm • Densidade = 2360 kg/m3 • Índice de vazios = 0,5% Figura 2.18 – Observação em fissura com 0,8 e 0,3 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). Uma fissura com abertura de 0,3 mm e comprimento de 100 mm até a espessura de 0,05 mm é representada na figura 2.19. A profundidade de carbonatação normal à fissura é de 0,02 mm. • Ambiente = suburbano externo • Idade = 19 anos • Profundidade de carbonatação média = 0,5 mm • Profundidade de carbonatação máxima = 2,0 mm • Densidade = 2290 kg/m3 • Índice de vazios = 2,0% Figura 2.19 – Observação em fissura com 0,3, 0,2, 0,1 e 0,05 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). Na figura 2.20 está representado um elemento de concreto que possui uma face exposta ao ambiente externo com profundidade de carbonatação de 2,0 mm e a outra face exposta, em ambiente interno com profundidade de carbonatação de 5,5 mm. A abertura da fissura varia de 0,4 mm a 0,1 mm e a carbonatação normal à fissura é de 0,05 mm. • Ambiente = rural • Idade = 46 anos • Profundidade de carbonatação média = 2,0 mm externo e 5,5 mm interno • Profundidade de carbonatação máxima = 7,0 mm externo e 6,5 mm interno • Densidade = 2330 kg/m3 • Índice de vazios = 0,5% Figura 2.20 – Observação em fissura com 0,4, 0,1, 0,25 e 0,15 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). Uma profundidade carbonatada de 0,05 mm normal a fissura é mostrada na figura 2.21. • Ambiente = litoral externo • Idade = 82 anos • Profundidade de carbonatação média = 0,4 mm • Profundidade de carbonatação máxima = não existente • Densidade = 2320 kg/m3 • Índice de vazios = 2,0% Figura 2.21 – Observação em fissura com baixa profundidade de carbonatação. Fonte: Richardson (1988). Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 32 A figura 2.22 mostra uma fissura de origem térmica ou de retração por secagem. A abertura da fissura é de 0,6 mm e permanece no interior do concreto com uma abertura constante de 0,25 mm. A profundidade de carbonatação é de 20 mm no interior da caldeira e a profundidade carbonatada normal à fissura é de 5,0 mm, com uma variação mínima de 3,0 mm e máxima de 11,0 mm. • Ambiente = suburbano interno • Idade = 22 anos • Profundidade de carbonatação média = 20,0 mm • Profundidade de carbonatação Máxima >20,0 mm • Densidade = 2230 kg/m3 • Índice de vazios = 1,0% Figura 2.22 – Observação em fissura com 0,6 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). Nas figuras 2.23, 2.24 e 2.25 estão representadas fissuras nas quais as profundidades de carbonatação são muito pequenas, consideradas desprezíveis. • Ambiente = urbano externo • Idade = 70 anos • Profundidade de carbonatação média = 1,0 mm • Profundidade de carbonatação máxima = 2,5 mm • Densidade = 2260 kg/m3 • Índice de vazios = 1,0% Figura 2.23 – Observação em fissura com 0,4 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). • Ambiente = urbano externo • Idade = 70 anos • Profundidade de carbonatação média = 1,0 mm • Profundidade de carbonatação máxima = não existente • Densidade = 2240 kg/m3 • Índice de vazios = 1,0% Figura 2.24 – Observação em fissura com 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). • Ambiente = urbano externo • Idade = 70 anos • Profundidade de carbonatação média = 0,5 mm • Profundidade de carbonatação máxima= 2,0 mm • Densidade = 2280 kg/m3 • Índice de vazios = 1,0% Figura 2.25 – Observação em fissura com 0,15 e 0,25 mm de abertura. Fonte: Richardson (1988). Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 35 Silva (2004) estudando a aderência de argamassas em segmento de pilar de concreto verificou que o tempo em que o substrato fica exposto ao meio ambiente pode desencadear a difusão da frente de carbonatação. A figura 2.30 mostra um concreto com resistência característica de 20 MPa. Esse concreto ficou exposto ao meio ambiente durante um ano e seis meses para posterior aplicação do revestimento em argamassa com espessura de 25 mm. Observa-se uma profundidade de carbonatação no pilar de 13 mm. A carbonatação desse seguimento de pilar, além de prejudicar a aderência do revestimento em argamassa no substrato devido à colmatação dos poros, também pode, em condição mais intensa, atingir a armadura e despassivá-la. X = 13,0 mm ← Revestimento em argamassa. ← Corpo-de-prova extraído em um pilar. Figura 2.30 – Corpo-de-prova extraído de um segmento de seção de pilar (concreto fck=20MPa), idade de 18 meses – instante de aplicação de revestimento de argamassa. Fonte: Silva (2004). De acordo com a figura 2.30, a profundidade de carbonatação em um período de 18 meses foi de 13 mm em um ambiente considerado urbano. Segundo a NBR 6118:2003, se esse concreto for localizado em ambiente interno e revestido com argamassa e pintura pode-se admitir um microclima com uma classe de agressividade mais branda e esse concreto poderia ser da classe C20 e com cobrimento nominal de 25 mm para vigas e pilares. Utilizando a equação 2.12 o tempo necessário para que a frente de carbonatação atingisse a armadura seria de aproximadamente 5 anos e meio. Portanto, após este período a armadura seria despassivada e, na presença de umidade, desencadearia a corrosão. Silva (2004) utilizou um concreto com CP II F 32, assim a profundidade de carbonatação seria menor quando comparada aos concretos com cimentos que contêm adições de escória de alto forno. De acordo com Helene (1997), cimentos com adições de escória proporcionam uma carbonatação 20% superior. Com este acréscimo a profundidade de carbonatação para este concreto confeccionado com CP II E 32 poderia ser de aproximadamente 15,6 mm para o mesmo período. Portanto, através da equação 2.12 verifica- Capítulo 2 – A carbonatação e suas influências 36 se que o tempo necessário para que a frente de carbonatação atingisse a armadura reduzir-se- ia para aproximadamente 3 anos e 10 meses. A alusão ao cobrimento e proteção das estruturas de concreto deveria, portanto, seguir um prognóstico do tempo de exposição durante a construção, porque após finalizar uma obra em que a fase construtiva, por algum motivo, tenha sido lenta, a carbonatação pode atingir a armadura e despassivá-la. Sendo assim a única proteção que a armadura teria seriam os revestimentos, que impediriam a entrada da umidade para o interior da estrutura. Se, por alguma razão, estes revestimentos falharem - surgimento de fissuras – permitiriam a presença de umidade na região da armadura e desencadear-se-ia um mecanismo de corrosão do aço. Para o bom desempenho de uma estrutura de concreto armado é necessária a correta especificação dos materiais em função do meio ambiente em que a construção será inserida. A NBR 6118:2003 especifica os requisitos mínimos que o concreto deve possuir em função da classe de agressividade ambiental. Outro fator relevante seria, para os casos de estruturas que tiveram sua execução interrompida por um determinado período de tempo, a especificação de revestimentos que evitem a entrada de água no interior dos elementos estruturais. Além de todas estas recomendações são necessárias ainda que sejam realizadas manutenções preventivas durante a vida útil da estrutura. C ap ítu lo 3 DURABILIDADE DAS ESTRUTURAS DE CONCRETO De acordo com o comitê ACI 201.2R (1992), a durabilidade do concreto de cimento Portland é definida como a sua capacidade de resistir à ação das intempéries, ataques químicos, abrasão ou qualquer outro processo de deterioração. Concretos duráveis são aqueles que permanecem em sua forma, e as estruturas com ele construídas não atingem o estado limite de serviço e mantém a qualidade original quando expostas ao meio ambiente agressivo. Existe o pensamento corrente de que um concreto de alta resistência é também um concreto de alto desempenho, porém essas características não estão diretamente ligadas. A durabilidade das estruturas de concreto armado é uma questão que merece melhores esclarecimentos. Embora a resistência à compressão do concreto seja fundamental, essa elevada resistência não garante, em todos os casos, a durabilidade da estrutura. Neville (1987) referiu-se que, apesar das inúmeras pesquisas já realizadas sobre a durabilidade do concreto, a quantidade de problemas hoje existentes é provavelmente superior aos existentes há cinqüenta anos. Essa colocação não visa condenar o concreto, mas questionar o que foi feito e o que tem sido feito erroneamente. Foram abordados três assuntos relevantes: • O uso de critérios inadequados de aceitação do concreto, que privilegiam a resistência em detrimento à durabilidade; • A gradativa alteração das propriedades dos cimentos (maior teor de silicato tricálcico (C3S), menor teor de silicato dicálcio (C2S), conseqüentemente conferindo maior velocidade de hidratação e desenvolvimento de tensão mais rápido); • O problema de corrosão das armaduras. Segundo Mehta e Monteiro (1994) a perda de durabilidade do concreto pode estar associada a fatores físicos e químicos. Os processos físicos são: o desgaste superficial e a fissura. Os processos químicos são: a carbonatação e a penetração de íons cloretos, que despassiva a armadura; a lixiviação da pasta de cimento por soluções ácidas; a reação Capítulo 3 – Durabilidade das estruturas de concreto 40 vida útil. Para isso, é necessário que as soluções estruturais adotadas nos projetos atendam aos requisitos: capacidade resistente, desempenho em serviço e durabilidade da estrutura. Conhecida a classe de agressividade pode-se determinar algumas propriedades do concreto e o cobrimento necessário para os elementos estruturais. Para classe de agressividade que varie entre fraca e muito forte o cobrimento para pilares ou vigas variam entre 25 mm e 50 mm respectivamente, NBR 6118:2003. A ação da carbonatação é mais intensa em região industrial com agressividade forte e em região urbana com agressividade moderada; de acordo com a NBR 6118:2003 pode ser utilizado o cobrimento de 40 mm ou 30 mm, respectivamente. Existem algumas situações em que a classe de agressividade pode ser considerada mais branda, assim os recobrimentos podem ser reduzidos para 25 mm e 30 mm respectivamente. Isso é permitido para ambientes internos secos (salas, dormitórios, banheiros, cozinhas e áreas de serviço ou ambientes com concreto revestido com argamassa e pintura); obras em regiões de clima seco, com umidade relativa menor ou igual a 65%; partes da estrutura protegidas de chuvas em ambientes predominantemente secos ou regiões em que raramente chove, NBR 6118:2003. Segundo o ACI 201.2R (1992), para ambiente agressivo, o cobrimento de 25 mm é inadequado para concreto confeccionado com relação água/cimento maior que 0,3. Um valor adequado de cobrimento para um meio ambiente com agressividade moderada à corrosão, deve ser no mínimo de 38 mm e no máximo de 50 mm. 3.1.2. Fissuras no concreto A matriz cimentícia apresenta duas desvantagens do ponto de vista estrutural, o problema de fissuração e a baixa tenacidade. A abertura de fissuras está intimamente ligada à durabilidade e ao desempenho das estruturas de concreto. O grande problema é que a fissuração dos elementos estruturais de concreto armado é inevitável, uma vez que o concreto possui baixa resistência à tração. Para garantir a proteção das armaduras e, conseqüentemente, a durabilidade das estruturas, é necessário controlar a abertura de fissuras. O CEB 152 (1983) afirma que a influência da fissura, com aberturas entre 0,15 e 0,35 mm, na taxa de corrosão da armadura é relativamente baixa, e que a espessura do cobrimento do concreto é mais relevante. Segundo essa norma, a região fissurada proporciona mais rápida penetração de íons cloretos e dióxido de carbono do que em concretos não fissurados. Reinhardt e Jooss (2003) sugerem uma classificação de pequenas fissuras para um intervalo máximo e mínimo de aberturas, tabela 3.2. Capítulo 3 – Durabilidade das estruturas de concreto 41 Tabela 3.2 – Classificação de abertura de fissuras. Classificação de abertura de fissuras (mm) w mínimo w máximo 0,05 0,000 0,074 0,10 0,075 0,124 0,15 0,125 0,174 0,20 0,175 0,224 Fonte: Reinhardt e Jooss (2003). De acordo com a NBR 6118:2003 nas armaduras passivas a abertura máxima de fissura (wk) é 0,4 mm para concreto armado exposto a uma classe de agressividade ambiental fraca, 0,3 mm quando essa classe for de moderada à forte e 0,2 mm quando for muito forte. Segundo CEB 148 (1982) os limites para aberturas de fissuras são: 0,3 mm para ambiente com agressividade fraca, 0,2 mm para agressividade moderada e 0,1 mm para agressividade forte. Um importante estudo sobre a formação de fissuras em peças de concreto armado em situação de serviço é feito por Leonhardt (1979). Segundo esse autor, as peças de concreto armado fissuram mesmo quando submetidas a pequenas intensidades de tensões de tração. Essas tensões surgem nas peças de concreto devido aos esforços solicitantes provocados pelas cargas atuantes, por variações de temperatura e por esforços internos resistentes. Montoya et al. (2000) aborda os diferenciados casos de fissuras em concreto, as quais são apresentadas na tabela 3.3. Tabela 3.3 – Diferentes tipos de fissuras que podem surgir no concreto. Continua. Tipos de fissuras Causas Figura Devido à retração plástica - Secagem superficial do concreto nas primeiras horas; - incidência do sol e ar seco sobre a superfície do concreto desprotegido; - pode aparecer em tempo frio e úmido; - aparecem nas primeiras 10 horas após a concretagem, quase sempre em grupo; - com profundidade da ordem de 20 a 40 mm, podendo chegar a 100 mm. Fissuras no estado plástico - acomodação e deformação das formas; - movimento da armadura; - deslizamento do concreto inclinado. Fissuras no estado plástico - as barras de aço não permitem a acomodação do concreto fresco, induzindo tensões de tração na região do cobrimento; - Essa tensão depende da consistência do concreto, do diâmetro da barra e do cobrimento. Capítulo 3 – Durabilidade das estruturas de concreto 42 Tabela 3.3 – Diferentes tipos de fissuras que podem surgir no concreto. Continuação. Tipos de fissuras Causas Figura Fissuras de retração - surge após dias, semanas ou meses diferenciando da fissura de retração plástica; - é uma forma de deformação imposta que provoca tensões de tração e, conseqüentemente, surge a fissura. Fissuração interna da pasta - concreto muito rico em cimento; - agregados de grandes dimensões cuja retração é impedida. Fissuras de origem térmica - originadas pelas dilatações e contrações do concreto com a variação da temperatura; - fissuras superficiais aparecem quando a temperatura ambiente difere em mais de 20°C com relação ao interior, fissuras com abertura de até 0,4 mm; - fissuras devido à expansão da água ao se congelar. Fissura por corrosão de armaduras - O processo de corrosão da armadura proporciona um aumento de volume da ordem de sete vezes; - provoca expansão, fissuração e desprendimento do cobrimento de concreto. Fissura por expansão do concreto - expansão no interior do concreto; - cimento expansivo, ataque de sulfatos, reação álcali agregado etc. Fissura por tração axial - fenômeno pouco freqüente; - fissuras na direção normal às barras principais, atravessando toda a seção e localizadas entre os estribos. Fissura por compressão axial - diferentes formas de fissuração; - fissuras finas, próximas e na metade do comprimento de um pilar indica que esse está perto da flambagem; - fissura por fendilhamento. Fissura por flexão - advinda da flexão simples ou composta - as fissuras devido à flexão avisam antes da ruptura; - as fissuras devido ao cisalhamento surgem rapidamente, podendo até ser instantâneas. Capítulo 3 – Durabilidade das estruturas de concreto 45 3.1.3. Zona de interface O concreto é considerado um compósito não homogêneo composto por três fases distintas: pasta de cimento, agregados e zona de interface. Uma boa interação entre essas três fases proporciona a durabilidade de uma estrutura em concreto armado. A zona de interface existente entre os agregados e a pasta de cimento é uma região que requer atenção, porque existe a tendência de a água acumular-se na superfície dos agregados. Esse fenômeno é conhecido como exsudação interna, cuja extensão depende da forma e do tamanho do agregado. Esse acúmulo de água proporciona ligação enfraquecida devido ao elevado índice de vazios. Segundo Neville (1997), a microestrutura da zona de interface difere da microestrutura do restante da pasta de cimento. A principal razão disso é o fato de, durante a mistura, as partículas de cimento seco serem incapazes de se disporem densamente junto às partículas relativamente grandes do agregado. Assim, existe menos cimento presente para ser hidratado e para preencher os vazios iniciais. Como conseqüência, a zona da interface tem porosidade muito maior do que a pasta de cimento distante do agregado. Segundo Innocentini et al. (2001), a relação entre os tamanhos das partículas de matriz e agregado interfere no empacotamento da região interfacial, devido ao “efeito parede”. Para Nemati e Gardoni (2005) a diferença entre o tamanho das partículas não permite um bom empacotamento, proporcionando a formação de uma zona de interface com elevada porosidade, figura 3.2. Figura 3.2 – Distribuição média dos poros na zona de interface entre a pasta e o agregado - concreto com relação água/cimento de 0,4. Fonte: Nemati e Gardoni (2005). Bentz e Stutzman (1994) estudando a hidratação das partículas de cimento verificaram o mesmo comportamento para a porosidade da pasta em relação à distância do agregado, figura 3.3. No mesmo gráfico apresenta-se a tendência de formação dos compostos de hidratação da pasta na zona de interface. Capítulo 3 – Durabilidade das estruturas de concreto 46 Figura 3.3 – Distribuição das fases presentes na hidratação da pasta de cimento ao longo da zona de interface pasta/agregado. Fonte: Bentz e Stutzman (1994) Uma das formas de minimizar a zona de interface entre o agregado e a pasta de cimento hidratado é utilizando a sílica ativa. Esta, devido ao seu efeito fíler, preenche os vazios entre os grãos de cimento e os de agregados. Existe também a reação pozolânica que transforma o hidróxido de cálcio em silicato de cálcio hidratado, melhorando a microestrutura na região. Bentur e Odler12 apud Castro (2003) esquematizam como seria o comportamento da zona de interface entre a pasta de cimento e o agregado antes e após a hidratação (a) e (b) respectivamente, e a mudança desse comportamento quando a sílica ativa é adicionada (c) e (d), figura 3.4. No concreto que foi adicionado a sílica ativa observa uma redução na quantidade de hidróxido de cálcio, um aumento na quantidade de silicato de cálcio hidratado e conseqüentemente uma melhora na zona de interface. Figura 3.4 – Atuação da sílica ativa na zona de interface entre a pasta e o agregado. (a) e (b) concreto sem adição de sílica ativa antes e após a hidratação respectivamente. (c) e (d) concreto com adição de sílica ativa antes e após a hidratação respectivamente. Fonte: Bentur e Odler apud Castro (2003). 12 BENTUR, A.; ODLER, I. Interfacial transition zone in concrete. London, E&FN Spon, 1996. Capítulo 3 – Durabilidade das estruturas de concreto 47 A utilização da sílica ativa além de melhorar a zona de interface também proporciona a descontinuidade dos poros capilares da pasta de cimento hidratado. Bentz e Garbozci (1991) apresentaram uma correlação entre a relação água/cimento variando de 0,225 a 0,700 e o teor de sílica ativa variando de 0% a 30 % e o grau de hidratação necessário para que ocorra a descontinuidade dos poros, tabela 3.5. Tabela 3.5 – Grau de hidratação necessário para que ocorra a descontinuidade dos poros. Quantidade de silica ativa (%) Relação a/c 0 2,5 5 7,5 10 12,5 15 20 25 30 0,225 0,31 0,27 0,23 0,22 0,22 0,22 0,21 0,20 0,20 0,19 0,250 0,36 0,32 0,27 0,26 0,26 0,25 0,25 0,24 0,23 0,23 0,275 0,41 0,37 0,32 0,30 0,29 0,29 0,29 0,28 0,27 0,26 0,300 0,46 0,42 0,37 0,33 0,33 0,32 0,32 0,32 0,31 0,30 0,325 0,51 0,47 0,42 0,37 0,37 0,36 0,36 0,35 0,35 0,34 0,350 0,56 0,52 0,47 0,42 0,41 0,40 0,40 0,39 0,38 0,38 0,375 0,61 0,57 0,52 0,47 0,44 0,44 0,44 0,43 0,42 0,41 0,400 0,66 0,62 0,57 0,52 0,48 0,47 0,47 0,47 0,46 0,45 0,425 0,71 0,67 0,62 0,57 0,53 0,51 0,51 0,50 0,50 0,49 0,450 0,76 0,72 0,67 0,62 0,58 0,55 0,55 0,54 0,53 0,53 0,475 0,81 0,77 0,72 0,67 0,63 0,59 0,59 0,58 0,57 0,56 0,500 0,86 0,82 0,77 0,72 0,68 0,63 0,62 0,62 0,61 0,60 0,525 0,91 0,87 0,82 0,77 0,73 0,68 0,66 0,65 0,65 0,64 0,550 0,96 0,92 0,87 0,82 0,78 0,73 0,70 0,69 0,68 0,68 0,600 --- --- 0,97 0,92 0,88 0,83 0,78 0,76 0,76 0,75 0,650 --- --- --- --- 0,98 0,93 0,88 0,84 0,83 0,82 0,700 --- --- --- --- --- --- 0,98 0,91 0,91 0,90 Fonte: Bentz e Garbozci (1991). De acordo com a tabela 2.11 um concreto confeccionado com uma relação água/cimento 0,4 e com 10% de adição de sílica ativa precisa hidratar 48% dos grãos de cimento para garantir a descontinuidade dos poros. Liborio et al. (2005) trabalhando com a sílica ativa na tentativa de minimizar o efeito da zona de interface realizaram a dopagem dos agregados, a qual consiste na melhoria de suas características superficiais com redução de vazios e formação de C-S-H e Ca(OH)2, figura 3.5. A dopagem está relacionada à ordem de mistura dos materiais durante a produção do concreto, objetivando reduzir a porosidade da zona de interface. Idealização de um agregado pouco permeável, com superfície dopada Idealização de um agregado frágil, poroso, com dopagem superficial e “armado”com sílica, por exemplo. Figura 3.5 – Dopagem dos agregados. Fonte: Liborio et al. (2005). Capítulo 4 – Modelos físicos reduzidos 50 De acordo com o ACI C-444 (1987) um modelo é definido como qualquer representação física de uma estrutura ou parte da mesma. O ensaio de uma viga em laboratório pode ser considerado como um modelo, mesmo que tenha as mesmas dimensões da viga a ser utilizada na estrutura, pois está representando apenas parte da estrutura. Entretanto, o termo modelo é usualmente associado à escala reduzida. Janney et al.13 Apud Martins (1990) definem modelo como um elemento ou um conjunto de elementos estruturais, constituídos em escala reduzida, para serem ensaiados e para os quais as leis de semelhança podem ser empregadas para interpretar os resultados obtidos. As vantagens em trabalhar com modelo reduzido ao invés de protótipo em escala natural são: o fator econômico e a facilidade de manuseio. Ao reduzir-se a área do elemento em estudo tem-se a redução do tamanho dos equipamentos de carregamento, redução do custo de fabricação e preparação do ensaio e a facilidade em se dispor do modelo após o ensaio. O fator limitante de trabalhar com modelo reduzido está no fato de que mudanças no projeto do protótipo, devido ao estudo do modelo, requererem um segundo modelo para checar o projeto. Cabe ressaltar que a utilização de modelos físicos reduzidos pode ter diferentes objetivos, com diferentes aproximações entre o modelo reduzido e o protótipo em escala natural. O ACI C-444 (1987) classifica os modelos de acordo com as respostas esperadas durante sua utilização e alguns requisitos necessários com relação aos materiais, conforme apresentado na tabela 4.1. Atualmente os modelos que representam apenas o comportamento elástico dos materiais são utilizados apenas para atividades didáticas, pois os cálculos no regime elástico por meio de análises computacionais são bastante satisfatórios. Já para representar o comportamento de uma estrutura nas proximidades da ruína há um ganho do modelo físico sobre o modelo analítico, Harris e Sabnis (1999). Embora substanciais progressos continuamente sejam feitos em análises numéricas de estruturas, ainda não se pode prever, analiticamente, a capacidade última de muitos sistemas estruturais tridimensionais, especialmente sob complexos carregamentos. O uso de modelos físicos reduzidos é recomendado quando a análise numérica for inadequada ou impossível. 13 JANNEY,J.R.;BREEN,J.E.;GEYMAYER,H. (1970). Use of models in structural engineering. ACI SP-24 – Models for concrete structures. American Concrete Institute, Detroid. Capítulo 4 – Modelos físicos reduzidos 51 Tabela 4.1 – Classificação dos modelos físicos reduzidos. Classificação dos modelos Definição Modelo Elástico Tem uma geometria semelhante ao protótipo e é confeccionado com materiais elásticos e homogêneos, o qual não precisa ser necessariamente semelhante ao material do protótipo. Esse modelo simula apenas o comportamento elástico do protótipo de concreto. Modelo Indireto O carregamento e os materiais não têm relação direta aos usados no protótipo. Cargas e deformações são aplicadas para se obter linhas ou superfícies de influência utilizando o princípio de Muller-Breslau. Tensões nos protótipos são deduzidas a partir dos diagramas de influência obtidos nos ensaios dos modelos, e conseqüentemente somente o comportamento elástico linear pode ser determinado. Modelo Direto O modelo é carregado na mesma maneira que o protótipo, tal que as tensões e as deformações sejam similares às do protótipo. Modelo de Resistência Modelo geometricamente semelhante ao protótipo, tanto nas dimensões externas quanto nas internas. Os materiais do modelo reproduzem fielmente as características dos materiais do protótipo. Tal modelo pode prever o modo de comportamento do protótipo em todos os níveis de carregamento, até o último. Modelo do efeito do vento Há vários modos de classificar esse modelo. Pode-se utilizar modelo de forma ou rigidez, nos quais a força total ou a pressão do vento na estrutura pode ser medida. Enquanto que no modelo aeroelástico, ambas as propriedades, a forma e a rigidez do protótipo estrutural são modeladas em métodos para medir o vento induzindo tensões e deformações e a interação dinâmica da estrutura com o vento. Modelo dinâmico Esses modelos são usados para estudos de vibração e efeito de carregamento dinâmico em estruturas. Pode ser testado em tabelas de oscilação para estudar o efeito de terremoto ou em túnel de vento para estudar o efeito aeroelástico. Modelos dinâmicos podem também ser usados para estudar o efeito de explosão interna ou externa ou o efeito de impacto nas estruturas. Fonte: ACI C-444 (1987). Martins (1990) sugere que seja fortalecida a junção das análises entre as pesquisas experimentais e as análises numéricas. Esse autor considera como propósitos básicos da análise experimental de estruturas em modelos: colaborar com as realizações de projetos estruturais específicos e não usuais; contribuir para a pesquisa dos critérios de projeto subsidiando a reformulação e o aprimoramento das normas técnicas e a otimização de modelos teóricos e, por fim, permitir a demonstração dos comportamentos estruturais conhecidos. Capítulo 4 – Modelos físicos reduzidos 52 A utilização de modelos reduzidos tem demonstrado que essa técnica é uma alternativa que possibilita a obtenção de resultados representativos, quando comparado aos resultados em escala natural. Esta afirmação é verdadeira somente se for realizado um controle rigoroso de todos os parâmetros envolvidos na realização do ensaio. Para que as relações de semelhanças entre o elemento estrutural em escala natural e o elemento em escala reduzida sejam válidas, deve obedecer aos fatores de escala para realizar a redução. O fator de escala é a relação entre as propriedades na escala natural e no modelo reduzido. Maiores detalhes sobre as leis de semelhanças e fatores de escala podem ser encontrados em Harris e Sabnis (1999) e Hoosdorf (1972). Segundo Harris e Sabnis (1999) os modelos construídos em laboratório devem ter um fator de escala otimizado porque, por exemplo, modelos muito reduzidos requerem pequenos carregamentos, são difíceis de fabricar e instrumentar. Modelos maiores requerem equipamentos pesados de carregamento. Alguns fatores de escala para várias classes de estruturas são apresentados na tabela 4.2. Tabela 4.2 – Fatores de escala para estruturas diferenciadas. Tipo de estrutura Modelo Elástico Modelo de Resistência Cobertura em casca 50 1a 200 1 10 1a 30 1 Ponte de rodovia 25 1 4 1a 20 1 Reator 50 1a 100 1 4 1a 20 1 Vigas e Lajes 25 1 4 1a 10 1 Represa 400 1 75 1 Efeito do vento 50 1a 300 1 Não aplicável Fonte: Harris e Sabnis (1999). Para estudos que desejam verificar o comportamento da fissuração e da deformação pós-fissuração deve-se ter cuidados adicionais na escolha do fator de escala a ser utilizado. Segundo Harris e Sabnis (1999) o número de fissuras diminui com a redução do fator de escala. Borges e Lima (1961) ao estudarem a fissuração e a deformação de vigas de concreto armado, verificaram que a reprodução das fissuras é significativa com fator de escala de até 1:4,0. Capítulo 4 – Modelos físicos reduzidos 55 4.1.4. Fatores de escala para modelos de concreto armado O fator de escala mais conhecido está relacionado com o comprimento (Sl), no entanto existem outros fatores relacionados com as propriedades dos materiais, da geometria e do carregamento necessários para uma correta transformação de resultados. Os principais fatores podem ser obtidos de relações entre os fatores de escala de tensão (Sσ), de deformação (Sε); e de comprimento (Sl), de acordo com as leis de semelhança. Na tabela 4.3 apresentam-se os fatores de escala considerados para os três modelos estruturais abordados. Não foi encontrado na literatura nenhum fator de escala relacionado com a difusão do dióxido de carbono em estruturas de concreto. Vale ressaltar que também não foi encontrado fator de escala para a difusão de qualquer outro elemento. Tabela 4.3 – Resumo dos fatores de escala para modelos de concreto armado. Modelo Quantidade Dimensões Completa semelhança e Semelhança de 1a ordem Distorcido Tensão no concreto σc FL-2 Sσ Sσ Deformações no concreto εc --- 1 Sε Módulo do concreto Ec FL-2 Sσ Sσ/ Sε Coeficiente de Poisson νc --- 1 1 Peso específico γc FL-3 Sσ/ Sl Sσ/ Sl Tensões na armadura σr FL-2 Sσ Sσ Propriedades dos materiais Deformações na armadura εr --- 1 Sε Dimensão linear l L Sl Sl Deslocamento δ L Sl SεSl Deslocamento angular β --- 1 Sε Geometria Área da armadura Ar L2 Sl2 Sl2 Carga concentrada Q F Sσ Sl2 Sσ Sl2 Carga linearmente distribuída w FL-1 Sσ Sl Sσ Sl Pressão q FL-2 Sσ Sσ Carregamento Momento M FL Sσ Sl3 Sσ Sl3 Sσ - fator de escala de tensão; Sε - fator de escala de deformação; Sl – fator de escala de comprimento; F – dimensão de força e L – dimensão de comprimento. Fonte: Harris e Sabnis (1999). Harris e Sabnis (1999) apresentam um gráfico que relaciona as resistências à compressão de corpos-de-prova cilíndricos com diferentes diâmetros, sendo que a referência é o corpo-de-prova com 150 mm de diâmetro x 300 mm de altura, figura 4.3. O ACI C-444 (1987) recomenda a utilização de corpos-de-prova de 50 mm de diâmetro x 100 mm de altura para a comparação de traços de concretos utilizados em modelos físicos reduzidos. Capítulo 4 – Modelos físicos reduzidos 56 Figura 4.3 – Relação da resistência à compressão x diâmetros dos corpos-de-prova. Fonte: Harris e Sabnis (1999). 4.2. CONFIABILIDADE DOS MODELOS FÍSICOS A confiabilidade dos resultados advindos dos estudos em modelos reduzidos talvez seja o mais importante fator na modelagem. Um problema encontrado na comparação dos resultados é a variabilidade do próprio elemento estrutural em escala natural, principalmente se ele for de concreto armado. Supostamente dois elementos ou estruturas de concreto armado semelhantes normalmente irão ser diferentes, algumas vezes com um aumento de 20% ou mais. Ao se comparar um modelo com um único protótipo torna-se bastante evidente a dificuldade de conseguir-se firme conclusão com precisão, Harris e Sabnis (1999). Nos estudos apresentados por Harris e Sabnis (1999) o modelo elástico em concreto armado proporciona um erro da ordem de 5 a 10%, mas esse modelo é válido apenas na região elástica em que a estrutura apresente mínimas fissuras. Os modelos de resistência em vigas, pórticos e cascas de concreto armado projetados e testados cuidadosamente apresentaram erro máximo da ordem de 15% para prever o deslocamento de pós-fissuração e a capacidade do carregamento último da estrutura. Segundo o ACI C-444 (1987), a precisão dos resultados (±10%, ± 25% etc) normalmente é função do nível de exigência do projeto, uma vez que em determinadas situações os resultados advindos do estudo em modelos físicos são fatores imprescindíveis para tomadas de decisões. Contudo, o comitê do ACI, de maneira arbitrária, adotou as seguintes terminologias: Capítulo 4 – Modelos físicos reduzidos 57 os termos “excelente confiabilidade” e “excelente ajuste” são utilizados quando os resultados do modelo variem em ± 10 % quando comparado ao protótipo; o termo “boa confiabilidade” significa uma diferença máxima de ± 20 % entre modelo e protótipo; o termo “adequada confiabilidade” significa um ajuste mais pobre (±30 %), mas que continua como um afastamento aceitável, dependendo dos propósitos definidos. Os fatores que afetam a precisão dos modelos são: as propriedades dos materiais que constituem os modelos, a exatidão na fabricação, as técnicas utilizadas na aplicação de força, as técnicas e os equipamentos de leituras e a interpretação dos resultados. Portanto, para se obter uma excelente confiabilidade é preciso tomar o máximo cuidado no projeto, na construção e no carregamento do modelo. 4.3. ALGUNS TRABALHOS EM MODELOS FÍSICOS Vários foram os trabalhos experimentais desenvolvidos no mundo, que utilizaram modelos físicos reduzidos. Pretende-se aqui apresentar alguns trabalhos em modelos, com microconcreto, desenvolvidos na Universidade de São Paulo, Escola de Engenharia de São Carlos, Departamento de Engenharia de Estruturas, Brasil. Segundo Martinelli (2003) em 1958 surgiu a idéia de se construir um laboratório de modelos reduzido, o que originou o Laboratório de Estruturas da EESC/USP. Em São Carlos os trabalhos em modelos reduzidos foram iniciados em 1959, sendo o grupo de pesquisadores liderado por Dante A. O. Martinelli. Um dos trabalhos relevantes foi o modelo do pilar típico do vertedouro de Ilha Solteira realizado em 1969. Foi desenvolvido em microconcreto, escala 1:20, reproduzindo-se até os cabos de protensão e as respectivas ancoragens, para a determinação, mediante medidas com extensômetros elétricos, das tensões principais sob protensão e com uma ou duas comportas, figura 4.4. Capítulo 5 - Programa experimental 60 Tabela 5.1 – Resumo dos ensaios realizados. Conclusão. Material / Corpo-de-prova / Viga Detalhes Ensaios Corpos-de-prova (5 x 10 cm) cura - 7 dias, pré-condicionamento 10 dias, carbonatação - 28 dias, concentração - 50%. - Resistência à compressão; - Resistência à tração; - Módulo de elasticidade; - Profundidade carbonatada. Vigas cura - 7 dias, pré-condicionamento 21 dias, carbonatação - 28 dias, concentração - 50%, ciclos de molhagem em ambiente externo – 1 ano. - Aplicação de carregamento (flexo-compressão); - Leituras de deformação e deslocamentos; - Abertura de fissuras; - Profundidade carbonatada: região tracionada, região comprimida e fissuras; - Microscopia eletrônica de varredura: barra de aço com corrosão, amostras de interface agregado/pasta e pasta/aço, e fissuras com carbonatação. Modelos cura - 7 dias, pré-condicionamento 10 dias, carbonatação - 28 dias, concentração - 50%, - Aplicação de carregamento (flexão simples); - Leituras de deformação e deslocamentos; - Abertura de fissuras; - Profundidade carbonatada: região tracionada, região comprimida e fissuras. Cura úmida Meio ambiente Pasta de cimento Carbonatação - Difratometria de raios-X; - Porosimetria por intrusão de mercúrio; - Microscopia eletrônica de varredura. 5.1. CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS Todos os materiais utilizados nesta pesquisa foram caracterizados segundo as especificações da Associação Brasileira de Normas Técnicas – ABNT. Foram utilizados agregados graúdo britado com diâmetros de 19 mm e 12,5 mm, areia natural quartizosa, cimento Portland CP II E-32, superplastificante com base química de policarboxilatos, sílica ativa de ferro silício ou silício metálico (SFS), sílica ativa extraída da casca de arroz (SCA), barras de aço CA-50. A caracterização de todos estes materiais consta no Anexo A. Capítulo 5 - Programa experimental 61 5.2. DOSAGEM DOS CONCRETOS Para verificar a durabilidade de vigas de concreto armado frente à ação da carbonatação foram definidos diferentes traços de concreto. Foram produzidos concretos estruturais executados sem adições minerais e com adição de SCA e SFS em substituição volumétrica de 10% do cimento Portland CP II E 32. A determinação dos traços de concreto seguiu às recomendações de Helene e Terzian (1992). O índice de consistência, determinado por meio de um tronco de cone, foi de 100 ± 10 mm, de acordo com a NBR 7223:1992. Os traços dos concretos definidos para serem utilizados nas moldagens das vigas estão na tabela 5.2. Vale ressaltar que foi feita a opção de manter igual para todos os concretos o consumo de cimento, a consistência e a resistência à compressão simples. Tabela 5.2 – Composição dos traços de concretos com CP II E 32. Concreto Traço 1:m Traço 1:a:p a/agl SP (%) Consistência (mm) C (kg/m3) Viga 1 Sem sílica 1:5,0 1:2,06:2,94 0,47 0 100 384 Viga 2 10% SFS 1:4,64 1:1,88:2,76 0,40 0,4 100 386 Viga 3 10% SCA 1:4,64 1:1,88:2,76 0,40 0,6 100 386 Sendo: C = consumo de cimento; a = areia; p = 70 % da brita 1 e 30% da brita intermediária; SP = superplastificante; a/agl = relação água/aglomerante. O traço da viga 1 não possui adições de sílica ativa, no traço da viga 2 foi utilizado 10% de sílica de ferro silício ou silício metálico e na viga 3 foi utilizado 10% de sílica ativa extraída da casca de arroz. A adição das sílicas foi realizada em substituição volumétrica ao cimento Portland. Na determinação dos traços procurou-se manter a mesma consistência e consumo de cimento. Os traços de concreto utilizados na moldagem das vigas em escala reduzidas foram iguais aos das vigas em escala natural. Foram utilizados os mesmos traços para evitar uma possível alteração nas propriedades da pasta do concreto. Para ser possível a moldagem das vigas em escala reduzida realizou-se o peneiramento do concreto para retirar os agregados graúdos da mistura, figura 5.1. Este procedimento modifica a proporção do traço, mas as características da pasta são mantidas. A escolha da abertura da peneira foi em função da escala 1:5,0. Capítulo 5 - Programa experimental 62 Figura 5.1 – Separação da argamassa (por peneiramento) do concreto utilizado na moldagem das vigas em escala reduzida. Os modelos 1, 2 e 3 foram moldados com os mesmos traços das vigas 1, 2 e 3 respectivamente, tabela 5.3. Tabela 5.3 – Consumo de materiais por metro cúbico utilizados. Consumo de materiais por m3 (kg) Materiais V-1 / M-1 V-2 / M-2 V-3 / M-3 Cimento 384 386 386 Sílica ativa --- 27,9 27,9 Areia 791,0 725,7 725,7 Brita 12,5 338,7 319,6 319,6 Brita 19 790,3 745,7 745,7 Superplastificante --- 1,5 2,3 Água 180,5 153,5 153,0 V = Viga; M = Modelo. Vale ressaltar que ao determinar a quantidade de água por metro cúbico foi descontada a quantidade de água presente no aditivo superplastificante, o qual tinha 60% de água e 40% de sólidos. O objetivo de estudar o comportamento da carbonatação em modelos físicos reduzidos foi para estabelecer alguns parâmetros de comparação e verificar a possibilidade de trabalhar ou não com escala reduzida. 5.3. PROPRIEDADES DOS CONCRETOS Foram utilizados corpos-de-prova para determinar a resistência à compressão axial, resistência à tração por compressão diametral, módulo de elasticidade e profundidade de carbonatação. Na figura 5.2 observa-se uma representação esquemática dos ensaios realizados. Todos os corpos-de-prova foram submetidos à cura úmida durante sete dias. Após esse período de cura uma série foi submetida a um período de pré-condicionamente por 21 dias e, posteriormente, foi colocada na câmara de carbonatação durante 28 dias. Outra série Capítulo 5 - Programa experimental 65 dimensionamento das vigas consta no anexo B e o detalhe da armadura pode ser observado nas figuras 5.3 e 5.4. 24 2311110 3 x 3,5 N3 - 2 x Ø 6.3mm (294) 1011 9 3 x 3,5 5 N1 - 3 x Ø 12.5mm (332) N2 - 2 x Ø 12.5mm (294) 10 280 10 300 Figura 5.3 – Detalhamento da armadura da viga em escala natural, unidade em cm. Tomou-se o cuidado de comprar barras de aço sem a presença de pequenos pontos de corrosão, visto que será verificado o surgimento ou não da corrosão e essa armadura não foi submetida a técnicas de limpeza. Foram utilizados espaçadores para garantir os 3 cm de cobrimento estabelecido. Para garantir a passagem da cordoalha de aço com a inclinação necessária para aplicar a força de protensão na viga, foi fixado um tubo de P.V.C. em ângulo na armadura. Foi realizado um furo em ângulo na forma de madeira para evitar a perda da pasta de concreto na região durante a concretagem, figura 5.4. Figura 5.4 – Detalhamento da armadura de fretagem e da posição do tubo de P.V.C. em ângulo para posterior passagem de cordoalha de aço. A armadura positiva das vigas em escala reduzida foi composta por duas barras de aço com diâmetro de 5,0 mm com gancho nas extremidades. Na região superior da viga tinha dois fios de aço construtivos com diâmetro de 2,5 mm. Os estribos foram confeccionados com fios de aço com diâmetro de 1,65 mm e espaçados a cada 3 cm. O detalhe da armadura pode ser Capítulo 5 - Programa experimental 66 observado na figura 5.5. Foram utilizados espaçadores de 0,5 cm para garantir o cobrimento mínimo estabelecido. 3 x 1,0 3 N1 - 2 x Ø 5,0 mm 43 3 x 1,0 3 N2 - 2 x Ø 2,5 mm (59 cm) 5 2 22 25 estribos no total Figura 5.5 – Detalhamento da armadura da viga em escala reduzida e seu posicionamento na forma metálica. Não se teve o cuidado de comprar barras de aço sem a presença de pequenos pontos de corrosão, uma vez que a verificação do surgimento de pontos de corrosão foi observada apenas nas vigas em escala natural. As vigas em escala natural e reduzida foram submetidas à cura úmida durante sete dias, posteriormente foram instrumentadas e ensaiadas. 5.5. INSTRUMENTAÇÃO DAS VIGAS A instrumentação utilizada consistiu de extensômetros resistivos uniaxiais e relógios comparadores. O posicionamento da instrumentação foi definido em função da solicitação, sendo escolhidas para serem instrumentadas as regiões mais solicitadas. Os procedimentos de fixação dos extensômetros resistivos uniaxiais são apresentados no anexo C. No aço, os extensômetros elétricos de resistência foram posicionados na metade do comprimento de cada barra longitudinal e a meia altura da alma de apenas um dos estribos. No concreto foram utilizados três extensômetros posicionados no meio do vão da viga, na Capítulo 5 - Programa experimental 67 região comprimida. O posicionamento dos extensômetros pode ser observado nas figuras 5.6 e 5.7. Os relógios comparadores foram posicionados nos apoios e no meio do vão para medir o deslocamento da viga, figura 5.6. Fv Fv 140 140 Relógio comparador 1 Relógio comparador 2 Relógio comparador 3 AB Extensômetros no concreto Extensômetros na armadura Extensômetros no estribo Corte A Corte B Figura 5.6 – Detalhamento da instrumentação, unidade em cm. Extensômetros no estribo Extensômetros nas barras de aço longitudinais Extensômetros no concreto Figura 5.7 – Detalhamento da instrumentação do concreto e da armadura referentes às vigas em escala natural. No caso das vigas em escala reduzida os relógios comparadores foram posicionados nos apoios e no meio do vão da viga. Os extensômetros resistivos uniaxiais foram posicionados em todas as barras de aço longitudinais e no meio do vão da viga, na região em que o concreto é comprimido. O posicionamento dos extensômetros pode ser observado na figura 5.8. (a) (b) Figura 5.8 – Posicionamento dos extensômetros localizados no meio do vão das vigas em escala reduzida. (a) barras de aço longitudinais tracionadas; (b) região comprimida do concreto. Capítulo 5 - Programa experimental 70 colados no concreto e nas armaduras longitudinais e transversais, durante todo o período do ensaio. Figura 5.13 – Sistema utilizado para realizar as leituras de carga e deformação. Para as vigas em escala reduzida a utilização do carregamento por meio de protensão externa não seria a solução mais adequada devido a grande perda de protensão no encunhamento e as dificuldades de manuseio. Neste caso, pelas menores dimensões do modelo reduzido, a aplicação direta do carregamento é mais viável. Sendo assim, foi projetado e confeccionado um dispositivo de ensaio para aplicação do carregamento, figura 5.14. Houve a preocupação de se projetar um equipamento de fácil aplicação de força e que não provocasse perturbações nas leituras dos relógios comparadores. O equipamento possui três pontos para a fixação dos relógios comparadores localizados nas extremidades e no meio do vão da viga, uma célula de carga para o controle da solicitação que fica posicionado entre as duas chapas metálicas e um mecanismo para aplicar o carregamento nos terços da viga que fica acima da célula de carga. O carregamento foi aplicado de baixo para cima, portanto a região tracionada da viga pode ser observada. Vale ressaltar que antes de iniciar o carregamento das vigas realizou-se o escorvamento. As vigas em escala reduzida foram ensaiadas à flexão simples e a condição estática foi do tipo biapoiado. O carregamento foi composto por duas forças concentradas de mesma intensidade, as quais foram aplicadas nos terços das vigas, figura 5.15. Capítulo 5 - Programa experimental 71 Figura 5.14 – Aplicação do carregamento em vigas em escala reduzida. 18,718,7 D.M.F. (kN.cm) D.E.N. (kN) D.E.C. (kN) Fv . 18,7 Fv Fv 18,7 Fv . 18,7 0 Fv Fv Figura 5.15 – Esquema estático do ensaio em vigas em escala reduzida Capítulo 5 - Programa experimental 72 5.7. CÂMARA DE CARBONATAÇÃO ACELERADA. A câmara de carbonatação acelerada, construída para inserir a viga em escala natural possui um volume de 2,63 m3 e as seguintes dimensões: 0,9 m x 0,6 m x 4,88 m. Em sua confecção foi utilizada chapa de aço com 3,0 m de comprimento, 1,22 m de largura e 3,0 mm de espessura. Essa chapa foi dobrada com 0,9 m x 0,6 m x 1,22 m, formando uma seção retangular, a qual foi reforçada com cantoneiras de 2,5 cm nas duas extremidades e a cada 0,4 m ao longo do comprimento, figura 5.16. Para se obter um tamanho suficiente para inserir uma viga de três metros de comprimento, foram construídas quatro seções semelhantes. Essas seções retangulares foram unidas com parafusos e, na junção, foi utilizado massa de calafetar e silicone para realizar a vedação. Também foram confeccionadas duas tampas para as extremidades que foram parafusadas nas cantoneiras de reforço, figura 5.16. Um desenho esquemático da câmara pode ser observado na figura 5.17. Na região interna da câmara têm-se trilhos para o deslocamento de carrinho, facilitando a entrada e a saída da viga. Figura 5.16 – Câmara de carbonatação acelerada. Manômetro Cilindro de dióxido de carbono Solenóide Pressostato Transdutor diferencial Registro Saída Entrada Figura 5.17 – Desenho esquemático da câmara de carbonatação acelerada. A umidade relativa no interior da câmara foi de 65% ± 5%, controlada por recipientes com água que foram colocados ao longo da câmara e por um desumidificador elétrico automático, o qual manteve a umidade constante. A câmara foi calibrada para manter uma concentração de 50% de dióxido de carbono. Para garantir essa concentração foi utilizado um