MESTRADO0 - Modelos - previsao - despassivação - armaduras - estruturas - concreto - carbonatação, Notas de estudo de Engenharia Civil

Baixe MESTRADO0 - Modelos - previsao - despassivação - armaduras - estruturas - concreto - carbonatação e outras Notas de estudo em PDF para Engenharia Civil, somente na Docsity! THOMAS GARCIA CARMONA MODELOS DE PREVISÃO DA DESPASSIVAÇÃO DAS ARMADURAS EM ESTRUTURAS DE CONCRETO SUJEITAS À CARBONATAÇÃO Dissertação apresentada à Escola Politécnica da Universidade de São Paulo como requisito para obtenção do Título de Mestre em Engenharia. São Paulo 2005 ii THOMAS GARCIA CARMONA MODELOS DE PREVISÃO DA DESPASSIVAÇÃO DAS ARMADURAS EM ESTRUTURAS DE CONCRETO SUJEITAS À CARBONATAÇÃO Dissertação apresentada à Escola Politécnica da Universidade de São Paulo como requisito para obtenção do Título de Mestre em Engenharia. Área de Concentração: Engenharia de Construção Civil e Urbana Orientador: Prof. Titular Dr. Paulo Helene São Paulo 2005 v CARMONA, THOMAS G. Modelos de Previsão da Despassivação das Armaduras em Estruturas de Concreto Sujeitas à Carbonatação. São Paulo, Universidade de São Paulo PCC.USP, 2005 (Dissertação Mestrado) RESUMO Este trabalho é iniciado apresentando os conceitos teóricos necessários para o bom entendimento do tema tratado, incluindo corrosão de armaduras, passivação, despassivação, vida útil e também conceitos de análise de riscos e teoria da confiabilidade. No terceiro capítulo é feita a revisão bibliográfica das variáveis que influem na carbonatação do concreto, apresentando um panorama do conhecimento atual sobre o tema, tanto no Brasil como no exterior. No quarto capítulo são apresentados e discutidos os modelos de previsão da carbonatação sendo também feitas comparações entre os resultados obtidos pelos modelos principais. No capítulo cinco é apresentado o trabalho experimental que objetiva contribuir com o conhecimento sobre a variabilidade da carbonatação e dos cobrimentos por meio de um estudo de caso real. A estrutura estudada foi o subsolo de um edifício residencial na zona central da cidade de São Paulo, no qual foram feitas diversas medidas de profundidade de carbonatação, cobrimentos de armaduras, concentração de CO2 ambiente e umidade relativa do ar. Os resultados foram tratados por meio de análise de variância e os valores de profundidade de carbonatação foram comparados com os valores previstos empregando modelos de previsão. Foi realizado o cálculo teórico da probabilidade de despassivação que foi comparada com a incidência real de despassivação observada. Os coeficientes de variação encontrados também foram comparados com os resultados de outras pesquisas atuais. É apresentado o desenvolvimento de um programa computacional para previsão do período de iniciação por métodos deterministas e probabilistas. vi CARMONA, THOMAS G. Prediction Models of the Despassivation of Reinforcement Steel in Concrete Structures due to Carbonation. São Paulo, São Paulo University PCC.USP, 2005 (Master Degree) ABSTRACT This work starts presenting the theoretical concepts needed for a good understanding of it’s contents, including corrosion of steel in concrete, passivation, despassivation, service life and concepts of risk analysis and reliability theory. In chapter three it’s discussed the several variables that have influence in concrete carbonation, presenting a general view of the knowledge concerning the topic in Brasil and other countries. Chapter four presents and discuss the prediction models of carbonation and comparisons are made between the results of the main models. In chapter five it is presented the experimental work that intends to contribute with the knowledge about the carbonation and concrete covers variability by means of a case study. The studied structure was the parking garage of a 30 years residential building, located in the central zone of São Paulo city in Brasil, in witch were made a several number of measurements of carbonation depth, concrete cover, CO2 concentration and air relative humidity. The collected data was analyzed using variance analysis and the values of carbonation depth were compared with that estimated using prediction models. The theoretical calculation of the despassivation probability was compared with the real despassivation incidence. The variation coefficients obtained were almost compared with the results of other recent investigations. It is still presented the development of a computer program for predicting the initiation period using deterministic and probabilistic methods. vii SUMÁRIO AGRADECIMENTOS RESUMO ABSTRACT SUMÁRIO LISTA DE FIGURAS LISTA DE TABELAS 1. INTRODUÇÃO ......................................................................................................................... 1 1.1. IMPORTÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TEMA............................................................................ 1 1.2. CENTROS DE PESQUISA E PESQUISADORES DE REFERÊNCIA................................................. 2 1.3. OBJETIVOS ........................................................................................................................... 5 1.4. CONTEÚDO DESTA DISSERTAÇÃO ........................................................................................ 5 2. CONCEITOS .............................................................................................................................. 7 2.1. PASSIVAÇÃO DAS ARMADURAS................................................................................................... 7 2.2. DESPASSIVAÇÃO.......................................................................................................................... 8 2.3. VIDA ÚTIL................................................................................................................................. 10 2.4. DIFERENÇAS ENTRE DESPASSIVAÇÃO E CORROSÃO .................................................................. 15 2.5. ANÁLISE DE RISCOS E TEORIA DA CONFIABILIDADE ................................................................. 16 3. VARIÁVEIS QUE INFLUEM NA CARBONATAÇÃO DOS CONCRETOS DE CIMENTO PORTLAND................................................................................................................... 20 3.1. RELAÇÃO ÁGUA/CIMENTO........................................................................................................ 20 3.2. TIPO DE CIMENTO E ADIÇÕES.................................................................................................... 21 3.3. CONCENTRAÇÃO DE CO2 NO AMBIENTE.................................................................................... 22 3.4. CURA E COMPACTAÇÃO DO CONCRETO..................................................................................... 22 3.5. UMIDADE .................................................................................................................................. 22 3.6. TEMPERATURA .......................................................................................................................... 23 3.7. FISSURAÇÃO.............................................................................................................................. 23 4. MODELOS DE PREVISÃO DA CARBONATAÇÃO............................................................... 25 4.1. TUUTTI (1982) ........................................................................................................................ 25 4.2. SENTLER (1984) ..................................................................................................................... 28 4.3. PARROT (1987)....................................................................................................................... 29 4.4. BAKKER (1988) ...................................................................................................................... 30 4.5. SCHIESSL (1988) .................................................................................................................... 31 4.6. PAPADAKIS ET AL. (1989, 1991A, 1991B, 1992).................................................................... 33 x Figura 8.2: Tela com os resultados da simulação empregando dados do trabalho experimental. ........................................................................................... 77 LISTA DE TABELAS Tabela 2.1: Categorias de vida útil de projeto para edificações (BSI, 1992)............. 13 Tabela 4.1: Grau de hidratação aproximado do cimento portland (BYFORS 1980 apud TUUTTI 1982). .............................................................................. 27 Tabela 4.2: Parâmetros dos constituintes majoritários do cimento portland. ............ 36 Tabela 4.3: Volumes diferenciais molares V∆ x 106 (m3/mol). ............................... 36 Tabela 4.2: Valores dos coeficientes de cura e exposição “K1 x K2”. ....................... 38 Tabela 4.3: Valores do fator de idade "n" em função da exposição. ......................... 39 Tabela 4.4: Proposta de IZQUIERDO (2003) para caracterização estatística do modelo de carbonatação. ......................................................................... 43 Tabela 4.5: Proposta de IZQUIERDO (2003) de caracterização estatística dos cobrimentos. ............................................................................................ 43 Tabela 4.6: Valores recomendados para do índice de confiabilidade β referente ao Estado Limite de Durabilidade (IZQUIERDO, 2003). ........................... 44 Tabela 4.7: Comparação da profundidade de carbonatação em 50 anos a partir dos modelos de TUUTTI, PAPADAKIS, CEB, HELENE e THOMAS....... 50 Tabela 6.1: Resultados de profundidade de carbonatação. ........................................ 61 Tabela 6.2: Resultados de cobrimentos...................................................................... 61 Tabela 6.3: Resultados de Umidade relativa do Ar.................................................... 61 Tabela 6.4: Resultados de Concentração de CO2 ambiente. ...................................... 61 Tabela 7.1: Resultados de profundidade de carbonatação obtidos pelos modelos para o cenário do estudo experimental............................................................ 71 1 1. INTRODUÇÃO 1.1. Importância e Justificativa do Tema O concreto armado apesar de ser uma associação inteligente de materiais, ser versátil e durável, está sujeito a vários tipos de deterioração, que podem ser causados por um grande número de mecanismos. Dentre eles a corrosão de armaduras tem se mostrado o de maior incidência e que maiores prejuízos econômicos tem trazido aos países. Segundo ANDRADE & GONZALES (1978) os custos econômicos diretos da corrosão são estimados entre 1,25 e 3,5% do produto interno bruto dos países desenvolvidos. CARMONA & MAREGA (1988), DAL MOLIN (1988) e NINCE (1996) encontraram para o problema da corrosão de armaduras em edificações uma incidência da ordem de 30%. As armaduras no interior do concreto estão protegidas da corrosão por estarem em um pH alcalino, em torno de 13. Essa condição denominada de passivação pode ser alterada por ação de agentes agressivos como o CO2 atmosférico ou a presença de íons cloreto. Às reações químicas entre os componentes do cimento hidratado e o CO2 se dá o nome de carbonatação. Essas reações provocam a redução do pH da solução intersticial dos poros do concreto e quando atingem a profundidade da armadura a deixam em condições de desenvolver um processo corrosivo. Nas grandes cidades a corrosão de armaduras induzida pela carbonatação é um problema frequente, a exemplo o resultado de inspeções detalhadas realizadas em 27 escolas públicas na cidade de São Paulo que mostrou que 96% dessas estruturas apresentavam danos relacionados com a carbonatação do concreto (LEVY & HELENE, 2000). 2 Existem muitos trabalhos que buscam explicar os fatores intervenientes na carbonatação e também desenvolver modelos matemáticos para a previsão do fenômeno (HAMADA, 1968; SMOLCZIK, 1968; HELENE, 1981; TUUTTI, 1982; ANDRADE, 1992). A tendência atual para a previsão do tempo até a despassivação, ou seja, o tempo necessário até que a carbonatação atinja a armadura no interior da estrutura é combinar os modelos matemáticos decorrentes dos mecanismos de transporte com métodos probabilistas, sendo necessário conhecer os parâmetros estatísticos da carbonatação e também dos cobrimentos de armadura para uma análise mais profícua do problema (HELENE, 1997). 1.2. Centros de Pesquisa e Pesquisadores de Referência 1.2.1. No Brasil O primeiro trabalho nacional a ser publicado sobre corrosão de armaduras no concreto se deve a HELENE (1981). Desde então esse pesquisador tem sido responsável por inúmeras publicações importantes na área, incluindo o primeiro livro nacional sobre o tema (HELENE, 1986). Outros trabalhos importantes no campo da durabilidade das estruturas de concreto tem sido realizados pelo Instituto de Pesquisas Tecnológicas de São Paulo – IPT, como por exemplo o trabalho de CINCOTTO (1972) que se tornou referência para a análise de agressividade da água ao concreto e culminou na norma CETESB L 1007 (1978). A seguir se apresenta uma relação com alguns dos mais importantes pesquisadores e centros de pesquisa nacionais e que tem desenvolvido estudos sobre corrosão de armaduras e durabilidade das estruturas de concreto: 5 Um centro de pesquisa de destaque e que deve ser mencionado é o “Instituto Eduardo Torroja de Ciencias de la Construcción – IETCC” da Espanha e que tem contribuído com importantes trabalhos sendo mundialmente reconhecida a pesquisadora Carmen Andrade membro desse instituto. 1.3. Objetivos Os principais objetivos deste trabalho são: a) Realizar um levantamento bibliográfico sobre os modelos de previsão do período de iniciação da corrosão em estruturas de concreto armado sujeitas à carbonatação, discutindo a sua aplicabilidade prática. b) Identificar lacunas existentes e que devem ser objeto de pesquisas futuras. c) Contribuir com o conhecimento sobre a variabilidade da carbonatação e dos cobrimentos de armaduras necessários para aplicação de métodos probabilistas ou semi-probabilistas de análise de vida útil, por meio de um estudo de caso prático. d) Desenvolver um sistema computacional para previsão do período de iniciação por métodos deterministas e probabilistas. 1.4. Conteúdo desta Dissertação O trabalho se inicia com as justificativas do estudo, um resumo do cenário geral das pesquisas sobre o assunto no Brasil e no exterior e os objetivos pretendidos. São apresentados os conceitos teóricos necessários ao bom entendimento do trabalho, sendo também discutidas as variáveis que influem na carbonatação do concreto sob o ponto de vista de diversos pesquisadores nacionais e internacionais. É feita uma revisão dos modelos mais significativos para previsão da carbonatação e também uma discussão crítica sobre os mesmos. O trabalho experimental objetivou dar uma contribuição aos conhecimentos sobre a variabilidade da carbonatação e dos cobrimentos nas garagens de um edifício 6 residencial. Esse trabalho é detalhado nessa dissertação, incluindo a descrição da estrutura estudada, o plano de amostragem e a metodologia empregada nas medidas realizadas. Os resultados obtidos no trabalho experimental são discutidos e também é feito o cálculo teórico da probabilidade de despassivação supondo distribuições normais para a carbonatação e cobrimentos e empregando as médias e coeficientes de variação obtidas no trabalho experimental. Os resultados desse cálculo são comparados com as incidências de despassivação reais encontradas. É feita também a comparação da profundidade de carbonatação calculada e as obtidas experimentalmente. Um sistema computacional para previsão do período de idespassivação por ação da carbonatação que emprega métodos deterministas e probabilistas foi desenvolvido, sendo todos os conceitos empregados descritos neste trabalho. Por fim são apresentadas as conclusões e a transferência ao meio técnico além de sugestões para continuidade dos estudos. 7 2. CONCEITOS 2.1. Passivação das Armaduras Em geral os metais encontram-se na natureza na forma de óxidos. Para a extração do metal é necessário um processo de redução com introdução de energia. O processo inverso e natural de redução de energia denominado oxidação é conhecido por corrosão e representa a destruição paulatina do metal (ANDRADE, 1992). A corrosão metálica em meio aquoso é um fenômeno de caráter eletroquímico que supõe reações de oxidação e redução, com a formação de uma corrente elétrica através do metal e uma corrente iônica através do eletrólito em um circuito fechado. A potencialidade da corrosão depende do pH do meio já que existe interação entre os íons formados nas reações da corrosão com os íons do eletrólito. Assim pode-se estabelecer uma relação entre a diferença de potencial e o pH do meio aquoso (POURBAIX, 1974). Figura 2.1: Diagrama de equilíbrio termodinâmico do metal ferro em meio aquoso a 25 ºC (POURBAIX, 1974, ampliado por CASCUDO, 1997). Podem-se distinguir três zonas: imunidade, passivação e corrosão. Na zona de imunidade, o metal não se corrói permanecendo estável para qualquer valor de pH. A zona definida como passivação é onde o metal se recobre de uma delgada camada de 10 2.3. Vida Útil A primeira conceituação de vida útil para o caso particular da corrosão de armaduras foi proposta por TUUTTI (1982) onde pela primeira vez foram definidos o período de iniciação e o período de propagação da corrosão das armaduras no concreto. A norma inglesa BS 7543 (1992) dá uma série de conceitos e critérios de projeto para levar em conta a durabilidade e a vida útil das edificações e segundo consta nessa norma sua origem é o capítulo IX do “Code of Practice 3” datado de 1950. O trabalho de HELENE (1997) apresenta uma revisão completa do conhecimento sobre a vida útil das estruturas de concreto e aponta os rumos futuros da pesquisa e normalização para projeto de estruturas de concreto armado no que se refere à durabilidade. Um documento posterior é o ACI 365 (2000) que também apresenta o estado da arte na previsão de vida útil incluindo aspectos econômicos e análise de custo de ciclo de vida de estruturas de concreto armado. Também em 2000 é publicada a primeira versão da norma ISO 15.686 sobre o planejamento de vida útil e que contempla os mesmos tópicos do ACI 365. Vida útil é comumente definida como o período de tempo no qual a estrutura ou o componente estrutural pode cumprir sua função sem custos importantes de manutenção, ou seja, deverá estar sob manutenção preventiva mas, não deverá sofrer manutenção corretiva durante esse período, em outras palavras não poderá ser objeto de intervenções não previstas (CEB, 1990; BS, 1992; ACI, 2000). De acordo com o modelo de vida útil de TUUTTI (1982) e ampliado por HELENE (1993), a deterioração por corrosão de armaduras das estruturas de concreto pode ser modelada como um processo que comporta dois estágios (Figura 2.3). 11 O primeiro estágio, ao qual está associado o período de tempo to, denominado período de iniciação ou despassivação, corresponde ao período de tempo que os agentes agressivos do ambiente levam para alcançar a armadura. O segundo estágio é denominado período de propagação e está associado ao período de tempo t (t1, t2, ou tf) que corresponde ao tempo até a ocorrência de uma deterioração significativa, tanto do ponto de vista estético quanto de segurança, podendo ser o tempo correspondente ao aparecimento de manchas de produtos de corrosão, ao aparecimento de fissuras, à ocorrência de destacamentos do concreto de cobrimento ou até à ruptura parcial ou total da estrutura. A definição de t (t1, t2, ou tf) depende muito da definição do nível de deterioração aceitável e portanto é bastante subjetiva. Assim, a vida útil é igual a to + t, sendo t definido arbitrariamente, em função da importância da obra e seu estado em (a) construções novas, (b) construções existentes e em bom estado de conservação ou (c) construções existentes e deterioradas, sendo possível distinguir pelo menos os tipos seguintes: . vida útil de projeto . vida útil de serviço ou de utilização . vida útil total . vida útil residual 12 Figura 2.3: Conceituação de vida útil das estruturas de concreto com relação à corrosão das armaduras de TUUTI (1982), ampliado por HELENE (1993). A vida útil da estrutura de concreto armado deveria ser estabelecida na fase de projeto pelo proprietário e também ser convenientemente documentada (BS , 1992). Na definição da vida útil de uma estrutura deveriam ser considerados os aspectos seguintes: - Natureza da agressividade ambiental a que o concreto estará sujeito; - Mecanismos de degradação do concreto; - Descrição de sua evolução no tempo; - Quantificação do grau inaceitável de degradação. D e s e m p e n h o Tempo Vida útil de projeto (t ) 0 Vida útil de serviço 1 ( t + t ) 0 1 Vida útil de serviço 2 ( t + t ) 0 2 Vida útil última ou total ( t + t ) 0 f Vida útil residual total Vida útil residual de serviço Despassivação Manchas Fissuras Redução de secção Perda de aderência Destacamentos Mínimo de projeto Mínimo de serviço Mínimo de ruptura 15 americana ACI 318 (ACI, 2002). Empregam-se tabelas de classificação ambiental, definição de cobrimentos e características do concreto. As tabelas da norma brasileira são bastante simplificadas em relação às internacionais deixando algumas lacunas na classificação da agressividade ambiental principalmente no que se refere à agressividade ao concreto. O projeto de norma do Comitê Brasileiro de Construção: “Desempenho de Edifícios Habitacionais de até Cinco Pavimentos” define em sua versão atual que a vida útil de projeto é o período de tempo no qual o componente deve atender aos requisitos da norma para o nível desempenho especificado pelo fornecedor. Para o nível de desempenho Mínimo, Intermediário e Superior são especificadas as seguintes vidas úteis de projeto para a estrutura: 25, 35 e 50 anos respectivamente (COBRACON, 2004). 2.4. Diferenças entre Despassivação e Corrosão Despassivada a armadura a corrosão só irá ocorrer se as seguintes condições estiverem presentes (HELENE, 1986; ANDRADE, 1992). Eletrólito: deve existir água suficiente no interior do concreto para atuar como eletrólito capaz de transportar os íons das reações de corrosão. Diferença de potencial elétrico: deve existir uma diferença de potencial elétrico entre regiões da armadura. Segundo HELENE (1986) a diferença de potencial na armadura se deve à formação de células diferenciais de umidade, aeração, concentração salina, tensão mecânica ou heterogeneidades na constituição do aço. 16 Oxigênio: é necessário que exista oxigênio para a reação de corrosão dada pelas seguintes equações: 2H2O + O2 + 4e- → 4OH- (Reação catódica) 2Fe → 2Fe2+ + 4e- (Reação anódica) Fe2+ + 2OH- → 2 Fe(OH)2 Existem situações nas quais uma ou mais condições necessárias à corrosão não estão presentes e assim mesmo que a armadura esteja despassivada não existe corrosão, ou existe em velocidades tão baixas que pode ser considerada desprezível. A existência de revestimentos ou pinturas que protejam a estrutura do ingresso de umidade ou oxigênio ou climas muito secos são exemplos onde tal situação pode ocorrer. Um fator muito importante quanto à velocidade de corrosão na fase de propagação é a resistividade elétrica do concreto (GONZALEZ; ANDRADE, 1980). Isso se deve ao fato de que uma elevada resistividade do concreto pode restringir o fluxo de íons entre as regiões anódicas e catódicas. 2.5. Análise de Riscos e Teoria da Confiabilidade Atualmente as normas da maioria dos países emprega o procedimento de projeto conhecido como dos Estados Limite por meio de análises semi-probabilistas. A tendência de emprego do mesmo tipo de enfoque no tratamento da vida útil, conforme apresentado no item 2.3 deste trabalho torna necessário o entendimento dos conceitos de análise de riscos e teoria da confiabilidade. Estados limites são aqueles estados que uma vez superados supõe o não cumprimento de alguma das condições para as quais foi projetada a estrutura. Dentro dos estados limite se podem distinguir: Estado limite último – relacionado com a segurança estrutural e que se ultrapassado supõe o colapso total ou parcial da estrutura. 17 Estado limite de serviço – relacionado com os requisitos de funcionalidade, durabilidade, conforto ou estética. A comprovação de cada um dos estados limite se realiza avaliando de um lado as solicitações “S” e de outro a resposta estrutural ou resistência “R”, correspondente ao estado limite considerado. O estado limite é atendido se as solicitações não superam a resposta estrutural, ou seja “S ≤ R”. Cada uma das variáveis que intervêm na avaliação das solicitações “S” e da resistência “R” em um tratamento probabilista são variáveis aleatórias que não estão definidas por um único valor fixo, senão mediante uma distribuição de probabilidades. Isso faz com que as solicitações “S” e as resistências “R” também sejam aleatórias com uma determinada distribuição de probabilidades. Seja a função “G” definida por “G = R - S”, denominada função limite, então a probabilidade de falha será: Pf = P(R < S) = P(R - S < 0) = P(G < 0) O índice de confiabilidade β tem uma relação direta com a probabilidade de falha (HASOFER, 1974) e é definido por: G G σ µβ = Onde: G de padrão desvioσ G de médiaµ dadeconfiabili de índiceβ G G = = = 20 3. VARIÁVEIS QUE INFLUEM NA CARBONATAÇÃO DOS CONCRETOS DE CIMENTO PORTLAND 3.1. Relação Água/Cimento A relação água cimento controla todas as propriedades relacionadas com a microestrutura do concreto endurecido. A redução desta relação provoca uma alteração significativa na dimensão dos poros e capilares, dificultando a difusão do gás carbônico através do concreto (HELENE, 1993). Segundo NEVILLE (1997) o fato da relação água cimento influenciar também a resistência do concreto faz com que muitas vezes se encontre na literatura que a carbonatação é função da resistência do concreto, o que é uma simplificação que pode ser inadequada quando se considera a resistência obtida em ensaios de amostras curadas segundo um procedimento padrão totalmente diferente da cura em obra. NUNES (1998) conclui de seu trabalho experimental sobre concretos de diversos traços e tipos de cimento que é a relação água cimento que determina a profundidade de carbonatação fixadas as condições ambientais, de cura e o tipo de cimento. Essa constatação está de acordo com HELENE (1993) que afirma que, para condições ambientais e de cura constantes, os parâmetros que controlam a carbonatação são a qualidade da pasta, que é função da relação água/cimento e a quantidade de Ca(OH)2 na solução intersticial, função do tipo de cimento. HELENE (1993) ressalta que deve-se ter cautela quando se pensa em reserva alcalina pois o importante não é a quantidade de Ca(OH)2 por metro cúbico de concreto e sim a quantidade na solução intersticial e que dois concretos de consumos diferentes de um mesmo cimento e mesma relação água/cimento apresentarão a mesma profundidade de carbonatação em uma mesma condição de exposição e cura. Outros trabalhos reforçam que a carbonatação é muito pouco influenciada pelo consumo de cimento para uma mesma relação água cimento e condições de cura e exposição como por exemplo SIERRA et. al. (1998) e MITRE et. al. (2002). 21 3.2. Tipo de Cimento e Adições Segundo TUUTTI (1982) a menor reserva alcalina dos cimentos com adições é compensada pela estrutura porosa mais fechada dos concretos de cimentos com adições. Esse autor obteve valores experimentais de coeficientes de difusão de O2 para concretos de cimentos com adição de 70% de escória da ordem de 50% dos coeficientes obtidos para concretos de cimento Portland comum. Vários Pesquisadores tais como RUIZ ANDRÉS (1989), WOLF & DAL MOLIN (1989), SIERRA & SOUZA (1998), HAMADA (1969) e também LIVTAN & MEYER (1986) são contrários à previsão de TUUTTI (1982) que estudou a carbonatação indiretamente através de penetração de oxigênio e indicam que a carbonatação em concretos de cimentos com 70% de escoria é consideravelmente maior que em concretos de cimento portland. Segundo SANJUÁN (1992) é arriscado comparar os diversos resultados existentes na literatura devido às distintas condições de ensaio e que em geral qualquer tipo de cimento pode produzir concretos com boa resistência à carbonatação para um determinado ambiente, o que pode ser conseguido com relação água/cimento baixa e períodos de cura mais prolongados, posição que é também defendida por HELENE (1993). BAUER (1995), estudando um concreto de cimento com adição de 24% de escória constatou um desempenho inferior em relação à carbonatação apesar do efeito benéfico de refinamento dos poros. ISAIA et al. (2000) encontrou que o emprego de adições pozolânicas resulta em maiores taxas de carbonatação. 22 3.3. Concentração de CO2 no Ambiente Por ser um fenômeno regido pela difusão do CO2 para o interior do concreto, quanto maior a concentração externa mais veloz será a carbonatação do concreto. Considera-se normalmente que a concentração de CO2 no ar pode variar de 0,03 a 0,05% em atmosferas rurais, de 0,1 a 1,2% em atmosferas de tráfego intenso e até 1,8% em atmosferas viciadas (HELENE, 1986). 3.4. Cura e Compactação do Concreto Esses fatores determinam a qualidade do concreto devido à influência fundamental que tem sobre a estrutura porosa, sem esquecer a importância já mencionada da relação água cimento. Uma má compactação ou cura produzem uma elevada porosidade, especialmente na superfície externa do concreto e assim é um dos parâmetros que mais influem na velocidade de carbonatação (HO & LEWIS, 1987). 3.5. Umidade As condições climáticas determinam a umidade no concreto superficial e portanto a difusão do dióxido de carbono no concreto. A maior velocidade de carbonatação se consegue entre 50 e 70% de umidade relativa do ar (VERBECK, 1958). Em tais circunstâncias uma pequena camada de água sobre a parede dos poros permite a reação química de carbonatação sem impedir a difusão do CO2 para o interior do concreto. Nos poros secos o dióxido de carbono se difunde facilmente mas não reage por ausência de água. Em contrapartida nos poros totalmente cheios de água a velocidade de difusão é muito menor. A situação intermediária é a que promove uma maior velocidade de carbonatação (TUUTTI, 1982). 25 4. MODELOS DE PREVISÃO DA CARBONATAÇÃO 4.1. TUUTTI (1982) TUUTTI modelou a carbonatação do concreto recorrendo a uma particularização do cálculo de difusão com fronteiras móveis equacionado por CRANK (1975): 0CC D 2 kg CC 2x 2CO 2CO 1x =−+       − (1) 2CO 2COD4 k 2CO 2CO 2CO 2CO D2 kerf e D2 kπD 2 kg 2CO 2 2CO =      (2) tke 2CO= (3) Onde: (s). tempot (m). ãocarbonataç de erofundidadP X ./s)(m CO do difusão de eCoeficient D ).(m/s ãocarbonataç de eCoeficient k ).(kg/m material no CO de ãoConcentraçC ).(kg/mar no CO de ãoConcentraçC ).(kg/m idadedescontinu na CO de ãoConcentraçC 2 2CO2 1/2 CO2 3 22 3 21 3 2x = = = = = = = Para aplicar esse modelo TUUTI supõe que o coeficiente de difusão efetivo do CO2 é igual ao do O2 por ser de mais fácil determinação em laboratório embora deixe claro que não existe equivalência perfeita entre os dois gases, mesmo em se tratando de difusão na camada já carbonatada. A figura 4.1. apresenta o coeficiente de difusão do oxigênio no concreto em função da relação água cimento: 26 Figura 4.1: Coeficiente de difusão do O2 em função da relação água cimento para cimento Portland comum (TUUTTI, 1982). O coeficiente de difusão do oxigênio no concreto deve ser corrigido em função da umidade relativa do ar (Figura 4.2.). Figura 4.2: Influência da umidade relativa do ar no coeficiente de difusão de O2 para algumas relações água cimento. Cimento Portland, a/c = 0,67 Cimento composto, a/c = 0,70 Cimento composto, a/c = 0,40 Cimento Portland, a/c=0,42 27 A influência no coeficiente de difusão DCO2 em função da utilização de cimentos com 70% de escória de alto forno também pode ser observada na figura 4.2. Em seu trabalho TUUTTI conclui que a relação entre as concentrações x2 1x CC CC − − que possibilita o cálculo de “kCO2” é finalmente a relação entre a concentração de CO2 ambiente e a quantidade de substâncias passíveis de sofrerem carbonatação no concreto. a C CC CC s x2 1x = − − (4) Onde: )(kg/m concreto dem 1 em CaO de teor a )(kg/mar no CO de ãoconcentraç C 33 3 2s = = Para o cálculo da reserva alcalina “a” é necessário conhecer o grau de hidratação e o autor se reporta a BYFORS (1980). Tabela 4.1: Grau de hidratação aproximado do cimento portland (BYFORS 1980 apud TUUTTI 1982). a/c Grau de Hidratação (%) 0,4 60 0,6 70 0,8 80 Conhecendo-se o consumo de cimento pode-se calcular o termo “a” de acordo com a equação: 30 4.4. BAKKER (1988) BAKKER em seu modelo, despreza a carbonatação quando o concreto está úmido e portanto o concreto primeiramente terá que se secar para posteriormente se carbonatar. Assim a frente de evaporação limitará a frente de carbonatação. A profundidade da frente de evaporação é calculada de maneira similar a qualquer outro processo de difusão, e a profundidade seca é dada pelas seguintes equações: tBy = (12) )CC( b D2B 43v −= (13) capgel D GH wD GH C 15,0GHC 25,0wb −−−−= (14) Onde: )(kg/m capilares poros dos ÁguaD )(kg/m gel de Água D cimento do hidratação derau GGH )(kg/m cimento de ConsumoC )(kg/m traçodo água de totalQuantidadew )(kg/m ar do UmidadeC )(kg/m evaporação de frente da UmidadeC (kg) concreto do evaporada água de Quantidade b )s/(m água de vapor do difusão de eCoeficientD (m) seca erofundidadp y 3 cap 3 gel 3 3 3 4 3 3 2 v = = = = = = = = = = A equação global que reflete a velocidade de carbonatação nos ciclos de umidade e secagem é a seguinte: 2 1n N 2 1 21 B etA ... B etAtAe      −++     −+= − (15) )CCs( a D2A 22CO −= (16) 31 )CC( b D2 B 43 v −= (17) Onde: )(kg/mar do UmidadeC )(kg/m evaporação de frente da UmidadeC )(kg/m ãocarbonataç de frente na CO de ãoConcentraçC )(kg/mar no CO de ãoConcentraçC )(kg/m concreto do evaporada água de Quantidade b )(kg/m concreto do alcalinos compostos de Quantidade a )s/(m água de vapor do difusão de eCoeficientD )s/(m CO do difusão de eCoeficientD )m( t tempono ãocarbonataç de deProfundida e (m).t temponoãocarbonataç de deProfundida e 3 4 3 3 3 22 3 2s 3 3 2 v 2 2CO2 nn = = = = = = = = = = Caso não exista período de molhagem o modelo se reduz à seguinte equação: tAe = (18) 4.5. SCHIESSL (1988) A quantidade de dióxido de carbono que atravessa uma seção de concreto vem dada pela equação: dt e cc FDd 21902COq − = − (19) Onde: (s) potemt (m) penetração de deProfundidae )(kg/m ãocarbonataç de frente a ear o entre CO de ãoconcentraç de Diferençacc )(m al transversSeçãoF )s/(m dias 90 aos CO do difusão de eCoeficientD (kg) difundida CO de Quantidaded 3 221 2 2 290-CO2 2q = = =− = = = A quantidade necessária de dióxido de carbono para neutralizar os componentes alcalinos do concreto é dada por: 32 dV ad q = (20) Onde: )(m Concreto de VolumedV )(kg/m difundida CO deQuantidaded 3 3 2q = = Sabendo que dV é igual à área “F” multiplicada por um incremento de profundidade e substituindo eq.(14) em eq.(13) vem: dx F adV adt X cc FD 21902CO == − − (21) Supondo que DCO2 e o gradiente de concentração são constantes se chega a uma relação linear da profundidade de penetração do dióxido de carbono com a raiz quadrada do tempo. Entretanto, normalmente DCO2 não é independente do tempo nem da profundidade. SCHIESSL introduziu um fator “f” que descreve a diminuição do valor de DCO2 com a profundidade e um fator de retardamento da carbonatação “b”, determinado pela quantidade de compostos alcalinos que se difundem do interior do concreto até a frente de carbonatação. Deste modo a partir do coeficiente de difusão obtido aos 90 dias, DCO2-90, se tem: dt F bd dx F ad dt x cc F )x f1(Dd Dq Dq 21 D902COq B A = = − ⋅−= − (22) Integrando, se obtém: )cc(D fb )cc(D x 21902CO 21902CO −+ − = − − (23) 35 Onde: (%) relativa UmidadeUR pasta da Porosidade 2 = =pε 2 cimento. no gesso de massa em oFraçã m cimento. noclinquer de massa em oFraçãmcl clinquer. no composto cada de massa em çãoFram )HSC,)OH(Ca,CSH,AC,AFC,SC,S(C cimento do compostosi (kg/mol). i"" composto cada demolar MassaMW . )(mol/m tempono i"" composto cada de ooncentraçãC]i[ ).(mol/m cimento do composto cada de ãoConcentraç[i] 4.2. tabelana dados escoeficientn e k t. tempono hidratada Fração(t)F ge i 23423 i 3 3 0 ii,H i = = = = = = = = = A porosidade da pasta é por sua vez dada por:             δ δ + δ δ +ε=ε a cc/a1 ag cc/ag 1)t()t(p (35) cH0 ε∆)t(ε∆ε)t(ε −−= (36) ar ar 0 ag cc/ag a cc/a1 )1( a cc/a ε+ δ δ + δ δ + ε− δ δ =ε (37) P/ 0 ≤ t ≤ t* S,AFCAFC04S,ACAC03 SCSC02SCSC03H 4433 2233 V∆F]AFC[V∆F]AC[ V∆F]SC[V∆F]SC[)t(ε∆ ++ ++= (38) 2 Segundo os conceitos fundamentais da tecnologia do concreto o emprego da massa unitária para determinação da porosidade teórica é errôneo, sendo adequado o emprego da massa específica. No entanto, os resultados obtidos em termos de profundidade de carbonatação não foram significativamente diferentes para valores usuais de massa unitária e massa específica, o que foi averiguado durante a realização do presente trabalho. 36 P/ t ≥ t* AFCAFCAFC04 S,AFCAFC04 ACACAC03 S,ACAC03 SCSC02SCSC03H 444 44 333 33 2233 V∆*))t(FF(]AFC[ V∆F]AFC[ V∆*))t(FF(]AC[ V∆*)t(F]AC[ V∆F]SC[V∆F]SC[)t(ε∆ −+ ++ +−+ ++ ++= (39) CSHCH2c V∆]CSH[V∆])OH(Ca[ε∆ += (40) Onde: o.carbonatad não e ocarbonatad ou hidratado e anidro composto o entremolar ldiferencia VolumeV oincorporadar oaprisionad Ar )(kg/m agregados dos unitária assaMδag )(kg/m água da Densidadeδa )(kg/m cimento do unitária assaMδc cimento agregado Relaçãob/c cimento água Relaçãoa/c i ar 3 3 3 =∆ +=ε = = = = = Tabela 4.2: Parâmetros dos constituintes majoritários do cimento portland. Composto Parâmetro C3S C2S C4AF C3A 2HSC ni 2,65 3,10 3,81 2,41 - kH,i (s-1) 1,17 0,16 1,00 2,46 - MWi (kg/mol x 103) 228,3 172,22 485,96 270,18 172,17 Tabela 4.3: Volumes diferenciais molares V∆ x 106 (m3/mol). Composto C3S C2S S,AFC4 S,AC3 C4AF C3A CH CSH 53,28 39,35 ~220 155,86 ~230 149,82 3,85 15,39 37 4.7. THOMAS & MATHEWS (1992) Esses pesquisadores propõem a adoção de nomogramas ao invés de equações, para representar as variáveis envolvidas no processo de carbonatação e que atuam simultaneamente. O nomograma apresentado na Figura 4.3. é utilizado para a predição do coeficiente de carbonatação kCO2 da eq.(3) no qual se relacionam o período inicial de cura, a umidade relativa do ar após a desforma, o teor de cinza volante e a resistência à compressão. Figura 4.3: Nomograma para previsão do coeficiente de carbonatação kCO2 (THOMAS & MATTHEWS, 1992). 40 y = -0,1131x + 6,7882 R2 = 1 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 10 20 30 40 50 Tipo de Concreto (MPa) K C O 2 (m m /a no 1/ 2) Figura 4.5: Relação entre o tipo de concreto e KCO2 em função do tipo de concreto de acordo com HELENE (1997). Assim a previsão de KCO2 pode ser feita pela equação: ckCO f1131,07882,6k 2 ⋅−= (44) (MPa) concreto do ticacaracterís sistênciaRef )(mm/ano ãocarbonataç de eCoeficientk :Onde ck 1/2 CO2 = = Ainda segundo este modelo a utilização de cimentos de alto-forno e pozolânicos leva a profundidades carbonatadas 20 e 10% maiores respectivamente em relação ao cimento portland e assim as equações para estimativa de KCO2 podem ser escritas da seguinte maneira: )f1131,07882,6(2,1k ckAF CO2 ⋅−⋅= (45) )f1131,07882,6(1,1k ckOZP CO2 ⋅−⋅= (46) (MPa) concreto do ticacaracterís sistênciaRef )(mm/ano spozolânico cimentos para ãocarbonataç de eCoeficient k )(mm/ano forno auto de cimentos para ãocarbonataç de eCoeficientk :Onde ck 1/2 POZ CO 1/2 AFCO 2 2 = = = 41 O ábaco da figura 4.4 foi desenvolvido para uma concentração de CO2 ambiente de 0,1% e assim a generalização para outras concentrações é dada pela seguinte equação: 1,0 C )f1131,07882,6(k sckCO2 ⋅⋅−= (47) volume)(% CO de ambiente ãoConcentraçC :Onde 2s = Da mesma forma as equações eq.45 e eq.46 podem ser reescritas: 1,0 C )f1131,07882,6(2,1k sckAF CO2 ⋅⋅−⋅= (48) 1,0 C )f1131,07882,6(1,1k sckOZP CO2 ⋅⋅−⋅= (49) 42 4.10. IZQUIERDO (2003) IZQUIERDO baseado no modelo do CEB e em função de um estudo amplo de resultados de laboratório e campo de diversos investigadores apresenta o seguinte modelo estatístico: t t t a KKKCD2 e n 0PetsCO2      ⋅ ⋅⋅⋅⋅⋅ = (50) )c/alog(BAε CO 10D 2 ⋅++= (51) Onde: A = Coeficiente de regressão B = Coeficiente de regressão ε = Termo de erro Kt = Coeficiente da raiz do tempo KE = Fator de HR KP = Fator geral do modelo n = Fator de idade do concreto Cs = Concentração superficial de CO2 (kg/m3) a/c = Relação água cimento a = Reserva alcalina do concreto (kg/m3) t0 = Tempo de cura (s) t = Tempo (s) Para o cálculo da reserva alcalina do concreto, representada pelo termo “a” o autor utiliza a eq.(5) proposta por TUUTTI (1982) com a única diferença que propõe uma equação linear de interpolação do grau de hidratação do cimento (GH), em função dos mesmos dados de BYFORS (1980). A equação final para cálculo de “a” fica sendo então: MCaO MCO 100 )40c/a50( 100 CaO%Ca 2⋅+⋅⋅⋅= (52) Onde: (kg) CaO domolar Massa MCaO (kg) CO domolar MassaMCO cimento agua elaçãoRa/c (%) cimento no CaO de eorT%CaO )(kg/m cimento de ConsumoC 22 3 = = = = = 45 4.12. Outros Modelos Muitos outros modelos existem na literatura, geralmente mais limitados que os aqui apresentados tanto em abrangência de utilização como em aceitação no meio científico. SANJUÁN (1992) apresenta uma importante compilação de diversos modelos de previsão da carbonatação, dividindo-os em grupos segundo sejam modelos para determinação do coeficiente de carbonatação KCO2 da eq.(3), modelos para previsão da carbonatação em função da resistência do concreto e um terceiro grupo de modelos com relações que levam em conta diversos outros parâmetros. 46 4.13. Comentários Sobre os Modelos de Carbonatação Embora os modelos matemáticos estudados contribuam muito para o entendimento do fenômeno da carbonatação muitos deles são incompletos com relação à previsão, ou seja, não apresentam as equações para estimativa de todos os parâmetros em função das características do concreto e do ambiente. Aqui se incluem os modelos de SENTLER (1984), PARROT (1987), BAKKER (1988) E SCHIESSEL (1988). Apesar de estar corretamente postulado em termos conceituais o modelo de BAKKER (1988) apresenta um erro em sua formulação matemática. A idéia do pesquisador é calcular o tempo total no qual o concreto não se encontra saturado, possibilitando a carbonatação e em seguida aplicar o modelo da raiz do tempo. Assim sendo é necessário realizar o cálculo da profundidade de carbonatação multiplicando-se um fator pela raiz da somatória dos tempos “não saturados”. A formulação apresentada é a somatória das raízes dos tempos o que produz resultados totalmente diferentes. O modelo de TUUTTI (1982) é bastante completo porém a inexistência de equações para obtenção dos coeficientes de difusão torna difícil a sua aplicação prática. Além disso, seus estudos indiretos de carbonatação através das medidas de penetração de oxigênio levaram a conclusões errôneas nos concretos com adições. Os modelos de TUUTTI, PAPADAKIS, CEB e IZQUIERDO levam em conta o consumo de cimento para o cálculo da reserva alcalina do concreto, o que é errôneo conforme apresentado anteriormente nesta dissertação. O único modelo que leva em conta diferentes tipos de cimento de maneira satisfatória é o modelo de HELENE (1997). O modelo de PAPADAKIS (1989) é bastante completo e contempla a influência de praticamente todos os parâmetros, com exceção dos ciclos de molhagem e secagem explorado por BAKKER (1988). O método de cálculo da reserva alcalina por esse modelo também é limitado ao cimento portland comum (CPI). 47 O ábaco de THOMAS & MATHEWS (1992) embora conceitualmente adequado não é genérico, por que foi elaborado para uma condição específica de exposição. Nota-se que os modelos de SENTLER (1984), PAPADAKIS (1989) e CEB (1996) seguem a mesma formulação geral, variando apenas a maneira de cálculo das variáveis. Embora o modelo do CEB (1996) tenha a desvantagem de não considerar de maneira explícita os valores de umidade relativa do ar e ciclos de molhagem e secagem. É um único modelo que contempla todas as variáveis exceto o tipo de cimento, sendo que as condições de cura e exposição são levadas em conta com o uso das tabelas de coeficientes. IZQUIERDO (2003) comprovou que os modelos de TUUTTI (1982) e CEB (1996) são equivalentes e levam a resultados praticamente idênticos para um determinado coeficiente de difusão fixo e mesmas condições ambientais. A importante contribuição do modelo de IZQUIERDO (2003) é a caracterização estatística das variáveis. Esse modelo é extremamente complexo e só pode ser utilizado empregando sistemas computacionais específicos para análises de confiabilidade. O modelo de ANDRADE (2004) é bastante interessante pela simplicidade do ensaio de resistividade do concreto, entretanto esse modelo ainda está muito incipiente e não estão disponíveis no momento os valores de seus coeficientes. No momento o modelo de ANDRADE (2004) está sendo objeto de calibração no projeto espanhol CALIDUR, no qual uma série de estações de trabalho estão sendo instaladas em todo o país com o objetivo de realizar entre outras aferições a calibração do modelo de resistividade do concreto. 50 Tabela 4.7: Comparação da profundidade de carbonatação em 50 anos a partir dos modelos de TUUTTI, PAPADAKIS, CEB, HELENE e THOMAS. Profundidade de Carbonatação em 50 anos (mm) fck (MPa) a/c ag/c C (kg/m3) TUUTTI CEB PAPADAKIS HELENE THOMAS 20 0,75 7,4 250 34 13 16 23 63 25 0,65 6,5 280 30 13 13 20 47 35 0,50 4,9 350 24 12 9 14 30 45 0,40 3,5 470 10 10 6 8 16 0 10 20 30 40 50 60 70 20 25 35 45 Classe de Concreto (MPa) Es pe ss ur a ca rb on at ad a em 5 0 an os (m m ) PAPADAKIS CEB TUUTTI HELENE THOMAS Figura 4.6: Profundidade de carbonatação em 50 anos, em função do tipo de concreto segundo os modelos de TUUTTI, PAPADAKIS, CEB, HELENE e THOMAS para as condições ambientais definidas. Nota-se que para os dados de entrada utilizados os valores mais próximos são os obtidos pelos modelos do CEB e PAPADAKIS . Os modelos coincidem que concretos de maior resistência apresentam profundidades carbonatadas muito inferiores a concretos de menor resistência. As máximas profundidades foram obtidas pelo modelo de THOMAS & MATHEWS. 51 Pode-se observar que o modelo do CEB apresenta uma variação muito pequena na profundidade carbonatada em função da classe de concreto, revelando que o modelo considera uma influência maior das condições ambientais. A crescente utilização de cimentos com adições e além disso com teores cada vez elevados é motivo de inquietude no meio técnico com relação à durabilidade das estruturas. Na figura 4.5 se apresenta o período de iniciação estimado com base no modelo de HELENE (1997) para um concreto classe 25 utilizando os tipos de cimento CPI, CPIII e CPIV em função dos cobrimentos. 13 18 22 25 28 3126 30 21 15 34 37 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 10 20 30 40 50 60 70 Período de Iniciação (anos) C ob rim en to (m m ) CPI CPIII CPIV Figura 4.7: Período de iniciação estimado para um concreto classe 25 em função dos cobrimentos e do tipo de cimento. 52 5. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL O procedimento experimental realizado nesta pesquisa objetiva contribuir para o conhecimento da variabilidade da profundidade de carbonatação e cobrimentos nas garagens de um edifício residencial. 5.1. Descrição da Estrutura O edifício selecionado foi o Condomínio Edifício Flávia, situado na Alameda Itú, zona central da cidade de São Paulo, com aproximadamente 30 anos de idade. Não foi encontrada nenhuma informação sobre qual foi a construtora do edifício, projeto estrutural, projeto arquitetônico etc. As garagens do edifício objeto desse estudo, são constituídas por um único nível de vagas situadas a aproximadamente 2 metros abaixo do nível da rua apresentando pouca ventilação. A estrutura em concreto armado é pintada com uma caiação. Existe uma pintura acrílica de sinalização nos pés dos pilares desde o piso até uma altura de 0,5 m. O piso é apoiado diretamente sobre solo. Segundo informações do condomínio houveram problemas de infiltração de água na laje do térreo (teto da garagem) e que foram sanados por meio de uma nova impermeabilização do térreo com manta asfáltica. As garagens apresentam alguns pontos de corrosão de armaduras, fundamentalmente nos pontos em que havia infiltração de água nas lajes e na base de alguns pilares. Existem muitos indícios de baixo controle de qualidade na construção e também falhas executivas visíveis. 55 Figura 5.2: Corte transversal do subsolo do Condomínio Edifício Flávia. Figura 5.3: Vista geral da garagem. 56 5.2. Plano de Amostragem O primeiro passo foi montar um plano de amostragem de forma a negociar com o representante do condomínio o remanejamento de vagas necessário durante os trabalhos de campo e a realização de reparos nos pontos de medição. As medidas selecionadas foram: a) Profundidade de carbonatação. b) Cobrimento de armaduras. c) Umidade relativa do ar. d) Concentração de CO2 ambiente. Inicialmente se desejava realizar medidas de umidade superficial do concreto, medida que infelizmente teve de ser descartada por necessitar de lixamento sobre a superfície do concreto para remoção da tinta existente e planificação da superfície para a correta colocação do apalpador do equipamento de medida. Tal procedimento de lixamento acarretaria a formação de pó em níveis inaceitáveis para os moradores do edifício. Foram selecionados os pórticos transversais da estrutura para realização das medidas. Esses pórticos foram divididos em 9 regiões: base, meio e topo das duas linhas de pilares e apoios e centro de vãos das vigas. As medidas foram realizadas em cinco dos seis pórticos existentes. O pórtico que não foi objeto de medidas foi o formado entre os pilares P6 e P12 por conter equipamentos de acionamento de um portão automático pela face interna, o que impedia as leituras sendo que a face externa não é representativa da situação de exposição do restante da estrutura do subsolo além de conter um revestimento espesso. Dessa forma foram realizadas 45 medidas (9 regiões x 5 pórticos) de profundidade de carbonatação e cobrimento de armaduras. As medidas de umidade relativa do ar e concentração de CO2 ambiente foram realizadas somente nas 6 regiões dos pilares, 57 uma vez que esses ensaios são representativos do ambiente de cada altura, totalizando assim 30 medidas (6 regiões x 5 pórticos). A Figura 5.3 ilustra o posicionamento típico das medidas nos pórticos transversais. Figura 5.4: Posicionamento típico das medidas nos pórticos transversais. Figura 5.5: Vista de um dos pilares durante a realização dos ensaios. 60 Figura 5.9: Medida de concentração de CO2 ambiente. 61 6. RESULTADOS A seguir apresentam-se as tabelas resumo com os resultados de profundidade de carbonatação, cobrimentos de armadura, umidade relativa do ar e concentração de CO2 ambiente. Tabela 6.1: Resultados de profundidade de carbonatação. Elemento Média (cm) CV* (%) Base 1,15 62 Meio 3,33 57 Pilares Topo 1,48 1,99 48 78 Apoio 3,19 31 Vigas Vão 4,56 3,65 18 31 Geral 2,54 64 Tabela 6.2: Resultados de cobrimentos. Elemento Média (cm) CV* (%) Pilares 1,70 48 Vigas 1,33 58 Geral 1,57 51 Tabela 6.3: Resultados de Umidade relativa do Ar. Posição Média (%) CV* (%) Base 67,8 6 Meio 67,5 5 Topo 68,7 3 Geral 68,0 4 Tabela 6.4: Resultados de Concentração de CO2 ambiente. Posição Média (%) CV* (%) Base 1,23 14 Meio 1,30 8 Topo 1,43 8 Geral 1,3 12 * CV = Coeficiente de Variação 62 7. DISCUSSÃO DOS RESULTADOS 7.1. Profundidade de Carbonatação Pode-se notar que a profundidade de carbonatação no meio dos pilares é maior que na base e no topo. A análise de variância dos resultados mostrou que não existe diferença estatística entre os resultados da base e do topo dos pilares, mas que de fato a diferença encontrada no meio é significativa. Essa diferença pode ser atribuída a uma maior umidade que existe na base e no topo. Na base existe a absorção capilar de água do terreno e a presença intermitente de água de lavagem, além da pintura de sinalização existente. no topo existiam as infiltrações de água também intermitentes devido aos períodos de chuva e estiagem. Como já foi discutido no decorrer deste trabalho a presença de umidade dificulta a difusão do CO2 para o interior do concreto e assim diminui a velocidade de carbonatação. Nas vigas a maior profundidade de carbonatação foi encontrada nos vãos com diferença estatisticamente comprovada com relação aos apoios. A Figura 7.1 ilustra a distribuição da profundidade de carbonatação das vigas em planta, onde se pode observar graficamente a tendência de concentração das maiores profundidade de carbonatação nos vãos. 65 HELENE (1997) adota um coeficiente de variação para a carbonatação de 25% e distribuição normal. Esse autor chama a atenção para o fato de que a análise da variabilidade não pode ser global, ou seja, tem de ser realizada com muito critério utilizando o conceito de lotes e que nessas condições a variabilidade cai muito. A análise de resultados obtidos por CASTRO et al. (2000) em 10 obras estudadas e em condições bastante uniformes resultou em valores médios do coeficiente de carbonatação de 4,7 mm/ano1/2 com coeficiente de variação de 34%. Os coeficientes de variação obtidos nessa pesquisa foram bastante altos para as três regiões dos pilares, variando de 50 a 60%. No caso das vigas os coeficientes de variação do centro dos vão foram da ordem de 18% enquanto que nos apoios o valor foi bastante maior, chegando a 31%. O baixo controle de qualidade constatado nesse caso em particular pode colaborar para os elevados coeficientes de variação obtidos, principalmente nos pilares. O valor da variabilidade global obtido de 64%, embora sem muito significado físico é coerente com o valor obtido pelo modelo de IZQUIERDO (2003) antes da atualização de varáveis. 66 7.2. Cobrimentos Os cobrimentos de armaduras medidos são extremamente baixos, em desacordo com a especificação de 2 cm da NBR 6118/60, que provavelmente era a norma em vigor quando da construção do edifício. Obviamente que os cobrimentos estão muito aquém da revisão de 2003 da NBR 6118, que especifica 3 cm para o tipo de ambiente e qualidade do concreto em questão. HELENE (1997) adota um coeficiente de variação para os cobrimentos de 25% e distribuição normal. IZQUIERDO (2003) encontrou coeficientes de variação de 30% para estruturas com controle de qualidade normal e distribuição de probabilidade log-normal. O coeficiente de variação de 51% obtido pode ser explicado pelo baixo controle de qualidade constatado na obra e que era bastante comum na época da construção do edifício. O fato de todas as medidas terem sido realizadas sobre uma mesma face faz com que não existam motivos para tratar separadamente as regiões das vigas e dos pilares. 7.3. Umidade Relativa do Ar Embora as médias de umidade relativa do ar sejam maiores na base e no topo que no centro dos pilares a análise de variância não indicou diferença estatística entre essas médias. Talvez a medida mais adequada e que poderia comprovar a influência da umidade na base e topo dos pilares seja efetivamente a umidade superficial que não pode ser realizada como já foi mencionado em 5.2. 67 7.4. Concentração de CO2 Ambiente Os resultados de concentração de CO2 ambiente são muito elevados e se encontram na faixa de ambiente de atmosferas viciadas (HELENE, 1986). Segundo MARIANO (2005) o fato de as medições terem sido realizadas em um período curto de tempo faz com que os valores não sejam representativos da variação da concentração de CO2 ambiente no ano. Além disso a variação durante a vida útil da estrutura pode ser significativa, uma vez que segundo o histórico do edifício durante vários anos de sua vida útil o movimento das garagens não era tão intenso quanto nos dias atuais. Os resultados crescem da base em direção ao topo e são considerados estatisticamente diferentes. O coeficiente de variação de 12% encontrado é bastante coerente com o valor de 15% proposto por IZQUIERDO (2003) para esse parâmetro. 7.5. Probabilidade de Despassivação Conhecida a média, desvio padrão e tipo de distribuição de probabilidade da carbonatação e cobrimentos é possível calcular a probabilidade de despassivação teórica. Considerando a existência de duas curvas de probabilidade uma dos cobrimentos e outra da carbonatação a subtração entre elas dá origem a uma terceira curva de probabilidades denominada de função limite (G). Quando a profundidade de carbonatação supera os cobrimentos, os valores da função limite se tornam negativos e assim a probabilidade de despassivação é definida como P (G < 0). 70 Passivação / Pilares 50% 50% Despassivado Passivado Figura 7.6: Incidência de passivação nos pilares. Nota-se que a incidência de despassivação nas vigas é bastante superior à dos pilares por que nas vigas os cobrimentos de armaduras são inferiores e além disso as profundidades de carbonatação são mais elevadas pelos motivos já discutidos. 7.6. Cálculo Teórico da Profundidade de Carbonatação Será feita a simulação da profundidade de carbonatação esperada empregando os modelos de PAPADAKIS (1989), CEB (1996) e HELENE (1997) para um cenário compatível com o encontrado no Condomínio Edifício Flávia. Composição química do cimento: %5m %95m %10m %10m %30m %50m ge cl AC AFC SC SC 3 4 2 3 = = = = = = Características do concreto e materiais: Massa unitária do cimento =1.230 kg/m3 Massa unitária dos agregados = 1.500 kg/m3 Ar aprisionado = 5% Tempo de cura = 3 dias. CaO = 65% 71 Condições ambientais: Umidade relativa do ar = 65% Concentração de CO2 ambiente = 0,1% (valor admitido supondo atmosfera de tráfego intenso segundo HELENE, 1986). Coeficientes de cura (K1 x K2): considerando boa cura e exposição exterior (UR 68%) pode-se adotar K1 x K2 = 0,5 Fator de idade (n): como a umidade relativa do ar é elevada adotaremos situação exterior protegida n = 0,1. Tabela 7.1: Resultados de profundidade de carbonatação obtidos pelos modelos para o cenário do estudo experimental. Modelo Profundidade de Carbonatação em 30 anos (cm) CEB 1,7 HELENE 2,6 PAPADAKIS 4,5 Se desconsiderarmos os efeitos locais de umidade encontrados na base e topo dos pilares e a fissuração dos vãos das vigas encontramos uma média de valores experimentais de aproximadamente 3,3 cm. O valor que mais se aproxima desse valor é o obtido pelo modelo de HELENE (1997). A figura 7.8 apresenta a dispersão da profundidade de carbonatação observada em campo, a média geral de todos os valores e o valor obtido pelo modelo de HELENE (1997). 72 0 1 2 3 4 5 6 7 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Ponto P ro fu nd id ad e de C ar bo na ta çã o (c m ) Base Meio Topo HELENE Média Geral Apoio Vão Figura 7.8: Dispersão da profundidade de carbonatação obtida em campo e comparação com os valores calculados pelo modelo de HELENE. 75 verdadeiro, pois essa é uma variável independente do tempo. Já no caso da carbonatação essa é uma suposição que não necessariamente é verdadeira e ainda não se encontrou nenhum estudo sobre a questão. Dada a variabilidade dos parâmetros se determina o valor médio da profundidade de carbonatação que resulta na probabilidade de despassivação desejada: P(G < 0) = P(Z < g) (53) G G σ µ0g −= (54) Como: .cob.carbG µµµ −= (55) .carb.carb.carb CVµσ ⋅= (56) 2 .cob 2 .carbG σσσ += (57) Então substituindo-se as equações (55), (56) e (57) em (54): 2 .cob 2 .carb.carb .cob.carb σ)CVµ( )µµ(0g +⋅ −− = (58) A média dos cobrimentos, e os coeficientes de variação dos cobrimentos e da carbonatação são dados de entrada e o valor de “g” é determinado pelas tabelas de probabilidade da distribuição normal padrão que foram introduzidas no programa em função da probabilidade de despassivação fornecida. 76 Pela eq.(58) se determina a média da carbonatação. Como se pode observar a eq.(58) resulta uma função do segundo grau e assim existem duas raízes, ou seja, duas médias da carbonatação que solucionam a equação. Apenas uma dessas médias resulta na probabilidade de despassivação fornecida, o que é verificado pelo programa. Após a verificação da média adequada é feito o cálculo do período de iniciação empregando-se eq.(47), eq.(48) e eq.(49), sendo o resultado o período de tempo necessário para que seja atingida a probabilidade de despassivação fornecida. Para validação do programa foram realizadas diversas simulações e que foram comparadas com resultados obtidos de cálculos manuais. A figura 8.2. mostra os resultados do cálculo para um cenário como o do estudo experimental deste trabalho, tendo-se introduzido a probabilidade de despassivação de aproximadamente 70% que foi a incidência de despassivação obtida entre todas medidas efetuadas. O resultado de 27,7 anos obtido é coerente, pois a idade da estrutura é de aproximadamente 30 anos, o que valida o programa sob o aspecto operacional. 77 Figura 8.2: Tela com os resultados da simulação empregando dados do trabalho experimental. 80 9.3. Sugestões para Continuidade dos Estudos A partir do estudo realizado sugerem-se os seguintes temas para estudos futuros de maneira a contribuir com a modelagem matemática da carbonatação e previsão de vida útil com relação a esse tipo de despassivação: - Variabilidade dos cobrimentos de armaduras e profundidade de carbonatação para distintos tipos de controle de qualidade de obras e derivação de coeficientes parciais de segurança. - Modelagem da influência das adições ao cimento na carbonatação do concreto. - Modelagem da influência de revestimentos de argamassa e pinturas na carbonatação do concreto. - Agressividade ambiental com relação à carbonatação em diversas regiões do país (concentração de CO2 ambiente e umidade relativa do ar). - Agressividade ambiental com relação à carbonatação em situações particulares de exposição. - Calibração de modelos de previsão, nesse caso se sugere estudar os modelos de HELENE (1996) e CEB (1992) por suas características genéricas e facilidade de aplicação. A elaboração de ábacos que relacionem as principais variáveis que interferem na carbonatação, como o apresentado por MATTHEWS (1992) também seria interessante para uma boa visualização do fenômeno. 81 10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANDRADE, M. C. Nueva Técnica Electroquímica de Medida de la Corrosión de Armaduras en Hormigones Armados y Pretensados: Empleo de Aditivos Inhibidores como Método de Protección. Madrid, 1973. 129p. Tese (Doutorado) – Universidad Complutense. ANDRADE, C.; GONZÁLEZ, J. A. Quantitative Measurements of Corrosion Rate of Reinforcing Steel Embed in Concrete Using Polarization Resistance Measurements. Werdstoffe und Korrosion, Vol. 29, 1978. p.515- 519. ANDRADE, C. Manual para diagnóstico de Obras Deterioradas por corrosão de Armaduras. São Paulo: PINI, 1992. 104p. ______. Calculation of initiation and propagation periods of service life of reinforcements by using the electrical resistivity. 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