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CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO COM METACAULINITA GUILHERME CHAGAS CORDEIRO UNIVERSIDADE ESTADUAL DO NORTE FLUMINENSE – UENF CAMPOS DOS GOYTACAZES – RJ AGOSTO – 2001

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CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO COM METACAULINITA

GUILHERME CHAGAS CORDEIRO

UNIVERSIDADE ESTADUAL DO NORTE FLUMINENSE – UENF

CAMPOS DOS GOYTACAZES – RJ AGOSTO – 2001

CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO COM METACAULINITA

GUILHERME CHAGAS CORDEIRO

“Dissertação de Mestrado apresentada ao Centro de Ciência e Tecnologia, da Universidade

Estadual do Norte Fluminense, como parte das exigências para obtenção de título de Mestre

em Ciências de Engenharia.”

Orientador: Jean Marie Désir

CAMPOS DOS GOYTACAZES – RJ AGOSTO – 2001

Ficha catalográfica feita na Biblioteca do CCT/UENF

Cordeiro, Guilherme Chagas.

Concreto de alto desempenho com metacaulinita. / Guilherme Chagas Cordeiro. Campos dos Goytacazes, RJ, 2001.

xiii, 123 f., enc.: 30 cm. Dissertação (mestrado) M. Sc. em Ciências de Engenharia. Universidade

Estadual do Norte Fluminense. Centro de Ciência e Tecnologia. Laboratório de Engenharia Civil, 2001.

Bibliografia: f. 108-123. 1. Concreto de alto desempenho. 2. Metacaulinita. 3. Aditivo mineral

I. Título. CDD – 624.1834

CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO COM METACAULINITA

GUILHERME CHAGAS CORDEIRO

“Dissertação de Mestrado apresentada ao Centro de Ciência e Tecnologia, da Universidade

Estadual do Norte Fluminense, como parte das exigências para obtenção de título de Mestre

em Ciências de Engenharia”.

Aprovada em 10 de Agosto de 2001. Comissão Examinadora:

_________________________________________________

Prof. Romildo Tolêdo Dias Filho (D.Sc.) – UFRJ/COPPE

_________________________________________________ Prof. Fernando Saboya Albuquerque Júnior (D.Sc.) – UENF

_________________________________________________ Prof. Jonas Alexandre (D.Sc.) – UENF

_________________________________________________ Prof. Jean Marie Désir (D.Sc.) – UENF

Orientador

Esta dissertação é dedicada a

Antonio José de Almeida Cordeiro

AGRADECIMENTOS

Tenho muito a agradecer a todos que direta ou indiretamente

contribuíram para a realização deste trabalho. À Fenorte pelo indispensável apoio

financeiro concedido.

Ao professor, orientador e amigo Jean Marie pela confiança e apoio

sempre presentes e dedicação durante a elaboração desta dissertação.

Aos amigos de turma Fábio, Franco, Gustavo, Marcos, Niander e Pedro

Paulo. À querida amiga Ane, que sempre esteve presente e disposta a ajudar.

Aos professores, técnicos, funcionários e alunos do Laboratório de

Engenharia Civil da UENF que de alguma forma contribuíram para a

concretização desta pesquisa. Aos professores Thibeut (CCTA/UENF) e Helena

(IGEO/UFRJ), pelos ótimos cursos de estatística experimental e mineralogia das

argilas, respectivamente.

À funcionária da biblioteca da ABCP/SP, Rosemary Pinto, pelo apoio e

tratamento sempre gentil. Ao técnico Flávio Munhoz (ABCP/SP) pela importante

ajuda nos ensaios de análise em granulômetro a laser e de finura.

À professora Sílvia Regina Vieira, da ABCP/SP, pela demonstração de

interesse pelo trabalho e presteza com que esclareceu dúvidas, que muito

contribuíram para a elaboração deste trabalho.

À querida Roberta pela disponibilidade em ajudar, pelo carinho, apoio e

incentivo irrestritos; por sua leitura crítica e discussões que foram muito

importantes para a conclusão desta dissertação.

Aos amigos e familiares, em especial à minha mãe, minha avó, Sheila,

Everaldo e tio Paulo Roberto, pelo apoio e carinho durante toda a minha vida

acadêmica

i

SUMÁRIO

LISTA DE FIGURAS iv

LISTA DE TABELAS viii

LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS x

RESUMO xii

ABSTRACT xiii

1. INTRODUÇÃO 1

2. CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO 4

2.1. APLICAÇÃO 6

2.2. MATERIAIS CONSTITUINTES 7

2.2.1. Cimento Portland 7

2.2.2. Agregado Miúdo 13

2.2.3. Agregado Graúdo 15

2.2.4. Aditivos Químicos 19

2.2.4.1. Aditivos Superplastificantes 20

2.2.5. Água 25

2.3. DOSAGEM DE CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO 25

2.4. PROCESSANDO O CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO 28

2.4.1. Mistura 28

2.4.2. Transporte 28

ii

2.4.3. Lançamento 29

2.4.4. Adensamento 29

2.4.5. Cura 30

2.4.6. Controle de Qualidade 31

3. ADITIVOS MINERAIS 34

3.1. ARGILA CALCINADA 39

3.1.1. Metacaulinita 42

3.2. SÍLICA ATIVA 47

4. PROGRAMA EXPERIMENTAL 51

4.1. DEFINIÇÃO DA MATÉRIA-PRIMA 52

4.2. PRODUÇÃO DA METACAULINITA 54

4.3. CARACTERIZAÇÃO DA METACAULINITA 59

4.4. CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS EMPREGADOS 61

4.4.1. Cimento Portland 62

4.4.2. Agregados 63

4.4.3. Sílica Ativa 66

4.4.4. Aditivo Superplastificante 67

4.4.5. Água 68

4.5. ENSAIO DE COMPATIBILIDADE ENTRE CIMENTO E SUPERPLASTIFICANTE 68

4.6. ENSAIO DE ÍNDICE DE ATIVIDADE POZOLÂNICA 70

4.7. ENSAIOS EM ARGAMASSA 73

4.8. ENSAIOS EM CONCRETO 75

4.8.1. Dosagem de concreto de alto desempenho 75

iii

4.8.2. Processamento do concreto 77

5. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS 80

5.1 COMPATIBILIDADE ENTRE O CIMENTO E O SUPERPLASTIFICANTE 80

5.2. ÍNDICE DE ATIVIDADE POZOLÂNICA 83

5.3. ARGAMASSAS 87

5.4. CONCRETOS DE ALTO DESEMPENHO 89

6. CONSIDERAÇÕES FINAIS 94

6.1. CONCLUSÕES 94

6.2. SUGESTÕES DE FUTURAS PESQUISAS 95

ANEXO A – Aditivos Minerais 97

ANEXO B – Dosagem do Concreto 103

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 108

iv

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1 Localização do Município de Campos dos Goytacazes.

2

Figura 2.1 Evolução da hidratação dos compostos do cimento Portland, em estado puro (Neville, 1997).

10

Figura 2.2 Curvas de resistência à compressão de pastas puras obtidas com os principais compostos do cimento Portland (Zampieri, 1989).

10

Figura 2.3 Evolução média da resistência à compressão dos distintos tipos de cimento Portland.

12

Figura 2.4 Influência da lavagem dos agregados na resistência à compressão do concreto (Almeida, 1994).

18

Figura 2.5 Eficiência da dosagem ótima de superplastificante variando a relação água/cimento (Chan et al., 1996).

23

Figura 2.6 Efeito do momento de colocação do aditivo superplastificante a base de naftaleno no abatimento do concreto (Collepardi apud Dal Molin, 1995).

24

Figura 2.7 Exemplos de resultados do ensaio de miniabatimento (Aïtcin, 1998).

25

Figura 2.8 Fatores básicos para dosagem de concreto (Neville, 1997).

26

Figura 3.1 Efeito do teor de pozolana na taxa de calor de hidratação (Massazza e Costa, 1979).

37

Figura 3.2 Controle da expansão álcali-agregado pelo uso de pozolana no concreto (Mehta, 1981).

38

Figura 3.3 Resistência à compressão aos 28 dias de argamassas contendo diferentes argilas calcinadas como adições ativas (He et al., 1995 a). Os valores indicados sobre as barras correspondem às temperaturas ótimas de queima, em graus centígrados, para cada argilomineral.

41

v

Figura 3.4 Resistência à compressão de argamassas contendo metacaulim e sílica ativa (Curcio et al., 1998).

44

Figura 3.5 Evolução do hidróxido de cálcio com o tempo de hidratação (Frías e Cabrera, 2000).

45

Figura 3.6 Evolução da expansão de prismas de concreto contendo metacaulim (Ramlochan, 2000).

46

Figura 3.7 Resistência à compressão de concretos com metacaulinita (Wild et al., 1996 a).

47

Figura 3.8 Representação esquemática de partículas de cimento Portland numa pasta sem aditivos (a), com aditivo superplastificante (b) e com aditivo superplastificante e sílica ativa (c) – Amaral (1988); Aïtcin (1998).

48

Figura 3.9 Redução da porosidade do concreto com e sem substituição de 10% de cimento Portland por sílica ativa, com o tempo (Hassan et al., 2000).

49

Figura 3.10 Taxa de exsudação de concretos com e sem sílica ativa (Bilodeau apud Dal Molin, 1995).

50

Figura 4.1 Jazidas argilosas das amostras 1 (a) e 2 (b).

52

Figura 4.2 Difratograma de raios-X da amostra 1.

53

Figura 4.3 Difratograma de raios-X da amostra 2.

53

Figura 4.4 Curvas granulométricas das amostras de solos argilosos.

54

Figura 4.5 Fluxograma de produção da metacaulinita (adaptado de Andriolo, 1999).

55

Figura 4.6 Moinho de bolas utilizado no processo de moagem das amostras.

55

Figura 4.7 Forno tipo Mufla utilizado para a queima das amostras.

56

Figura 4.8 Análise térmica e diferencial das argilas cauliníticas.

57

Figura 4.9 Análise térmica diferencial da metacaulinita queimada à 650oC.

57

Figura 4.10 Difratogramas de raios-X da amostra 2 nas temperaturas de queima de 110oC, 450oC e 550oC.

58

Figura 4.11 Distribuição granulométrica da metacaulinita.

60

vi

Figura 4.12 Duas fotografias (a e b) da metacaulinita.

60

Figura 4.13 Representação esquemática dos locais de coleta dos materiais naturais.

62

Figura 4.14 Coleta de amostras de granito para caracterização física e mineralógica; aspecto da jazida.

64

Figura 4.15 Corpo-de-prova NX de granito antes (a) e após ruptura (b) por compressão simples.

65

Figura 4.16 Difratograma de raios-X da sílica ativa.

67

Figura 4.17 Materiais empregados no ensaio de miniabatimento (a); Espalhamento da pasta após o ensaio (b).

69

Figura 4.18 Medida da consistência de argamassa conforme NBR 7215 (1996). Amostra após socamento (a) e no fim do ensaio (b).

72

Figura 4.19 Moldagem de corpo-de-prova de argamassa (a), (b) e (c).

74

Figura 4.20 Corpos-de-prova de argamassa contendo 10% de metacaulinita.

75

Figura 4.21 Ensaio de resistência à compressão. Capeamento de corpo-de-prova (a) e corpo-de-prova na prensa de ensaio (b).

78

Figura 4.22 Aspecto dos corpos-de-prova após o ensaio de resistência à compressão. Amostra com 15% de metacaulinita rompida aos 91 dias (a); amostra com 10% de sílica ativa rompida aos 28 dias (b).

79

Figura 5.1 Resultados dos ensaios de compatibilidade.

81

Figura 5.2 Decantação do cimento Portland em água (provetas à direita) e cimento Portland em água com superplastificante (provetas à esquerda) após: 30 segundos da mistura (a); após 1 minuto (b); após 5 minutos (c); e após 15 minutos (d).

82

Figura 5.3 Decantação do cimento Portland em água (proveta à direita) e cimento Portland em água com superplastificante (proveta à esquerda) após 24 horas (a); detalhe do volume das partículas decantadas (b).

83

Figura 5.4 Índices de atividade pozolânica com cimento Portland dos aditivos minerais produzidos a partir das amostras 1 e 2.

84

Figura 5.5

Índices de atividade pozolânica com cimento Portland da metacaulinita (material que passa na peneira de malha 250 µm).

85

vii

Figura 5.6 Índices de atividade pozolânica com cimento Portland da

metacaulinita (material que passa na peneira de malha 75 µm).

86

Figura 5.7 Resistência à compressão de argamassas contendo metacaulinita.

88

Figura 5.8 Resistência à compressão de concretos de alto desempenho.

90

Figura 5.9 Relação entre o teor de metacaulinita e a resistência média à compressão para diferentes idades.

91

Figura 5.10 Corpo-de-prova contendo 10% de metacaulinita após ensaio de resistência à compressão, aos 28 dias (a); Detalhe da superfície de ruptura atravessando totalmente os agregados (b).

92

Figura 5.11 Curvas tensão-deformação para o concreto com metacaulinita (15%) aos 120 dias.

93

Figura 5.12 Curvas tensão-deformação para o concreto com sílica ativa (10%) aos 120 dias.

93

Figura A.1 Resistência à compressão de argamassas com cinzas volantes com vários diâmetros médios de partículas (Massazza, 1993).

99

Figura A.2 Evolução da resistência à compressão do concreto com vários teores de escória de alo forno em massa do total de material cimentício (Hogan e Meusel, 1981).

101

Figura A.3 Desenvolvimento da resistência à compressão de concretos com diferentes teores de cinza de casca de arroz em substituição ao cimento (Zhang e Malhotra, 1996).

102

Figura B.1 Porcentagem de vazios para as misturas de areia e brita, conforme NBR 7810 (1983).

105

viii

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1 Compostos principais do cimento Portland (Neville, 1997).

9

Tabela 2.2 Classificação dos cimentos Portland comercializados no Brasil, segundo a ABNT.

11

Tabela 2.3 Limites granulométricos do agregado miúdo (NBR 7211, 1983).

13

Tabela 2.4 Limites granulométricos do agregado graúdo (NBR 7211, 1983).

15

Tabela 2.5 Classificação dos aditivos químicos segundo a NBR 11768 (EB-1763/1992).

19

Tabela 3.1 Classificação dos aditivos minerais conforme a NBR 12653 (1992).

35

Tabela 3.2 Dados gerais de barragens construídas no Brasil (Saad et al., 1983 b).

42

Tabela 4.1 Distribuição granulométrica da metacaulinita queimada a 650oC e peneirada na malha 75 µm.

60

Tabela 4.2 Dimensões características da metacaulinita.

60

Tabela 4.3 Análise química da matéria-prima e da metacaulinita.

61

Tabela 4.4 Características dos cimentos Portland CP II E 32 utilizados.

63

Tabela 4.5 Composição mineralógica do granito.

64

Tabela 4.6 Características físicas e mecânicas do agregado graúdo.

65

Tabela 4.7 Características físicas e granulométricas do agregado miúdo.

66

Tabela 4.8 Características da sílica ativa. 67

ix

Tabela 4.9 Características do aditivo superplastificante.

68

Tabela 4.10 Dosagem de material para as pastas dos ensaios de miniabatimento.

70

Tabela 4.11 Dosagem de material para argamassas.

72

Tabela 4.12 Dosagem de material para argamassas.

73

Tabela 4.13 Composição dos concretos.

77

Tabela 4.14 Ordem de colocação dos materiais na betoneira.

77

Tabela 5.1 Resultados dos ensaios de compatibilidade cimento-superplastificante.

80

Tabela 5.2 Valores médios de resistência à compressão e índice de atividade pozolânica com cimento Portland.

84

Tabela 5.3 Valores médios de resistência à compressão e índice de atividade pozolânica com cimento Portland.

85

Tabela 5.4 Resistência à compressão das argamassas com relação água/aglomerante de 0,52.

87

Tabela 5.5 Resistência à compressão dos concretos.

89

Tabela B.1 Materiais constituintes do concreto de teste.

106

Tabela B.2 Proporcionamento dos materiais do concreto de referência.

107

Tabela B.3 Proporcionamento dos materiais dos concretos com aditivos 107

x

LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS

A Coeficiente, usado na dosagem, que expressa a qualidade da brita

a/c Relação água/cimento, em massa

ABCP Associação Brasileira de Cimento Portland

ABNT Associação Brasileira e Normas Técnicas

ACI American Concrete Institute

ASTM American Society for Testing and Materials

BT Boletim técnico

CAD Concreto de alto desempenho

CAR Concreto de alta resistência

CCA Cinza de casca de arroz

CH Hidróxido de cálcio (Ca(OH)2)

CP Cimento Portland

C-S-H Silicato de cálcio hidratado

C3S Silicato tricálcico

C2S Silicato dicálcico

C3A Aluminato tricálcico

C4AF Ferroaluminato tetracálcico

Dmax Diâmetro máximo

fcm3 Resistência média à compressão do concreto aos 3 dias de idade

fcm7 Resistência média à compressão do concreto aos 7 dias de idade

xi

fcm28 Resistência média à compressão do concreto aos 28 dias de idade

fcm91 Resistência média à compressão do concreto aos 91 dias de idade

fccm28 Resistência média à compressão do cimento aos 28 dias de idade

fcd28 Resistência desejada do concreto à compressão especificada aos

28 dias de idade

fck Resistência característica do concreto à compressão especificada no projeto estrutural

IPT Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo S.A.

ISRM International Society for Rock Mechanics

JCPDS Joint Committe on Powder Diffraction Standards

ma Massa específica da areia

mb Massa específica da brita

mm Massa específica da mistura de agregados

mum Massa unitária compactada da mistura de agregados

MT Manual técnico

MTC Metacaulinita

NBR Norma Brasileira Registrada

NM Norma Mercosul

PV Percentual de vazios numa mistura de agregados

PA Percentual de areia na mistura de agregados

PB Percentual de brita na mistura de agregados

R2 Coeficiente de determinação da regressão linear

SA Sílica ativa

SP Aditivo superplastificante

STG Sistema de Testes Geomecânicos

Tmtc Teor de metacaulinita

xii

CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO COM METACAULINITA Guilherme Chagas Cordeiro

RESUMO

A substituição parcial de cimento Portland por materiais pozolânicos

permite obter concretos e argamassas com propriedades diferenciadas,

superiores em alguns aspectos aos produtos sem adição. Vários são os materiais

utilizados para este fim, dentre os quais destacam-se a sílica ativa, a cinza

volante e as argilas calcinadas. Atualmente no Brasil a sílica ativa é muito

utilizada. Infelizmente, nem sempre este produto é acessível, quer seja pelo

preço, quer seja pela disponibilidade.

Neste trabalho procurou-se caracterizar uma pozolana produzida a

partir da ativação térmica de uma argila caulinítica extraída da planície aluvial do

Rio Paraíba do Sul, no Município de Campos dos Goytacazes/RJ. Após

processos de moagem, queima e peneiramento, a argila desenvolve propriedades

pozolânicas, associadas à formação da metacaulinita (material de elevada

desordem estrutural).

Um programa experimental foi implementado para a comparação entre

produtos com e sem adição mineral, constituído de duas etapas: caracterização e

produção da metacaulinita; e confecção e ensaios em corpos-de-prova de

concretos e argamassas.

A fim de validar o potencial da argila como matéria-prima para a

produção de metacaulinita foram investigadas as seguintes propriedades:

temperatura ótima de queima; índice de atividade pozolânica; compatibilidade

cimento-superplastificante; e resistência à compressão de concretos e

argamassas. Os resultados estão condizentes com a literatura, revelando

incrementos de resistência em concretos e argamassas com metacaulinita.

Palavras-chave: concreto de alto desempenho, metacaulinita, aditivo mineral.

xiii

HIGH-PERFORMANCE CONCRETE CONTAINIG METAKAOLINITE Guilherme Chagas Cordeiro

ABSTRACT

The partial replacement of Portland cement by pozzolanic materials

allows to obtain concrete and mortars with superiors properties, in some aspects

to the products without addition. There are many materials used to achieve this

goal, such as silica fume, fly ash and calcined clays. Nowadays, the silica fume

have being used a lot in Brazil. Unfortunately, due to price and availability this

product is not oftenly accessible.

In this work the pozzolan was characterized and produced of thermal

activation of an alluvial’s plain kaolinite clay from Paraíba do Sul River, in Campos

dos Goytacazes City. After grinding, firing and sieving processes, pozzolanic

properties are developed, due to metakaolinite formation, which is a material with

high structural disorder.

An experimental program was executed to promote a comparasion

between products with and without mineral addition, constituted for two stages:

metakaolinite production; and making of concretes and mortars samples.

In order to validate the clay’s potential as a raw material for the

metakaolinite production the following properties were investigated: ideal burning

temperature; pozzolanic activity’s index; cement-superplasticizer compatibility; and

concretes and mortars’ compressive strain. The increases in concretes and

mortars resistances with metakaolinite finding are according to literature.

Keywords: high-performance concrete, metakaolinite, mineral admixture.

1

1. INTRODUÇÃO

Atualmente, poucos materiais têm uso tão difundido na engenharia

quanto o concreto de cimento Portland. Devido às suas excepcionais qualidades,

o concreto possibilitou ao homem moderno mudanças expressivas, tanto na

arquitetura quanto na engenharia, além de seu próprio modo de vida. Os

resultados são novos desafios à pesquisa do concreto, particularmente o que diz

respeito ao concreto de alto desempenho, um material com melhores índices de

resistência e durabilidade, alcançadas a partir de adições químicas e minerais.

O Município de Campos dos Goytacazes, que possui uma população

residente estimada de 371.252 habitantes, destaca-se na Região Norte do Estado

do Rio de Janeiro por sua extensão territorial, ocupando uma área de 4040,4 km2

(CIDE, 2000), conforme Figura 1.1. Cerca de 52% de todo o território municipal é

composto por espessos pacotes argilosos provenientes da migração do leito do

Rio Paraíba do Sul (Ramalho et al., 2001), explorados, em parte, como matéria-

prima para cerâmica vermelha. Diante deste contexto ambiental e da crescente

demanda de aditivos minerais para o concreto, iniciou-se um estudo para o

aproveitamento destes solos argilosos para a produção de uma pozolana, a

metacaulinita.

A metacaulinita é um aluminossilicato de estrutura desordenada,

resultante da ativação térmica de uma argila caulinítica finamente moída. Este

material, apesar de não possuir, por si só, propriedades aglomerantes e

hidráulicas, contém constituintes que a temperaturas ordinárias reagem, em

presença de água, com o hidróxido de cálcio originando novos compostos

hidratados com propriedades cimentícias e insolúveis em água.

2

Desta forma, o objetivo maior da pesquisa concentra-se na

possibilidade de uso e aplicação dos solos argilosos do município para a

produção de um aditivo mineral para concretos e argamassas de alto

desempenho.

Figura 1.1 – Localização do Município de Campos dos Goytacazes.

Destacam-se ainda os seguintes objetivos específicos:

• Apresentar as características de materiais argilosos da região e propor alguns

critérios de utilização visando-se a viabilidade de obtenção de concretos com

resistência à compressão acima de 50 MPa, aos 28 dias;

RIO DE JANEIRO

Município de Campos dos Goytacazes

Campos dos Goytacazes

Rio do Sul

Lagoa Feia

Lagoa

de Cima

Oceano Atlântico

Espírito Santo

Paraíba

Área: 4038 km2 Localização: 41o30’ W 21o45’ S

Metros

20.000

3

• Caracterizar física, química e mineralogicamente a metacaulinita, e verificar seu

desempenho em diversos teores de substituição parcial do cimento Portland em

concretos e argamassas;

• Verificar a influência da temperatura de queima e teor de material fino, presente

na argila a ser calcinada, na atividade pozolânica da metacaulinita, determinando

a temperatura ótima de queima para este aditivo.

A presente dissertação está estruturada em sete Capítulos. O Capítulo 1

compreende a introdução do trabalho de pesquisa, onde é justificada sua

importância e seus objetivos. No Capítulo 2 é apresentada a revisão bibliográfica

referente ao concreto de alto desempenho, considerando aspectos de sua

aplicação, materiais constituintes e procedimentos de produção. Também são

discutidas, neste Capítulo, características de dosagem de concreto de alto

desempenho.

O Capítulo 3 apresenta a revisão bibliográfica sobre os principais aditivos

minerais utilizados em concretos e argamassas de alto desempenho, analisando

suas características e as conseqüências de suas utilizações. Este Capítulo, longe

de apresentar um caráter de manual científico, aborda de forma sucinta aspectos

intrínsecos destes materiais, o que, por vezes, se torna repetitivo, sendo,

entretanto, de extrema relevância para o tema em questão. Inúmeros exemplos

são citados de forma resumida ilustrando pesquisas sobre o tema.

Já no Capítulo 4, o programa experimental é descrito através do detalhamento

dos ensaios realizados e da caracterização dos materiais empregados.

No Capítulo 5 é apresentada a análise dos resultados obtidos no programa

experimental. Neste Capítulo relata-se a caracterização da metacaulinita utilizada

em concretos e argamassas.

O sexto e último Capítulo compreende as conclusões do trabalho assim como

algumas sugestões para futuros trabalhos neste amplo campo de pesquisa que

constitui o concreto de alto desempenho.

4

2. CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO

O concreto de alto desempenho é uma evolução dos concretos

produzidos ao longo dos anos. Um maior controle na seleção dos materiais e nas

etapas de dosagem, mistura, adensamento, transporte e cura, aliado ao uso

preciso de aditivos químicos e minerais, permite a produção concreto com

propriedades melhoradas.

O concreto de alta resistência, como era denominado nos anos 70,

hoje é definido não somente em função de sua resistência superior, mas

principalmente destaca-se uma menor permeabilidade, maior resistência ao

desgaste e abrasão, enfim, maior durabilidade. De acordo com Mehta (1996), a

busca por um concreto com maior durabilidade está presente em cerca de 75%

das obras em concreto de alta resistência.

O Americam Concrete Institute, através do Comitê 201 (1994), define a

durabilidade de um concreto como sua habilidade para resistir às ações

atmosféricas, ataques químicos, abrasão e outros processos de deteriorização.

As ações atmosféricas referem-se aos efeitos ambientais, tais como exposição a

ciclos de molhagem secagem e congelamento e descongelamento. Os processos

de deteriorização química incluem ataques de substâncias ácidas e reações de

expansão, tais como reações de sulfatos, reações álcali-agregados e corrosão de

armaduras de aço no concreto.

Deve-se enfatizar que, para adquirir baixos valores de permeabilidade,

é necessária uma mistura densa acarretando uma maior resistência. Ou seja,

estas duas características encontram-se intimamente ligadas. Neville (1997)

destaca que o concreto de alto desempenho não é somente um concreto com

5

altas resistências à compressão, mas que também possui alto módulo de

elasticidade, alta densidade, baixa permeabilidade e resistência aos ataques do

meio externo. Mehta e Aïtcin (1990) definem o concreto de alto desempenho

como um material que possui alta rigidez e estabilidade dimensional e,

principalmente, baixa permeabilidade.

O uso de diversas terminologias para designar o mesmo material, tais

como, concreto de alto desempenho (CAD), concreto de alta resistência (CAR),

ou até mesmo concreto de alta eficiência, tem suscitado a interpretações

controvertidas quanto ao verdadeiro potencial do material, que varia

geograficamente e ao longo do tempo. Segundo Gjorv (1992), na década de 50,

concretos com resistência à compressão de 35 MPa eram considerados

concretos de alta resistência nos Estados Unidos. Nas décadas de 60 e 70

concretos com 50 MPa e 70 MPa, respectivamente, estavam sendo utilizados

comercialmente. Atualmente, concretos com 90 MPa, 100 MPa e até 120 MPa

entraram no campo da construção de edifícios altos, plataformas de petróleo e

pontes, cujas resistências foram definidas com bases sólidas e garantidas com

técnicas rotineiras (Aïtcin e Neville, 1993).

O American Concrete Institute estabelece, no ACI 363 (1991), o valor

de 41 MPa (6000 psi), como limite inferior para concretos de alta resistência, pois

a prática de dimensionamento de estruturas está fundamentada em experimentos

realizados em concretos com resistência à compressão inferior a 41 MPa.

Ainda hoje, de um modo geral, a produção de concretos no município

de Campos dos Goytacazes baseia-se em projetos calculados para uma

resistência característica aos 28 dias inferior a 25 MPa. Sendo assim, é possível

classificar concretos com resistência à compressão superior a 40 MPa, como

concretos de alta resistência.

2.1. APLICAÇÃO

6

A alta resistência à compressão e o alto módulo de elasticidade já nas

idades iniciais, baixa segregação, ausência de exsudação são algumas das

características que justificam a crescente utilização do concreto de alto

desempenho. A partir de 1950 pesquisas e obras difundiram-se por todo o mundo,

com aplicações nos diversos tipos de estruturas. Inúmeros prédios, pontes,

pavimentos, elementos pré-fabricados, obras marítimas, dentre outros, têm sido

construídos com concreto de alto desempenho.

Um estudo realizado por Dal Molin e Wolf (1990) indica uma redução

de cerca de 12% do custo de um edifício de 15 andares, ao se empregar concreto

de alta resistência (fck = 60 MPa) no lugar de um concreto convencional (fck = 21

MPa). Foram considerados os consumos de concreto, armaduras e formas, além

de gastos com a mão de obra. Outros fatores como desformas mais rápidas,

ganho de área útil em virtude das menores seções das peças estruturais e

possibilidade de confecção de elementos mais leves e esbeltos, podem elevar

este valor de economia, justificando ainda mais seu emprego.

Outra vantagem é a grande durabilidade de estruturas feitas com

concreto de alto desempenho. A sua baixa permeabilidade contribui para o

controle de corrosão e carbonatação, além de proteger o concreto de ataques

químicos e biológicos.

Relatos de Almeida et al. (1995) ilustram o grande número e a

diversidade das obras em concreto de alto desempenho no Brasil. Vale ressaltar a

utilização do concreto de alto desempenho em obras de recuperação e reforço

estrutural, em função, principalmente, da boa aderência com o aço ou com outro

concreto já endurecido, além da alta fluidez que alcança sem segregação.

Canovas (1988) destaca o melhor acabamento superficial alcançado com o

concreto de alto desempenho como conseqüência de seu maior conteúdo de

finos.

De acordo com Aïtcin (1998), o concreto alcançou a resistência e

durabilidade da rocha natural, mas uma “rocha” que pode ser facilmente

7

modelada, reforçada com barras de aço, protendida ou pós-tendida com cabos ou

misturada com qualquer tipo de fibra.

2.2. MATERIAIS CONSTITUINTES

O concreto é um material composto e suas propriedades dependem da

proporção e propriedades de seus componentes, além da interação entre os

mesmos (Neville, 1997). A escolha e adequação dos materiais constituintes

compõem a primeira etapa na elaboração de um concreto de alto desempenho.

Segundo Mehta e Monteiro (1994) a tarefa de escolha dos materiais

não é fácil, tendo em vista que ocorrem grandes variações nas suas composições

e propriedades físicas e químicas.

O concreto de alto desempenho é obtido através de uma mistura de

cimento, agregados, aditivos minerais e químicos e água, com uma baixa relação

água/aglomerante. Aïtcin (1998) considera como baixos os valores menores que

0,40, baseado no fato de que é muito difícil, se não impossível, tornar trabalhável

um concreto feito com os cimentos Portland mais comumente encontrados no

mercado, sem a utilização de um aditivo superplastificante.

A seguir serão descritas as principais propriedades dos constituintes

normalmente utilizados no concreto de alto desempenho. Um estudo mais

detalhado das características e influência dos aditivos minerais no concreto de

alto desempenho encontra-se no Capítulo 3.

2.2.1. Cimento Portland

O cimento Portland é um material pulverulento, aglomerante hidráulico,

composto basicamente de silicatos de cálcio e aluminatos de cálcio que

misturados à água se hidratam e, depois de endurecidos, mesmo que sejam

submetidos novamente à ação da água não se decompõem mais.

8

Para a fabricação do cimento são empregados materiais calcáreos,

como rocha calcárea e gesso, e alumina e sílica, encontradas facilmente em

argilas e xistos. O processo de fabricação do cimento Portland consiste

essencialmente em moer a matéria-prima, misturá-la nas proporções adequadas

e queimar essa mistura em um forno rotativo até uma temperatura de cerca de

1450oC. Nessa temperatura, o material sofre uma fusão incipiente formando

pelotas, conhecidas com clínquer. O clínquer é resfriado e moído, em um moinho

de bolas ou de rolo, até um pó bem fino (geralmente menor que 75 µm), com

adição de um pouco de gesso, resultando o cimento Portland largamente usado

em todo mundo (Neville, 1997). A mistura e moagem das matérias-primas podem

ser feitas tanto em água quanto a seco, daí a denominação dos processos de via

úmida e de via seca. Alguns materiais, como areia, bauxita e minério de ferro, são

adicionados como corretivos, cuja função é suprir as matérias primas de

elementos que não se encontrem disponíveis nas matérias primas principais.

Durante a queima ocorrem inúmeras reações de estado sólido entre as

fases constituintes, reações envolvendo essas fases e a parte fundida do material

e, ainda, a ocorrência de transformações mineralógicas em função do

resfriamento, gerando os principais componentes do cimento (Tabela 2.1), que

quando hidratados fornecem as principais propriedades deste material (Zampieri,

1989). A última etapa de fabricação do cimento Portland constitui-se no

resfriamento imposto aos nódulos produzidos, sendo de grande importância para

a definição da reatividade e estabilidade das fases do clínquer.

Tabela 2.1 – Compostos principais do cimento Portland (Neville, 1997).

Nome do composto Composição em óxidos Abreviação

Silicato tricálcico 3CaO.SiO2 C3S

Silicato dicálcico 2CaO.SiO2 C2S

Aluminato tricálcico 3CaO.Al2O3 C3A

Ferroaluminato tetracálcico 4CaO.Al2O3.Fe2O3 C4AF

Notação: CaO: C; SiO2: S; Al2O3: A; Fe2O3: F.

As reações químicas entre os silicatos e aluminatos relacionados na

Tabela 2.1 com a água são denominadas de reações de hidratação do cimento e

9

geram uma massa firme e resistente,. Essas reações de dissolução e formação

de novas fases ocorrem quase que instantaneamente, na medida em que se

adiciona água ao cimento Portland.

De acordo com Mehta e Monteiro (1994), o C3S apresenta rápida

hidratação, desprendendo uma quantidade média de calor, gera um gel de silicato

de cálcio hidratado (C-S-H) e cristais de hidróxido de cálcio Ca(OH)2 (C-H). Este

composto contribui para elevar a resistência inicial da pasta endurecida e

aumentar sua resistência final. Já o C2S, que desprende uma quantidade

pequena de calor durante sua lenta hidratação, também é responsável pelo

aumento de resistência nas idades avançadas e produz um volume menor de

Ca(OH)2, em comparação com o C3S. Responsável pelas primeiras reações de

hidratação, o C3A libera uma grande quantidade de calor para formar aluminatos

hidratados. O C4AF também se hidrata rapidamente (semelhante ao C3A) mas

exerce pouca influência sobre a resistência mecânica da pasta. Ressalta-se que

um dos primeiros avanços no sentido de melhor compreender o processo de

hidratação do cimento Portland foi, inegavelmente, a análise em separado do

comportamento exibido pelas diversas fases do clínquer em pastas hidratadas. A

Figura 2.1, por exemplo, apresenta as velocidades de hidratação dos diferentes

compostos em estado puro.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1 10 100 1000

Tempo (dias)

Fraç

ão h

idra

tada

C2S

C3S

C3AC4AF

Figura 2.1 – Evolução da hidratação dos compostos do cimento Portland, em estado

puro (Neville, 1997).

10

Na Figura 2.2, por outro lado, reproduz-se as curvas de resistência à

compressão apresentadas por pastas contendo os componentes isolados que

compõem o clínquer. A análise em conjunto das Figuras 2.1 e 2.2 permite

observar as diferentes contribuições das fases que formam o clínquer para as

resistências mecânicas do produto hidratado.

0

10

20

30

40

50

60

70

0 100 200 300

Tempo (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

C3S

C2S

C3AC4AF

Figura 2.2 – Curvas de resistência à compressão de pastas puras obtidas com os

principais compostos do cimento Portland (Zampieri, 1989).

A princípio o cimento Portland pode ser constituído unicamente de

clínquer e de uma substância reguladora de pega, caracterizando o que se

convencionou denominar “cimento Portland comum”. Entretanto, ao longo do

tempo, outros materiais começaram a ser utilizados em conjunto com o clínquer,

constituindo os “cimentos com adições”. Desta forma, a ABNT define o cimento

Portland em tipos e classes de acordo com os seus componentes e propriedades.

A classe do cimento caracteriza sua resistência mínima potencial aos 28 dias,

sendo dividida em três níveis: 25 MPa, 32 MPa e 40 MPa. A Tabela 2.2 apresenta

a classificação dos principais tipos de cimentos comercializados no Brasil.

11

Tabela 2.2 – Classificação dos cimentos Portland comercializados no Brasil, segundo a

ABNT.

Composição (percentual em massa) Tipo de cimento Sigla Clínquer

+ gesso

Escória granulada de

alto-forno

Material pozolânico

Material carbonático

Comum CP I CP I – S

100 95 – 99

– 1 – 5

Composto CP II – E CP II – Z CPII – F

56 – 94 76 – 94 90 – 94

6 – 34 – –

– 6 – 14

0 – 10 0 – 10 6 – 10

Alto-forno CP III 25 – 95 35 – 70 – 0 – 5 Pozolânico CP IV 45 – 85 – 15 – 50 0 – 5

Alta res. Inicial CP V – ARI 95 – 100 – – 0 – 5

Branco estrutural CPB 75 – 100* – – 0 – 25

* No cimento branco é utilizado um clínquer com baixos teores de óxidos de ferro e manganês. Obs.: Se a sigla do cimento estiver acrescida do sufixo RS significa que o cimento Portland é resistente aos sulfatos (por exemplo: CP III – 40 RS).

A Associação Brasileira de Cimento Portland (ABCP) através da BT-

106 (1999) mostra a evolução média da resistência à compressão dos diferentes

tipos de cimento Portland (Figura 2.3).

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Idade (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

CP I-S CP II CP III CP IV CP V

Figura 2.3 – Evolução média da resistência à compressão dos distintos tipos de cimento

Portland.

Para aplicação em concreto de alto desempenho, Mehta e Aïtcin (1990)

comentam que é possível a produção com qualquer tipo de cimento, sendo

12

preferível, no entanto, o cimento Portland comum e aqueles com elevado teor de

C3S e C2S. De acordo com Neville (1997), os dois silicatos necessitam

praticamente da mesma quantidade de água para hidratação, mas o C3S produz

mais que o dobro da quantidade de hidróxido de cálcio, quando comparado com o

C2S. Isto proporciona uma menor durabilidade quanto ao ataque de águas ácidas

e/ou sulfatadas. O hidróxido de cálcio no concreto pode reagir com um agregado

ácido (calcedônia, por exemplo) dando origem a um silicato de cálcio hidratado.

Esta reação, contudo, causa um aumento de volume indesejável.

Na opinião de Howard e Leatham (1989), não há critérios científicos

fixos que especifiquem o cimento mais adequado para o concreto de alta

resistência. Parrot (1969) indica que só é necessária uma seleção criteriosa do

cimento, quanto ao tipo, para concretos com uma resistência acima de 90 MPa. O

melhor cimento para concreto de alto desempenho é, de acordo com o ACI 363

(1991), o que apresenta menor variabilidade em termos de resistência.

De acordo com Vieira et al. (1997) a escolha do tipo de cimento vai ser

função não só da disponibilidade de mercado mas, sobretudo, das propriedades

que o concreto a ser produzido deverá possuir. O autores enfatizam que, para

cada situação específica de projeto, todas as condições deverão ser avaliadas

detalhadamente, desde as especificações de projeto, condições de cura e

aplicação, cronograma de execução, e o que mais se fizer necessário para que o

cimento escolhido seja o mais adequado, contribuindo, desta forma, para o

aumento da vida útil da estrutura de concreto.

Enfim, para a escolha satisfatória do cimento Portland utilizado na

produção do concreto de alto desempenho, exige-se conhecimento técnico e

científico deste material.

2.2.2. Agregado Miúdo

A Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT) classifica o

agregado miúdo em zonas (muito fina, fina, média e grossa), de acordo com sua

13

composição granulométrica. A Tabela 2.3 mostra a classificação, de acordo com a

NBR 7211 (1983).

Tabela 2.3 – Limites granulométricos do agregado miúdo (NBR 7211, 1983).

Porcentagem, em massa, retida acumulada na peneira ABNT Abertura da peneira (mm) Zona 1

(muito fina) Zona 2 (fina)

Zona 3 (média)

Zona 4 (grossa)

9,50 0 0 0 0 6,30 0 a 3 0 a 7 0 a 7 0 a 7 4,80 0 a 5♦ 0 a 10 0 a 11 0 a 12 2,40 0 a 5♦ 0 a 15♦ 0 a 25♦ 5♦ a 40 1,20 0 a 10♦ 0 a 25♦ 10♦ a 45♦ 30♦ a 70 0,60 0 a 20 21 a 40 41 a 65 66 a 85 0,30 50 a 85♦ 60♦ a 88♦ 70♦ a 92♦ 80♦ a 95 0,15 85♦ a 100 90* a 100 90* a 100 90* a 100

♦ Pode haver tolerância de, no máximo, 5 pontos percentuais em um só dos limites marcados com o símbolo “♦” ou distribuídos em vários deles; * Para agregado miúdo resultante de britamento este limite poderá ser de 80.

Um dos principais requisitos para a escolha do agregado miúdo baseia-

se na demanda de água de mistura. Segundo o ACI 363 (1991), um agregado

miúdo de partículas arredondadas e textura lisa requer menor quantidade de água

e, por esta razão, é indicado para o concreto de alto desempenho. Como este

concreto apresenta um alto teor de material fino (dosagem alta de cimento e uso

de aditivos minerais), recomenda-se agregado miúdo de forma angular, módulo

de finura acima de 3,0 e diâmetro máximo de 4,8 mm (ACI 363, 1991; Canovas,

1988). Dal Molin (1995) comenta que a seleção do agregado miúdo está

condicionada ao consumo de água, fator essencial para garantir uma relação

água/aglomerante baixa.

Segundo Amaral Filho (1989), com areia natural quartzosa, bem

graduada e dentro das especificações, é possível a obtenção de concretos com

resistências de até 170 MPa.

Vieira et al. (1997) afirmam que os agregados miúdos exercem maior

influência na mistura que os agregados graúdos. Isto se deve ao fato de que a

superfície específica dos agregados finos é bem maior e, portanto, necessitam de

mais pasta para envolver seus grãos. Teores elevados de agregados miúdos

produzirão concretos mais plásticos. Por outro lado, a diminuição da quantidade

14

de agregado miúdo acarreta um decréscimo no teor de pasta necessário,

reduzindo o custo final do concreto.

É imprescindível após a escolha adequada do agregado miúdo, que

haja um rigoroso controle de qualidade, pois pequenas variações no teor de

umidade e/ou granulometria podem ocasionar mudanças significativas nas

propriedades do concreto fresco e endurecido. Neville (1997) sugere que o teor

de umidade seja verificado freqüentemente numa obra de concreto, pois seu valor

varia conforme o clima e posição de uma amostra no monte de agregado em

estoque.

Ainda segundo Neville (1997), quando não for possível a utilização de

agregados naturais*, deve-se atentar para a granulometria do material britado.

Neste caso, obtém-se mais material menor de 75 µm, que gera perda de

trabalhabilidade e um pequeno decréscimo na resistência à compressão do

concreto.

Enfim, deve-se procurar uma proporção ótima de agregados miúdos e

graúdos, de acordo com suas características de granulometria e forma, a fim de

que uma mistura mais compacta seja obtida, ao menor consumo de pasta

possível, e conseqüentemente, ao menor custo.

2.2.3. Agregado Graúdo

O termo agregado graúdo descreve partículas maiores que 4,8 mm,

responsáveis por cerca de 60% do volume do concreto. Desta forma, os efeitos

que este material pode gerar no concreto fresco e endurecido devem ser

estudados com atenção. A Tabela 2.4 apresenta os limites granulométricos

estabelecidos pela NBR 7211 (1983), com as respectivas graduações dos

agregados graúdos.

* São consideradas areias naturais aquelas que foram reduzidas ao seu tamanho presente pela ação de agentes naturais.

15

Tabela 2.4 – Limites granulométricos do agregado graúdo (NBR 7211, 1983).

Porcentagem retida acumulada, em massa, nas peneiras de abertura nominal (mm) No 76 64 50 38 32 25 19 12,5 9,5 6,3 4,8 2,4

0 – – – – – – – 0 0-10 – 80-100 95-100

1 – – – – – 0 0-10 – 80-100 92-100 95-100 –

2 – – – – 0 0-25 75-100 90-100 95-100 – – –

3 – – 0 0-30 75-100 87-100 95-100 – – – – –

4 0 0-30 75-100 90-100 95-100 – – – – – – –

Em geral, estes agregados são procedentes de jazidas naturais, seja

na forma de pedregulhos, seixos ou pedra britada. Rochas ígneas, como granito e

basalto, metamórficas como gnaisse e leptinito e sedimentares, como arenitos e

calcáreos, são utilizadas em todo mundo. Também podem ser empregados em

concreto agregados de escória de alto-forno, de cinza volante e agregados

reciclados (rejeitos de construção e resíduos cerâmicos, por exemplo).

De acordo com Mehta e Monteiro (1994) e Danielsen (1997) as

características mais significativas dos agregados graúdos são:

• Resistência à compressão;

• Resistência à abrasão;

• Módulo de elasticidade;

• Massa específica e massa unitária;

• Absorção;

• Porosidade;

• Composição granulométrica, módulo de finura e dimensão máxima;

• Forma e textura superficial;

• Substâncias deletérias.

A escolha do agregado graúdo é mais complexa que a do agregado

miúdo, pois suas propriedades físicas, químicas e mineralógicas afetam

consideravelmente a obtenção das propriedades de resistência e durabilidade no

concreto.

Estudos realizados por Helland (1988), com concretos de várias

classes de resistência, utilizando um agregado graúdo de boa qualidade (seixo

16

britado), verificaram que para resistências menores que 80 MPa o concreto se

comporta como um material composto. Isto porque as fissuras se desenvolvem na

pasta e na interface agregado-pasta. Para resistências entre 80 MPa e 100 MPa a

capacidade de carga do agregado e da pasta tem a mesma ordem de grandeza.

Desta forma, as fissuras penetram também nos agregados e o material tem um

comportamento homogêneo. Com valores de resistência acima de 100 MPa, o

concreto adquire novamente um comportamento típico de compósitos, sendo o

agregado o componente mais frágil.

Gonçalves et al. (1994), verificaram em um estudo realizado com

agregados rochosos da cidade do Rio de Janeiro, que o agregado graúdo pode vir

até mesmo a restringir as propriedades do concreto. Constataram, usando

gnaisse e granito, que a existência de concretos de resistências menores que as

da argamassa e a ocorrência exclusiva de fraturas intergranulares eram

indicativos de que os agregados graúdos foram os limitadores das resistências do

concreto.

Segundo Aïtcin e Neville (1993) os agregados graúdos menores são

geralmente mais resistentes que os agregados maiores. Isto se deve ao processo

de britagem, que ocorre preferencialmente em zonas potencialmente fracas na

rocha matriz. Assim, quanto menor o agregado utilizado, menor a incidência de

zonas fracas. Além disso, de acordo com Dal Molin (1995), quanto menor o

agregado, menor a superfície capaz de reter água durante a exsudação do

concreto fresco, o que propicia uma zona de transição de menor espessura e,

conseqüentemente, mais resistente.

Almeida (1994) comenta que a alta resistência do agregado é uma

condição necessária, mas não suficiente, para a produção de concreto de alto

desempenho. O autor destaca a fragilidade da interface agregado-pasta. Mesmo

com agregados de grande resistência à compressão, atinge-se um limite acima do

qual não é possível elevar a resistência do concreto com o fortalecimento da

pasta: o concreto rompe na ligação agregado-pasta.

17

Nos concretos de alto desempenho, comenta Nuñez (1992), há uma

transferência direta de tensões entre a pasta e o agregado graúdo a cargas

relativamente baixas. Assim, o módulo de elasticidade do concreto é fortemente

influenciado pelas propriedades elásticas do agregado graúdo.

A distribuição granulométrica de um agregado é um fator muito

importante pois altera a demanda de água de um concreto. O fator

água/aglomerante no concreto de alto desempenho deve ser o menor possível,

desta forma a quantidade de água deve ser minimizada, para um determinado

abatimento.

Segundo Neville (1997) um agregado inadequado quanto a sua forma

pode influenciar a trabalhabilidade da mistura e o acabameto superficial dos

elementos de concreto. O comitê ACI 363 (1991) demonstra que, embora

agregados com formas angulares possam produzir concretos com resistências

mecânicas superiores, efeitos opostos podem surgir na demanda de água e

trabalhabilidade se a angulosidade for muito acentuada.

Gomes et al. (1995) sugerem uma relação inversa entre a resistência à

compressão do concreto e a abrasão “Los Angeles” do agregado graúdo.

Segundo os autores, quanto menor for o percentual de abrasão obtido no ensaio,

maior será resistência alcançada pelo concreto. Tal fato evidencia a influência do

agregado graúdo na resistência do concreto.

Frazão e Paraguassu (1998) recomendam uma análise petrográfica do

agregado graúdo para identificação dos tipos de minerais, seus estados de

alteração, suas granulações e suas quantidades. Isto permite a identificação de

minerais que posam vir a comprometer a durabilidade do concreto.

Estudos realizados por Fonseca Silva et al. (1998), utilizando

agregados de granito, calcáreo e seixos rolados, indicam um aumento de 5% a

10% na resistência à compressão de concretos em virtude da lavagem dos

agregados antes da confecção do concreto. Resultados semelhantes foram

obtidos por Almeida (1994), conforme ilustra a Figura 2.4.

18

40

60

80

100

120

Condição de limpeza dos agregados

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

concreto 1 concreto 2 concreto 3

materiaisin natura

britalavada

brita e areialavadas

Figura 2.4 – Influência da lavagem dos agregados na resistência à compressão do

concreto (Almeida, 1994).

2.2.4. Aditivos Químicos

A NBR 11768 (EB-1763/1992) define os aditivos como sendo produtos

que adicionados ao concreto de cimento Portland em pequenas quantidades

modificam algumas de suas propriedades, no sentido de melhor adequá-las a

determinadas condições. De acordo com Neville (1997), o motivo do grande uso

de aditivos químicos é a capacidade de proporcionar ao concreto consideráveis

melhorias físicas e econômicas. Essas melhorias incluem o uso do concreto em

condições nas quais seria difícil ou até mesmo impossível utilizá-lo sem aditivos.

O Comitê ACI 212 (1992) lista algumas finalidades importantes para as

quais os aditivos químicos são empregados:

• Aumentar a plasticidade do concreto mantendo constante o teor de

água;

• Reduzir a exsudação e a segregação;

• Retardar ou acelerar o tempo de pega do concreto;

19

• Acelerar a velocidade de desenvolvimento da resistência mecânica

das primeiras idades;

• Retardar a taxa de evolução de calor durante a hidratação do

cimento;

• Aumentar a resistência a ciclos de congelamento e descongelamento;

• Aumentar a durabilidade do concreto em condições extremas de

exposição.

Os aditivos são classificados em virtude das alterações que causam

nas propriedades do concreto fresco e/ou endurecido. Segundo Mehta (1996), os

aditivos variam amplamente quanto à composição química e muitos

desempenham mais de uma função; conseqüentemente, é difícil classificá-los de

acordo com as suas funções. A Tabela 2.5 apresenta a classificação de aditivos

químicos empregada no Brasil, segundo a NBR 11768 (EB-1763/1992).

Tabela 2.5 – Classificação dos aditivos químicos segundo a NBR 11768 (EB-1763/1992).

Tipo Classificação Tipo Classificação P Plastificante A Acelerador R Retardador PA Plastificante acelerador

PR Plastificante retardador IAR Incorporador de ar SP Superplastificante SPA Superplastificante acelerador

SPR Superplastificante retardador

Uma vez que a redução da relação água/aglomerante é primordial para

a obtenção do concreto de alto desempenho a utilização de aditivos redutores de

água faz-se imprescindível. O uso de aditivos superplastificantes é

preponderante, uma vez que aumenta a fluidez do concreto a níveis muito

elevados, sem alterar outras características, permitindo produzir, através da

redução da relação água/aglomerante, concretos com alta resistência e maior

durabilidade.

2.2.4.1. Aditivos Superplastificantes

Os superplastificantes, também chamados de redutores de água de

alta eficiência ou superfluidificantes, consistem de tensoativos aniônicos de

20

cadeia longa e massa molecular elevada (20000 a 30000). Quando adsorvido

pelas partículas de cimento, o tensoativo confere uma forte carga negativa, a qual

auxilia a reduzir consideravelmente a tensão superficial da água circundante e

aumentar acentuadamente a fluidez do sistema (Mehta e Monteiro, 1994)

Os superplastificantes podem ser agrupados em quatro grandes

categorias, de acordo com sua composição química (Ramachandran, 1984;

Bucher, 1988; Aïtcin et al., 1994 a):

• Condensados sulfonados de melamina-formaldeído;

• Condensados sulfonados de formaldeído-naftaleno;

• Condensados de lignossulfonatos modificados;

• Outros, como ésteres de ácido sulfônico e ésteres de carboidratos.

Atualmente as duas primeiras categorias mencionadas são mais

largamente utilizadas, pois apresentam maior eficiência como redutores de água e

menor incidência de efeitos secundários (Aïtcin, 1998; Sponholz, 1998).

O principal efeito das cadeias longas do superplastificante, segundo

Neville (1997), é o de ficarem adsorvidas nas partículas de cimento, conferindo-

lhes uma carga altamente negativa de modo que elas passam a se repelir. Isso

provoca defloculação e dispersão das partículas de cimento. A melhoria resultante

da ação do superplastificante pode ser aproveitada de dois modos distintos.

Permite para a mesma relação água/aglomerante e o mesmo teor de água na

mistura um aumento considerável da trabalhabilidade do concreto, mantendo a

mistura coesiva. Outra forma, seria para obter concretos com trabalhabilidade

normal, mas com uma resistência extremamente alta, devido a uma substancial

redução da relação água/aglomerante.

A defloculação se deve à redução das forças de atração entre

partículas com cargas opostas. Já a dispersão ocorre pela introdução da força

repulsiva entre partículas, devido à alta carga negativa conferida às partículas de

cimento pela adsorção do aditivo. Quanto maior a adsorção melhor será a

21

dispersão das partículas de cimento e mais homogênea será a microestrutura da

pasta.

De acordo com Huynh (apud Jiang et al., 1998) a reologia do concreto

de alto desempenho pode ser afetada por parâmetros relativos ao cimento, ao

superplastificante e a interação entre eles, dentre os quais os mais significativos

são:

• Composição química do cimento, especialmente a quantidade de C3A

e álcalis;

• Finura do cimento Portland;

• Quantidade e tipo de sulfato de cálcio no cimento;

• Natureza química e massa molecular do superplastificante;

• Grau de sulfonatação do superplastificante;

• Dosagem e método de adição à mistura do superplastificante.

Os aditivos superplastificantes interagem com o C3A, que é o primeiro

componente do cimento a hidratar-se, e sua reação é controlada pelo sulfato de

cálcio, produto adicionado ao clínquer para controlar o tempo de pega do cimento.

Uma certa quantidade de aditivo é necessária durante a mistura para obter a

trabalhabilidade desejada, no entanto, é imprescindível que o superplastificante

não seja totalmente fixado pelo C3A. Se a fixação ocorrer é porque íons sulfatos

não foram liberados a tempo de reagirem com o C3A (Tagni-Hamou e Aïtcin,

1993). Quando os íons sulfatos são liberados vagarosamente, o cimento e o

aditivo superplastificante são ditos incompatíveis.

O problema da incompatibilidade entre cimento e superplasticante pode

também existir no concreto convencional, mas é muito mais acentuado no

concreto de alto desempenho (Sponholz, 1998). Isto é devido a menor quantidade

de água disponível para receber os íons sulfatos no concreto de alto desempenho

e a alta dosagem de cimento, proporcionando mais C3A à mistura.

A quantidade de superplastificante necessária para obtenção de uma

pasta com fluidez definida aumenta com a área específica do cimento Portland.

22

Quanto mais fino o cimento, mais superplastificante é requerido para obter dada

trabalhabilidade.

As moléculas do superplastificante podem ser adsorvidas no C3S.

Aïtcin et al. (1987) observaram que, com um aumento na dosagem de

superplastificante, o desenvolvimento do calor de hidratação é retardado. Este

fenômeno de adsorção foi demonstrado pela observação direta de um

superplastificante marcado com enxofre através de estudos conduzidos por

Onofrei e Gray apud Aïtcin (1998).

De acordo com Neville (1997), um cimento ideal para concreto de alto

desempenho, do ponto de vista reológico, não deve ser muito fino (superfície

específica menor que 400 m2/kg) e deve apresentar um teor muito baixo de C3A,

cuja atividade é facilmente controlada pelos íons sulfato provenientes da

dissolução dos sulfatos do cimento Portland.

Um estudo realizado por Chan et al. (1996) mostra a variação no

comportamento de quatro superplastificantes em concretos com abatimento entre

150 e 200 mm em função da redução da relação água/cimento. De acordo com a

Figura 2.5, pode-se concluir que, para os aditivos testados, os superplastificantes

à base de melamina e naftaleno são mais eficientes em baixos valores de relação

água/cimento. Geralmente, a consistência do concreto diminui com o aumento da

dosagem de superplastificante até um valor, além do qual, passa a ser pequeno o

efeito. Essa é a dosagem ótima (Neville, 1997).

23

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0,20 0,30 0,40 0,50 0,60

Relação a/c

Dos

agem

ótim

a(%

em

mas

sa d

e ci

men

to)

Naftaleno Policarboxílico Lignosulfato Melamina

Figura 2.5 – Eficiência da dosagem ótima de superplastificante variando a relação

água/cimento (Chan et al., 1996).

Estudos de Kumar e Roy (1986) revelam que o uso de

superplastificante em pastas de cimento, sujeitas a diferentes métodos de cura,

levam a um decréscimo do volume total de poros e ao refinamento da estrutura de

poros das pastas hidratadas. A mesma conclusão é obtida por Khatib e Mangat

(1999). O refinamento dos poros, além da redução de seu volume, diminui a

permeabilidade e aumenta a resistência, permitindo a obtenção de concretos

muito mais duráveis. Vale ressaltar, que o processo denominado refinamento dos

poros é a transformação de um sistema contendo grandes vazios capilares em

um sistema composto de numerosos poros mais finos.

O superplastificante tem maior eficiência quando colocado na mistura

alguns minutos após a água de amassamento. A Figura 2.6 (Collepardi apud Dal

Molin, 1995) mostra o efeito de um aditivo a base de naftaleno no abatimento de

um concreto, onde se observa um aumento de cerca de 100% no abatimento

inicial quando a colocação do aditivo é retardada em 1 minuto.

24

0

50

100

150

200

250

Aba

timen

to (m

m)

Concreto testemunho (sem superplastificante)

Colocação retardada do aditivo (após 1 minuto do início da mistura)

Colocação imediata (com a água de amassamento)

a/c = 0,45consumo de cimento = 350 kg/m3

dosagem de superplastificante = 0,4% de sólidos por massa de cimento

Figura 2.6 – Efeito do momento de colocação do aditivo superplastificante a base de

naftaleno no abatimento do concreto (Collepardi apud Dal Molin, 1995).

O comportamento reológico em traços com baixa relação

água/aglomerante não é definido pelas especificações do superplastificante e do

tipo de cimento Portland. Faz-se, portanto, necessário experimentá-los e verificar

como se comportam frente aos complexos fenômenos químicos envolvidos (Aïtcin

et al., 1994 a). Vários métodos são empregados para avaliar a compatibilidade

aditivo cimento e a dosagem ótima de superplastificante. Dentre os mais

utilizados estão: método de Kantro ou miniabatimento (Kantro, 1980; Bucher,

1988; Neville, 1997) e método do cone de Marsh (Neville, 1997; Aïtcin, 1998; de

Larrard, 1999). A Figura 2.7 (Aïtcin, 1988) mostra os resultados do ensaio de

miniabatimento para duas combinações de cimento-superplastificante, uma

compatível e outra incompatível.

25

T e m p o ( s )

Áre

a d

e e

spa

lha

me

nto

(cm

2 )

c o m p a t í v e l

i n c o m p a t í v e l

a / c = 0 , 3 5

T = 2 0 oC

Figura 2.7 – Exemplos de resultados do ensaio de miniabatimento (Aïtcin, 1998).

2.2.5. Água

A água introduzida no concreto como um de seus componentes tem

duas funções. Uma parte, denominada água de amassamento, contribui para

garantir uma trabalhabilidade adequada. A outra permite o desenvolvimento das

reações químicas no concreto, tanto de hidratação do cimento Portland, quanto

reações pozolânicas com os aditivos minerais e/ou constituintes do cimento

empregado. Segundo o ACI 363 (1991), os mesmos requisitos de qualidade

exigidos para água de concretos convencionais devem ser cumpridos no concreto

de alto desempenho. De acordo com Neville (1997), águas potáveis, ligeiramente

ácidas, não são prejudiciais ao concreto.

2.3. DOSAGEM DE CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO

A dosagem é através do qual são determinadas as proporções dos

materiais constituintes necessárias para a produção de um concreto que atenda a

determinadas propriedades pré-fixadas. Estas propriedades são, em geral,

resistência mecânica, durabilidade e trabalhabilidade.

26

Segundo Helene e Terzian (1992) a dosagem pode ser entendida como

o proporcionamento adequado dos materiais constituintes, com o atendimento

das seguintes condições principais:

• Exigências de projeto;

• Condições de exposição e operação;

• Tipo de agregado disponível economicamente;

• Técnicas de execução;

• Custo.

Para Neville (1997) os fatores básicos a serem considerados na

dosagem do concreto estão representados na Figura 2.8. A seqüência de

decisões também é mostrada até se chegar à quantidade de cada material

constituinte por betonada. O autor comenta ainda que a trabalhabilidade pode ser

controlada por um teor adequado de superplastificante e o teor de água pode ser

fixado a partir da relação água/cimento para a obtenção de uma certa resistência.

Método de

controle

Resistência

mínima

Granulometria do

agregado total

Proporções de cada

Resistência

média cimentícios

Capacidade

da betoneira

Natureza dos

Trabalha-

bilidade

Idade para a

materiais resistência

especificada

Método de

adensamento

Proporções

da mistura

Exigências

térmicas

Relação

água/cimento

Dimensões da seção

ou espaçamento

Tamanho máximo

do agregado

Forma e textura

do agregado

Exigências

de durabilidade

componente

por betonada

tamanho do agregado

Teor de

cimento

Massa de cada

Figura 2.8 – Fatores básicos para dosagem de concreto (Neville, 1997).

27

Para Mehta e Monteiro (1994) o proporcionamento de materiais é mais

uma arte que uma ciência, tendo em vista a complexidade de fatores envolvidos,

os quais exigem um amplo conhecimento das propriedades do concreto.

Rougeron e Aïtcin (1994) compartilham desta opinião, porém destacam que os

princípios básicos para o proporcionamento do concreto devem ser bem

conhecidos, e a tecnologia atual oferece muitos meios para a sua obtenção.

Diversos métodos têm sido propostos e utilizados na dosagem e na

quantificação do concreto de alto desempenho, dentre os quais: de Larrard

(1990); Mehta e Aïtcin (1990); ACI 363 (1993); Rougeron e Aïtcin (1994); Domone

e Soutsos (1994); Day (1996); O’Reilly (1998); Bharatkumar et al. (2001). Aïtcin

(1998) comenta que a diversidade de trabalhos sobre dosagem resulta do fato do

concreto estar se tornando um material mais complexo do que uma simples

mistura de cimento, agregados e água, e é cada vez mais difícil predizer suas

propriedades teoricamente.

Carino e Clifton (1991) enfatizam a maior complexidade no

proporcionamento de materiais para o concreto de alto desempenho, quando

comparado com métodos tradicionais de dosagem de concretos convencionais

(20 MPa a 40 MPa). O uso de materiais pozolânicos em combinação com o

cimento Portland é freqüente. Os agregados devem ser cuidadosamente

selecionados para a obtenção de alta resistência e/ou alto módulo de elasticidade.

Aditivos químicos são necessários para garantir a trabalhabilidade do concreto e

elevar sua durabilidade.

O’Reilly (1998) comenta que um dos objetivos fundamentais de um

processo de dosagem é criar uma metodologia que leve em conta as condições

próprias de cada lugar e os recursos materiais disponíveis, para atingir

características pré-definidas, sem, obviamente, elaborar regras gerais de

aplicação do concreto.

28

2.4. PROCESSANDO O CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO

De acordo com o ACI 363 (1991) os meios normalmente utilizados para

a produção do concreto de alto desempenho são semelhantes aos utilizados nos

concretos usuais. Entretanto, a escolha e o controle dos materiais são mais

críticos para o concreto de alto desempenho, na medida em que a relação

água/aglomerante é baixa. Aïtcin (1998) comenta que a participação do concreto

de alto desempenho no mercado ainda é muito pequena, razão pela qual não se

justifica o uso de técnicas diferenciadas para a produção, o transporte e o seu

lançamento, exceto em aplicações especiais.

2.4.1. Mistura

O concreto de alto desempenho pode ser produzido tanto na obra

quanto em usinas concreteiras. Devem ser observados, no entanto: o tipo de

balança utilizada para cada material, a umidade dos agregados, as condições

climáticas do local de concretagem, o tipo de misturador e o tempo mistura (ACI

363, 1991).

De acordo com Aïtcin (1998), o tempo de mistura é usualmente maior

para o concreto de alto desempenho do que para concretos usuais. Devido a

diversidade dos materiais empregados na confecção de um concreto é difícil

formular regras específicas para a mistura. A introdução do superplastificante na

mistura deve ser também avaliada para obter a maior eficiência (vide item 2.2.4).

2.4.2. Transporte

O transporte do concreto deve ser efetuado o mais rápido possível a

fim de minimizar os efeitos de enrijecimento e perda de trabalhabilidade. O

método e equipamento utilizados devem levar em conta aspectos econômicos e

técnicos de forma a assegurar que o concreto não irá segregar-se. As condições

de uso, os materiais utilizados, o acesso a obra, a capacidade requerida, o tempo

29

de entrega e as condições climáticas, são alguns fatores que interferem na

escolha do método e equipamento adotado para o transporte.

O principal problema enfrentado durante o transporte do concreto de

alto desempenho é a perda de consistência ou fluidez com o tempo. Isto é

resolvido com dosagens repetidas de aditivos superplastificantes ou com o uso de

aditivo retardador de pega. A utilização de dosagens sucessivas de

superplastificantes deve ser utilizada com cautela com relação a segregação do

concreto (Mehta e Monteiro, 1994). Testes de compatibilidade entre o aditivo

retardador e superplastificante devem ser efetuados para assegurar o máximo

tempo possível da trabalhabilidade requerida em projeto (Costenaro e Isa, 2000).

2.4.3. Lançamento

O lançamento do concreto de alto desempenho pode ser realizado

segundo os métodos tradicionalmente usados, como linhas de bombeamento,

guindastes, caçambas e correias transportadoras. O lançamento, em geral, é

mais simples quando comparado com concretos usuais, devido a maior

trabalhabilidade do concreto de alto desempenho, promovida pelo uso de

superplastificantes e aditivos minerais.

2.4.4. Adensamento

A finalidade do adensamento é alcançar a maior compacidade possível

da massa de concreto. O ACI 363 (1991) recomenda que a vibração mecânica

interna seja utilizada para concreto de alto desempenho. Usualmente o concreto

de alto desempenho apresenta um abatimento alto. Acredita-se então que não há

necessidade de vibração intensa. Porém devido à sua consistência viscosa e alta

coesão, grandes bolsas de ar e bolhas ficam aprisionadas e devem ser

eliminadas pelo adensamento (Aïtcin, 1998). Mehta (1996) destaca que a

vibração adequada faz com que o excesso de água na mistura seja levado para a

superfície onde é perdido por evaporação.

30

2.4.5. Cura

A cura, um dos procedimentos mais críticos na confecção de um

concreto, tem como função principal manter a umidade da mistura durante o

período de hidratação dos materiais cimentícios, além de minimizar a retração. A

cura em concreto de alto desempenho é altamente recomendada em função da

baixa relação água/aglomerante e alto teor de materiais cimentícios, sendo

essencial para garantir a durabilidade adequada de superfícies expostas,

desenvolvimento das resistências mecânicas e controle da fluência e retração.

Sabe-se que a falta de uma cura adequada pode influir na qualidade final do

concreto, independente dos cuidados com preparo, transporte, lançamento e

adensamento.

As adições minerais trazem como conseqüência o refinamento dos

poros da pasta de cimento e da zona de transição por meio de suas ações de

densificação e de atividade pozolânica (Mehta e Monteiro, 1994). Desta forma, o

concreto de alto desempenho pode alcançar uma estrutura porosa descontínua e

de baixa permeabilidade com poucos dias de hidratação, reduzindo o tempo de

cura quando comparado com o concreto convencional. Aïtcin (1998) considera 7

dias como um período suficientemente longo para reduzir drasticamente a

retração do concreto. Em todo caso, conclui o autor, a cura com água nunca deve

ser inferior a 3 dias.

Ramezanianpour e Malhotra (1995) estudaram o comportamento de

diferentes concretos com adições minerais (escória de alto-forno, cinza volante e

sílica ativa), com relação água/aglomerante de 0,50, em diferentes tipos de cura:

cura úmida após desmoldagem; cura a temperatura ambiente; cura a temperatura

ambiente após 2 dias de cura úmida; e cura a temperatura de 38oC com umidade

relativa do ar de 65%. Os concretos com cura úmida apresentaram, após 180

dias, melhores resultados de resistência à compressão, permeabilidade e

penetração de cloretos. Já os concretos que não receberam cura após

desmoldagem foram os que mostraram piores desempenhos nas propriedades

verificadas.

31

Vários autores (Aïtcin et al., 1994 b; Agostini e Nunes, 1996; Neville,

1997) afirmam que a cura do concreto de alto desempenho com imersão em água

produz melhores resultados do que o envolvimento com cobertores plásticos. Mas

o tipo de cura adotado depende de inúmeros fatores, como por exemplo, o

tamanho e tipo de elemento estrutural a ser curado.

2.4.6. Controle de Qualidade

O controle de qualidade é fundamental para assegurar o alto

desempenho do concreto na estrutura. A escolha criteriosa dos materiais e

procedimentos de execução já foi destacada nos itens anteriores. A NBR 16655

(1996) fixa as condições exigíveis para o preparo, controle e recebimento do

concreto.

A determinação da consistência do concreto pelo abatimento do troco

de cone (slump test) e a ruptura de amostras para obtenção da resistência à

compressão são os parâmetros mais utilizados no controle de um concreto.

O tamanho e forma dos corpos-de-prova influenciam na resistência

determinada. No Brasil são utilizados basicamente moldes metálicos cilíndricos

medindo150 mm de diâmetro por 300 mm de altura e de 100 mm x 200 mm.

Com o advento do concreto de alta resistência foi conveniente reduzir

as dimensões do tradicional cilindro de 150 mm x 300 mm, tendo em vista a sua

adequação às cargas máximas das prensas hidráulicas utilizadas normalmente.

Por exemplo, para romper um concreto de 50 MPa numa prensa de ensaio,

utilizando corpos-de-prova de 150 mm x 300 mm, é necessária uma força de 880

kN, aproximadamente.

O uso de corpos-de-prova cilíndricos de 100 mm x 200 mm, afirmam

Valois (1994) e Ferrari et al. (1996), facilita e agiliza o controle de resistência,

tornando o processo mais econômico, sem prejuízo nos resultados. Estudos de

Agnesini e Silva (1994) indicam a utilização de corpos-de-prova de 75 mm x 150

32

mm para concretos com diâmetro máximo do agregado de 9,50 mm

(microconcretos) e, para concretos com brita 1 (Dmax ≤ 19,0 mm), o emprego de

cilindros de 100 mm x 200 mm é recomendado.

Vários autores sugerem uma correlação entre os valores de resistência

obtidos para amostras de 100 mm x 200 mm e 150 mm x 300 mm. Moreno (1990)

encontrou valores de resistência 1% maiores para os corpos-de-prova de 100 mm

x 200 mm. Neville (1997) afirma que dimensões de 100 mm x 200 mm tendem a

apresentar valores de resistência e de desvio padrão um pouco maiores do que

os de 150 mm x 300 mm. No entanto este valor deve ser pequeno, provavelmente

na ordem de 3%. De acordo com um estudo realizado por Giammusso et al.

(2000), existe uma equivalência entre os resultados dos ensaios com corpos-de-

prova com dimensões 150 mm x 300 mm e 100 mm x 200 mm.

Quando é realizado o ensaio de compressão o prato da prensa entra

em contato com a superfície do topo do corpo-de-prova que, em virtude do

processo de moldagem, apresenta imperfeições e não é perfeitamente plana.

Nessas circunstâncias, surgem concentrações de tensões e a resistência é

diminuída (ACI 363, 1991, Neville, 1997). Para evitar este problema é essencial

que as superfícies sejam planas. O capeamento dos topos com argamassa de

enxofre ou de cimento, o esmerilhamento das faces e o uso de capeamentos não

aderentes, como placas de neoprene e caixa de areia, são os meios utilizados

para tal finalidade.

O capeamento com argamassa de enxofre (enxofre com cimento, areia

quartzosa moída ou argila calcinada), desde que sua espessura seja menor que

2,0 mm, pela facilidade de aplicação, baixo custo, boa aderência e elevada

resistência nas primeiras horas de idade, tem sido o método mais utilizado nos

ensaios de compressão axial (Bucher e Rodrigues, 1983). Neville (1997) afirma

que o capeamento com mistura de enxofre é satisfatório para concretos com

resistência de até 100 MPa. Segundo Bucher e Rodrigues (1983), não há

restrição para o uso do enxofre para níveis de resistência à compressão de até 60

MPa. O ACI 363 (1991) estabelece que com uma espessura de 1,5 mm a 3,0 mm,

o concreto com uma resistência menor que 69 MPa pode ser capeado com

33

argamassa de enxofre. Acima deste valor, o esmerilhamento é o processo

indicado.

34

3. ADITIVOS MINERAIS

Apesar das qualidades e do uso generalizado do cimento Portland,

várias pesquisas têm sido desenvolvidas com intuito de reduzir o consumo

energético de fabricação dos cimentos e à adequação do produto às diversas

solicitações do mercado.

Neste contexto, a incorporação de “adições ativas” ao cimento Portland

vem assumindo grande importância em todo mundo. Estes aditivos minerais são

materiais silicosos ou sílico-aluminosos que, isoladamente, possuem pouca ou

nenhuma propriedade aglomerante. Entretanto, quando finamente moídos e em

presença de água, reagem com o hidróxido de cálcio à temperatura ambiente,

para formar compostos com propriedades aglomerantes (Saad et al., 1983 a;

Malhotra e Mehta, 1996; NBR 12653, 1992).

Os aditivos minerais podem ter origem natural ou artificial. Os materiais

pozolânicos naturais mais comumente encontrados são: cinzas vulcânicas, terras

diatomáceas, pumicita, opalina, micas e calcedônias. Com exceção das terras

diatomáceas, formadas basicamente por esqueletos de diatomáceas, as demais

pozolanas têm origem de rochas vulcânicas.

Os aditivos minerais artificiais mais utilizados e estudados são: argilas

calcinadas, cinzas volantes, escórias de alto-forno, cinza de casca de arroz e a

sílica ativa. Estes materiais geralmente são subprodutos industriais ou agrícolas

exigindo, desta forma, pouco ou nenhum beneficiamento. A incorporação destes

rejeitos contribui para a preservação do meio ambiente através do seu

reaproveitamento.

35

A NBR 12653 (1992) classifica os aditivos em três grupos distintos

conforme apresentado na Tabela 3.1. Esta classificação está baseada

exclusivamente na sua origem, não abrangendo pozolanas altamente reativas

como a sílica ativa e a cinza de casca de arroz.

Tabela 3.1 – Classificação dos aditivos minerais conforme a NBR 12653 (1992).

Classe Materiais que obedecem aos requisitos

N Pozolanas naturais, materiais vulcânicos, terras diatomáceas, argilas calcinadas.

C Cinza volante proveniente da queima do carvão betuminosos.

E Cinza volante proveniente da queima do carvão sub-betuminoso e qualquer material que difere

das classes anteriores.

Como já foi visto anteriormente durante as reações de hidratação do

C3S e C2S ocorre a liberação do hidróxido de cálcio em grande quantidade (em

torno de 20% dos compostos hidratados), segundo as seguintes equações:

2C3S + 6H* → C3S2H3 + 3Ca(OH)2 (3.1)

2C2S + 4H → C3S2H3 + Ca(OH)2 (3.2)

Assim, a sílica amorfa presente na pozolana reage com o hidróxido de

cálcio formando silicatos de cálcio hidratados (C-S-H). Essa reação é denominada

reação pozolânica e ocorre basicamente da seguinte forma:

pozolana + hidróxido de cálcio + água → C-S-H (3.3)

Além da sílica amorfa, a alumina reativa presente em muitos aditivos,

produz compostos cimentantes (como o C4AH13) em presença de Ca(OH)2, água

e íons sulfato (Mehta e Monteiro, 1994).

Como o hidróxido de cálcio contribui muito pouco para a resistência da

pasta de cimento hidratada e é, dentre os produtos da hidratação, o primeiro a ser

36

solubilizado e lixiviado pela água, o seu consumo pela pozolana traz implicações

sobre a resistência e a durabilidade de concretos e argamassas. Da mesma

forma, o hidróxido de cálcio da pasta de cimento Portland é o composto mais

suscetível à carbonatação. No entanto, uma característica positiva do Ca(OH)2 no

concreto armado é que ele mantém um alto pH, o que melhora a estabilidade da

camada óxida que protege e passiva o aço da armadura (Aïtcin, 1998; Neville,

1997). Porém, para a passivação não é necessária toda a quantidade de Ca(OH)2

gerada durante a hidratação, avaliada em aproximadamente 25% da massa de

cimento anidro.

Basicamente, as vantagens obtidas pelo uso de aditivos minerais em

substituição ao cimento em argamassas e concretos são:

• Aumento da resistência mecânica;

• Diminuição do calor de hidratação;

• Aumento da trabalhabilidade;

• Aumento da resistência ao ataque ácido;

• Aumento da durabilidade por inibição da reação álcali-agregado.

Alguns aspectos peculiares da reação pozolânica devem ser

observados. A combinação do hidróxido de cálcio com a pozolana leva à

formação de compostos ligantes adicionais, de características similares às

daqueles decorrentes da hidratação direta dos grãos de clínquer, proporcionando

uma estrutura mais compacta e química e mecanicamente mais resistente do que

a exibida pelo cimento Portland sem adições (Zampieri, 1989). A reação

pozolânica é uma reação lenta, pois necessita da formação prévia do hidróxido de

cálcio e, desta forma, a taxa de liberação de calor e o desenvolvimento da

resistência são lentos. A Figura 3.1 mostra o efeito da substituição do cimento por

uma pozolana natural da Itália no calor de hidratação de um concreto (Massazza

e Costa, 1978). A redução do calor de hidratação evita o surgimento de fissuras

térmicas.

* H é a forma abreviada de H2O.

37

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50

Adição de pozolana (%)

Cal

or d

e hi

drat

ação

(cal

/g)

7 dias

28 dias

90 dias

Figura 3.1 – Efeito do teor de pozolana na taxa de calor de hidratação (Massazza e

Costa, 1979).

Os efeitos benéficos da utilização de pozolanas em concretos não se

limitam à reação pozolânica. Existe também um efeito físico que advém da

capacidade das pequenas partículas deste material se posicionarem nos vazios

entre partículas de cimentos, quando elas estão bem defloculadas na presença de

superplastificante, e na interface agregado-pasta. Este efeito é conhecido como

efeito microfíler (Rosenberg e Gaidis, 1989).

A incorporação de materiais finamente divididos geralmente aumenta a

trabalhabilidade do concreto fresco, apontam Mehta e Monteiro (1994), por reduzir

o tamanho e o volume de vazios. Este refinamento dos poros, reduz a

permeabilidade do concreto e, aliado a redução de sua alcalinidade, contribui para

a durabilidade da estrutura, principalmente quando exposta a ataques químicos.

O controle da expansão álcali-agregado no concreto está ilustrado na

Figura 3.2, onde vários teores de pozolana foram adicionados ao concreto

(Mehta, 1981). Monteiro et al. (1997), utilizando diferentes aditivos minerais em

substituição parcial do cimento Portland, afirmam que altos níveis de substituição

por cinza volante reduzem significativamente a expansão, enquanto que, para

elevados teores de escória de alto-forno no concreto, a reação álcali-agregado é

praticamente inexistente.

38

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0 1 2 3 4 5 6

Tempo de cura (meses)

Exp

ansã

o (%

)

Pozolana - 0% Pozolana - 10%

Pozolana - 20% Pozolana - 30%

Figura 3.2 – Controle da expansão álcali-agregado pelo uso de pozolana no concreto

(Mehta, 1981).

Algumas normas, recomendações e especificações ditam parâmetros

físicos, químicos ou mecânicos com o intuito de assegurar que o material seja

qualificado como pozolânico. Diversos estudos (Isaia e Helene, 1994; Malhotra,

1996; Mehta apud Gava, 1999; Gava, 1999) apresentam severas críticas em

relação a essas exigências, pois são restritivas e inibidoras, devido a falta de

correlação entre as características fixadas e as propriedades desejadas para o

concreto. Para tais autores, os valores impostos para a soma dos óxidos (SiO2 +

Al2O3 + Fe2O3) não garantem que a pozolana irá desenvolver propriedades

cimentantes.

Por outro lado, há um consenso entre os pesquisadores sobre o fato do

desempenho dos aditivos minerais estar ligado a sua reatividade, isto é, ao teor

de material amorfo, e principalmente a finura. O aumento da quantidade de

partículas finas (aumento da superfície específica) desempenha um papel

preponderante mediante o efeito de nucleação das partículas de cimento,

propiciando maior quantidade de locais para hidratação dos compostos.

Segundo Calleja (1983), a pozolana, para desenvolver compostos com

atividades cimentantes, deverá ser moída até obter uma superfície específica

maior do que a do clínquer, considerando o resíduo na peneira de 45 µm como o

39

parâmetro mais importante a ser analisado durante a avaliação de uma pozolana.

A influência da finura da pozolana tem sido reportada em vários artigos

específicos; tal comportamento é todavia bastante previsível, uma vez que ao se

incrementar a finura tem-se consequentemente um aumento da área de reação

do material.

Para utilização em concreto de alto desempenho a uniformidade e a

compatibilidade com outros aditivos devem ser verificadas, para assegurar o

máximo desempenho. De acordo com Isaia e Helene (1993) há uma tendência

atual em conjugar os efeitos benéficos e específicos de diferentes aditivos

minerais para incrementar as propriedades do concreto e sua durabilidade. Ao

empregar a sílica ativa em conjunto com a cinza volante, por exemplo, aglutina-se

a alta reatividade da primeira com a melhoria que o segundo proporciona na

reologia do concreto fresco.

A seguir são discutidos, sucintamente, aspectos relativos à obtenção e

principais propriedades dos aditivos minerais empregados neste trabalho: argila

caulinítica calcinada e moído e sílica ativa. Alguns aspectos relativos à cinza

volante, escória de alto-forno e cinza de casca de arroz encontram-se descritos

no Anexo A.

3.1. ARGILA CALCINADA

Um solo argiloso* pode adquirir propriedades pozolânicas quando

submetido a um processo de ativação térmica adequado e finamente moído. A

utilização de argilas calcinadas como pozolanas ocorre há mais de vinte séculos e

é anterior ao uso do cimento Portland. As matérias-primas empregadas devem

conter um elevado percentual de argila em sua composição, uma vez que a

atividade pozolânica aumenta com o teor de argilominerais (Murat, 1883 a;

Zampieri, 1989; Souza Santos, 1992 a; He et al., 1995 a).

* Argila é o material natural de granulação fina, constituída essencialmente por argilominerais. O termo argila é usado ainda para designar a fração granulométrica de um sedimento inferior a 2 µm ou 5 µm.

40

Os solos argilosos utilizáveis como matéria-prima podem ser

cauliníticos e montmoriloníticos (Souza Santos, 1966; Souza Santos, 1992 a;

Andriolo, 1999), muito embora, outros argilominerais utilizados, como ilita,

sepiolita e mica, apresentem resultados satisfatórios como adições ativas em

concretos e argamassas (Ambroise et al., 1985; He et al., 1995 a; He et al., 1995

b). De acordo com Lea apud Kihara e Shukuzawa (1982), a composição química

de argilas utilizadas para pozolanas geralmente apresentam valores de SiO2 entre

50% e 65% e Al2O3 entre 17% e 38%.

Em geral, as propriedades de concretos contendo pozolanas,

preparadas a partir de argilas, variam em função dos seguintes fatores:

• Composição química e mineralógica do solo argiloso;

• Temperatura de queima e tempo de exposição;

• Processamento da pozolana (moagem e peneiramento).

A alta atividade pozolânica da argila calcinada é atribuída aos

compostos finamente moídos amorfos e de elevado grau de desordem,

produzidos pela desidroxilação dos argilominerais. Logo, a temperatura de

queima tem enorme influência sobre a reatividade da pozolana. Para argilas

cauliníticas a atividade pozolânica ocorre, em geral, entre temperaturas de 500oC

e 900oC (Souza Santos, 1966; Souza Santos; 1989; Salvador, 1995). A ilita,

entretanto, adquire alta reatividade a partir de 900oC (He et al., 1995 b; Kihara e

Shukuzawa, 1982). A Figura 3.3 apresenta os resultados de ensaios de

resistência à compressão em argamassas contendo diferentes argilas calcinadas

(He et al., 1995 a), com suas respectivas temperaturas ótimas de ativação, isto é,

temperaturas onde desenvolvem a máxima atividade pozolânica.

De acordo com Souza Santos (1966), todas as pozolanas produzidas a

partir de argilas calcinadas necessitam de moagem até finura suficiente para

desenvolverem mais satisfatoriamente a atividade pozolânica.

41

0

20

40

60

80

100

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

oao

s 28

dia

s (M

Pa)

caulinta ilita

montmorilonita-Na mica/esmectita

sepiolita argamassa - 100% cimento

930oC

650oC960oC830oC

830oC

cimento : pozolana : areia - 70 : 30 : 300 (em massa)consistência - 100% flow (ASTM flow table)

Figura 3.3 – Resistência à compressão aos 28 dias de argamassas contendo diferentes

argilas calcinadas como adições ativas (He et al., 1995 a). Os valores indicados sobre as

barras correspondem às temperaturas ótimas de queima, em graus centígrados, para

cada argilomineral.

No Brasil, as pozolanas de argilas calcinadas têm merecido pouca

atenção dos pesquisadores, muito embora não se possa deixar de registrar os

excelentes estudos desenvolvidos pelos pesquisadores ligados diretamente às

grandes barragens brasileiras que utilizaram este material em sua construção

(Scandiuzzi e Andriolo, 1981; Saad et al., 1983 a; Saad et al., 1983 b; Zampieri,

1989). Igualmente relevantes foram as iniciativas patrocinadas pelas fábricas

brasileiras de cimento Portland e pela Associação Brasileira de Cimento Portland

(Zampieri, 1989). Na Tabela 3.2, extraída de Saad et al. (1983 b) são

apresentados exemplos de obras em barragens, onde é possível se observar o

uso intenso de argila calcinada como pozolana.

42

Tabela 3.2 – Dados gerais de barragens construídas no Brasil (Saad et al., 1983 b).

Barragem Período de

construção

Volume total

de concreto

(m3)

Quantidade

total de

pozolana (t)

Total de

pozolana por m3

de concreto (kg)

Jupiá (MS) 1962 – 1969 1.600.000 44.000 27

Ilha Solteira (MS) 1968 – 1968 3.750.000 148.000 40

Capivara (SP) 1970 – 1975 680.000 12.000 17

Água Vermelha (MG) 1973 – 1979 1.560.000 65.000 40

3.1.1. Metacaulinita

Dentre todos os solos argilosos, os cauliníticos são os mais comuns, e

portanto, amplamente utilizados para a obtenção de pozolanas. Inúmeros são os

trabalhos de pesquisa sobre o potencial e a influência em concretos e

argamassas da metacaulinita* (solo caulinítico calcinado). Estudos realizados por

Murat (1983 b), de Silva e Glasser (1992), Caldarone et al. (1994) e Zhang e

Malhotra (1995) apontaram para a elevada atividade pozolânica e excelente

potencial de utilização da metacaulinita como aditivo mineral para a produção de

concretos de alto desempenho, com resultados similares aos obtidos em

concretos com sílica ativa. Saad et al. (1983 b) destaca a grande utilização desta

pozolana nas décadas de 60 e 70 na construção de algumas grandes barragens

no Brasil, substituindo cerca de 30%, em volume, de cimento para concretos

massa e cerca de 20% para concretos estruturais.

A desidroxilação da caulinita ocorre conforme a Equação (3.4), em

torno de 500oC. A fase metacaulinita, contendo sílica e alumina em elevado

estado de desordem é responsável pela atividade química. Havendo uma

persistência na queima para temperaturas acima de 900oC ocorre formação de

novos compostos cristalinos estáveis, de menor superfície específica,

ocasionando, portanto, uma queda considerável na atividade da pozolana

(Salvador, 1985; Souza Santos, 1989). De acordo com Souza Santos (1966) é

* A terminologia “metacaulim” é também utilizada para designar pozolanas produzidas a partir de argilas predominantemente cauliníticas.

43

lícito concluir que a componente das argilas cauliníticas responsável pela

atividade pozolânica é a metacaulinita.

Al2O3.2SiO2

.2H2O → Al2O3.2SiO2 + H2O (3.4)

(caulinita) (metacaulinita) (gás)

(Representação abreviada: AS2H2 → AS2 + H)

De acordo com Wild et al. (1996 a), a substituição parcial de cimento

Portland por metacaulinitas ocasiona, devido ao efeito microfíler, um acréscimo

imediato na resistência do concreto, já verificado nas primeiras 24 horas, e um

efeito posterior devido à ação pozolânica, que atinge o seu máximo entre 7 e 14

dias. Além do silicato de cálcio hidratado (C-S-H), os principais produtos

hidratados formados, à temperatura ambiente, pelas reações pozolânicas da

metacaulinita são os seguintes, segundo Murat (1983 a) e de Silva e Glasser

(1992):

AS2 + 6 CH + 9 H → C4AH13 + 2 CSH (3.5)

AS2 + 5 CH + 3 H → C3AH6 + 2 CSH (3.6)

AS2 + 3 CH + 6 H → C2ASH8 + CSH (3.7)

Segundo Zampieri (1989), em alguns casos, desde que haja

disponibilidade de SO3, podem se formar ainda etringita e monossulfoaluminato

de cálcio.

Estudos realizados por Curcio et al. (1998) com quatro diferentes tipos

de metacaulim, além de sílica ativa, em substituição parcial de 15% da massa de

cimento, em argamassas de alto desempenho, revelaram a influência da finura do

aditivo na resistência à compressão. A Figura 3.4 ilustra os resultados obtidos,

onde observa-se que, nas idades inicias, as argamassas contendo os metacaulins

de maior superfície específica (1, 2 e 3), apresentam valores de resistência

44

superiores aos obtidos para as argamassas de referência e contendo sílica ativa*.

Mesmo para idades avançadas, as amostras com metacaulim e sílica ativa

apresentam valores de resistência similares. Resultados semelhantes foram

obtidos em concreto por Zhang e Malhotra (1995) e Wild et al. (1996 a).

80

90

100

110

120

1 10 100 1000

Tempo de cura (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

m e t a c a u l i m 1 m e t a c a u l i m 2

m e t a c a u l i m 3 m e t a c a u l i m 4

s í l i ca a t i va c i m e n t o P o r t l a n d - 1 0 0 %

á g u a / a g l o m e r a n t e = 0 , 3 3

S u p e r f í c i e e s p e c í f i c a - B E T ( m 2/ k g ) :

m e t a c a u l i m 1 - 1 9 8 0 0

m e t a c a u l i m 2 - 1 3 9 0 0

m e t a c a u l i m 3 - 1 4 7 0 0

m e t a c a u l i m 4 - 1 2 7 0 0

s í l i c a a t i v a - 1 8 2 0 0

Figura 3.4 – Resistência à compressão de argamassas contendo metacaulim e sílica

ativa (Curcio et al., 1998).

A Figura 3.5 evidencia um aspecto importante de misturas de cimento

Portland e metacaulinita: o efeito de aceleração das reações de hidratação. Este

efeito ocorre devido à ação dispersante desta pozolana sobre as partículas de

cimento, atuando, desta forma, como um agente de nucleação na matriz

cimentícia (Frías e Cabrera, 2000). Para Zhang e malhotra (1995) o rápido

consumo de hidróxido de cálcio pela metacaulinita, realizado no período inicial de

hidratação, densifica a matriz cimentícia limitando a mobilidade iônica necessária

às reações pozolânicas, que poderiam gerar um incremento maior de resistência

em idades elevadas.

* Sílica ativa é a terminologia brasileira adotada para a microsilica ou silica fume.

45

0

5

10

15

20

25

0 2 4 6 8

Tempo de hidratação (dias)

Qua

ntid

ade

de C

a(O

H)

2 (%

)

metacaulinita - 0% metacaulinita - 10%

metacaulinita - 15% metacaulinita - 20%

relação água/aglomerante - 0,55superfície específica (BET) - 15500 m2/kg

Figura 3.5 – Evolução do hidróxido de cálcio com o tempo de hidratação (Frías e

Cabrera, 2000).

Ramlochan et al. (2000) verificaram a eficácia de um metacaulim no

controle da expansão proporcionada pela reação álcali-sílica no concreto.

Observa-se que, com substituições de 15% a 20% de cimento por metacaulim, há

uma redução significativa nas concentrações dos íons OH-, Na+, e K+ na solução

dos poros do concreto, contribuindo para a diminuição do pH da solução. A Figura

3.6 apresenta a evolução da expansão de prismas de concreto (75 mm x 75 mm x

300 mm) contendo metacaulim, cimento Portland do tipo I e agregado de cálcareo

altamente reativo.

46

0 , 0 0

0 , 0 5

0 , 1 0

0 , 1 5

0 , 2 0

0 , 2 5

0 , 3 0

0 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0

I d a d e ( d i a s )

Exp

ansã

o (%

)

metacaulim - 0% metacaulim - 5% metacaulim - 10%

metacaulim - 15% metacaulim - 20%

Figura 3.6 – Evolução da expansão de prismas de concreto contendo metacaulim

(Ramlochan, 2000).

A temperatura ótima de ativação depende das características do solo

utilizado como matéria-prima. A faixa ideal sugerida por de Silva e Glasser é a

compreendida entre 700oC e 800oC. He et al. (1995 a) encontrou para a

temperatura de 650oC os melhores resultados de resistência à compressão. O

teor de substituição também influência as propriedades do concreto. Wild et al.

(1996 a) apontam 20% de substituição de cimento por metacaulinita como um

patamar acima do qual a resistência diminui para todas as idades ensaiadas,

conforme Figura 3.7.

47

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

0 5 10 15 20 25 30

Teor de metacaulinita (%)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

07 dias 14 dias 28 dias 90 dias

Figura 3.7 – Resistência à compressão de concretos com metacaulinita (Wild et al., 1996

a).

Mesmo com todas as melhorias provenientes do uso da metacaulinita

em concretos e argamassas, sua utilização não é tão freqüente quando

comparada com outras pozolanas, como sílica ativa e cinza volante. De acordo

com Palomo et al. (1999) tal fato se deve ao alto custo relativo de processamento

deste aditivo. O crescente de uso de resíduos da indústria cerâmica poderá vir a

mudar este quadro, já que trariam uma substancial redução no custo. Várias

pesquisas apontam para esta utilização (Wild et al., 1996 b; Baronio e Binda,

1997; Ay e Ünal, 2000; Mostafa et al., 2001; O’Farrell et al., 2001; Cordeiro et al.,

2001).

3.2. SÍLICA ATIVA

A sílica ativa é sub-produto do processo de fabricação de do silício

metálico ou ligas de ferro-silício em grandes fornos elétricos a arco voltaico. O

silício metálico é produzido pela redução do quartzo em presença de carvão (e de

ferro para a produção das ligas) em temperaturas de aproximadamente 2000oC.

Durante o processo o monóxido de silício (SiO) se desprende na forma de gás, se

oxida e se condensa na forma de partículas esféricas extremamente pequenas de

sílica amorfa (SiO2). O material é então removido por filtração dos gases de

exaustão em filtros manga e possuem um diâmetro médio da ordem de 0,1 µm

48

(cerca de 100 vezes menor que o diâmetro médio das partículas de cimento) e

superfície específica da ordem de 20000 m2/kg (ACI 226, 1987; Lewis, 1996;

Neville, 1997; NBR 13956, 1997).

O elevado teor de SiO2 amorfo, a forma esférica das partículas e

grande finura apresentada pela sílica ativa faz com que este material apresente

uma excelente atividade pozolânica, e consequentemente ótimo desempenho na

confecção de concretos de alto desempenho. Essa alta reatividade possibilita a

formação de silicato de cálcio hidratado adicional, que é o principal responsável

pela resistência do concreto, como já foi abordado anteriormente.

A Figura 3.8 mostra esquematicamente o efeito de densificação da

pasta proporcionado pelo uso de sílica ativa e aditivo superplastificante (Amaral,

1988). A ação conjunta da reação pozolânica e do efeito microfíler responde pela

elevação da resistência e aumento da durabilidade do concreto.

(a) (b)

grão de cimento

sílica ativa

(c)

Figura 3.8 – Representação esquemática de partículas de cimento Portland numa pasta

sem aditivos (a), com aditivo superplastificante (b) e com aditivo superplastificante e sílica

ativa (c) – Amaral (1988); Aïtcin (1998).

A adição de sílica ativa ao concreto interfere na movimentação das

partículas de água em relação aos sólidos da mistura, reduzindo ou eliminando o

acúmulo de água livre que normalmente fica retido sob o agregado. Além disso, a

sílica ativa preenche os vazios deixados pelo cimento próximos à superfície do

agregado, interferindo no crescimento e no grau de orientação dos cristais de

hidróxido de cálcio junto ao agregado. A ação desses fatores em conjunto com a

49

redução da concentração de Ca(OH)2 (devido à atividade pozolânica) proporciona

uma melhora significativa na zona de transição pasta-agregado, refletindo num

aumento de desempenho do concreto tanto sob o ponto de vista de resistência

como de durabilidade (Dal Molin, 1995).

A Figura 3.9 ilustra a influência positiva da sílica ativa na durabilidade

do concreto. Com a substituição de 10%, em massa, de cimento por sílica ativa,

observa-se uma redução significativa na porosidade das pastas hidratadas

(Hassan et al., 1984).

4

5

6

7

8

9

1 10 100 1000

Idade (dias)

Por

osid

ade

(%)

Concreto sem adição Concreto com sílica ativa (10%)

Figura 3.9 – Redução da porosidade do concreto com e sem substituição de 10% de

cimento Portland por sílica ativa, com o tempo (Hassan et al., 2000).

O uso de sílica ativa no concreto aumenta a demanda de água (ACI

363, 1991). Isto se deve a sua elevada superfície específica, aliada à

possibilidade de formação de grumos de partículas. Desta forma, torna-se

imprescindível a utilização de aditivos redutores de água, para garantir, mesmo

com relações água aglomerante baixas, um concreto com trabalhabilidade

satisfatória.

Aïtcin (1998) comenta que devido ao tamanho reduzido de suas

partículas, a adição de sílica ativa reduz drasticamente tanto a exsudação quanto

a segregação no concreto. A Figura 3.10, apresentada por Dal Molin (1995),

mostra os resultados do estudo de Bilodeau, onde é possível observar uma

50

redução da taxa de exsudação superior a 90% quando se substitui 10% da massa

de cimento por sílica ativa.

0

5 0

1 0 0

1 5 0

2 0 0

0 5 0 1 0 0 1 5 0 2 0 0 2 5 0 3 0 0

T e m p o ( m i n )

Exs

udaç

ão (

cm/c

m)

x 10

Con t ro l e S í l i c a a t i v a - 5 % S í l i c a a t i v a - 1 0 %

Figura 3.10 – Taxa de exsudação de concretos com e sem sílica ativa (Bilodeau apud

Dal Molin, 1995).

51

4. PROGRAMA EXPERIMENTAL

Baseado nas discussões apresentadas nos Capítulos 2 e 3, referentes

aos materiais constituintes e o processamento do concreto, foi definido o

programa experimental. Para alcançar os objetivos deste trabalho foi realizada

uma série de ensaios com procedimentos normalizados, conforme as seguintes

etapas:

• Escolha e caracterização da matéria-prima para a produção da

metacaulinita;

• Caracterização física e química da metacaulinita;

• Caracterização dos demais materiais empregados na confecção das

argamassas e concretos;

• Verificação da compatibilidade entre o cimento e o superplastificante

utilizados;

• Realização dos ensaios de índice de atividade pozolânica;

• Realização de ensaios de resistência à compressão de corpos-de-

prova de argamassa e concreto, confeccionados com diferentes teores de aditivo

mineral e ensaiados em diversas idades.

A maior parte deste programa foi desenvolvida no Laboratório de

Engenharia Civil da Universidade Estadual do Norte Fluminense. Alguns ensaios

de caracterização dos materiais empregados foram realizados em outros

laboratórios que serão especificados no decorrer do texto.

52

4.1. DEFINIÇÃO DA MATÉRIA-PRIMA

A escolha da metacaulinita como pozolana deve-se principalmente à

disponibilidade de jazidas argilosas em Campos dos Goytacazes, oriundas do

transporte e acúmulo de sedimentos na planície aluvionar do Rio Paraíba do Sul.

Além disso, o trabalho consiste em uma nova proposta para o aproveitamento

deste material.

Neste contexto, duas amostras, denominadas de amostra 1 e amostra

2, foram coletadas de jazidas distintas, nas localidades de Goytacazes e Donana,

respectivamente. Esses solos, após caracterização granulométrica e

mineralógica, por difratometria de raios-X, foram processados e comparados,

levando-se em conta, o índice de atividade pozolânica com cimento Portland

(NBR 5752, 1992). A amostra 1 foi retirada de perfil a 3,0 m da superfície,

enquanto a amostra 2 estava a uma profundidade de 2,6 m (Figura 4.1).

(a) (b)

Figura 4.1 – Jazidas argilosas das amostras 1 (a) e 2 (b).

As duas amostras apresentam suas frações argilosas compostas

predominantemente pelo argilomineral caulinita, conforme mostram os

difratogramas das Figuras 4.2 e 4.3. Também foram identificados traços de ilita e

gibsita (Al(OH)3). A separação da fração argila consistiu de: tratamento da

amostra com NaOH 1 N; separação da areia por meio de peneiramento;

decantação do silte; sifonamento da suspensão contendo argila; floculação com

HCl; e lavagem em água destilada. Após a separação, a argila foi concentrada por

meio de centrifugação a 1500 rpm durante 10 minutos.

53

Para as análises de difratometria de raios-X*, foram tomadas alíquotas

da suspensão de argila para preparar as lâminas. Utilizou-se o difratômetro

Seifert, modelo URD 65 (software APX 63), do Laboratório de Ciências Físicas da

UENF. Para a interpretação dos resultados difratométricos utilizou-se os dados

dos arquivos do Joint Committee on Powder Standards (JCPDS, 1995).

c c

g g

c – caulinitag - gibsita

Figura 4.2 – Difratograma de raios-X da amostra 1.

c

c

g

gi

ii

ii

c – caulinitag – gibsitai – ilita

Figura 4.3 – Difratograma de raios-X da amostra 2.

Os solos das amostras 1 e 2 apresentam 63% e 88% de argila,

respectivamente. As composições granulométricas foram determinadas segundo

os requisitos da (NBR 7181, 1984), e estão representadas na Figura 4.4.

* Condições experimentais: anodo de Cu; monocromador de grafite; tensão de 35 kV; corrente de 40 mA.

54

0

20

40

60

80

100

1 10 100 1000

Diâmetro médio das partículas (mm)

Por

cent

agem

pas

sant

e

Amostra 1 - Teor de argila: 63% Amostra 2 - Teor de argila: 88%

Figura 4.4 – Curvas granulométricas das amostras de solos argilosos.

A amostra 2 foi selecionada para a produção da metacaulinita que será

utilizada nos ensaios em concretos e argamassas, em função de seu índice de

atividade pozolânica (detalhado no ítem 5.2 do Capítulo 5).

4.2. PRODUÇÃO DA METACAULINITA

A produção da metacaulinita seguiu os procedimentos estabelecidos

por Andriolo (1999), cuja seqüência é apresentada na Figura 4.5.

55

Análise química Ensaios físicos

Ensaios físicos Análise química

Peneiramento

Moagem final

QueimaTemperatura ± 10°C

Moagem inicial

Homogeneização

Secagem em estufa110 ± 5°C

Solo Argiloso "in natura"

Figura 4.5 – Fluxograma de produção da metacaulinita (adaptado de Andriolo, 1999).

Os solos argilosos sofreram um processo de secagem em estufa, a

110oC ± 5oC, por um período de 24 horas, seguido de uma homogeneização. As

massas específicas, obtidas pelo método do picnômetro (NBR 6508, 1984) foram

de 2570 kg/m3 e 2530 kg/m3, para as amostras 1 e 2, respectivamente.

A moagem inicial foi efetuada em um moinho de bolas (marca Sonnex,

14 kg por batelada – Figura 4.6) com 300 rotações. A moagem final, se deu após

a queima das amostras no mesmo moinho com 1000 rotações. Este procedimento

associa-se ao melhor aproveitamento do processo de queima, conferindo maior

homogeneidade ao material. Observou-se que o material resultante da moagem

com 300 e até mesmo 500 rotações apresentava partículas com dimensões

superiores a 2,4 mm. Na moagem com 1000 rotações este efeito não foi

observado.

56

Figura 4.6 – Moinho de bolas utilizado no processo de moagem das amostras.

A queima foi efetuada em forno Mufla* (Figura 4.7) nas temperaturas de

550oC, 650oC, 750oC, 850oC e 950oC, com o objetivo de induzir na pozolana

diferentes graus de desarranjo cristalino. A escolha de tais temperaturas foi

orientada pelas análises térmica diferencial e de difratometria de raios-X.

O ciclo de queima empregado foi lento com patamar de 3 horas na

temperatura desejada (Figura 4.8). Vale ressaltar que utilizou-se para algumas

queimas, realizadas no início da pesquisa, patamares menores, com 01 e 02

horas. Entretanto, o aspecto apresentado pelo material calcinado, para estes

períodos, não foi uniforme, revelando uma queima ineficiente. Com 03 horas de

queima este efeito não foi observado.

Figura 4.7 – Forno tipo Mufla utilizado para a queima das amostras.

* Forno Mufla de laboratório, marca Quimis, com aquecimento elétrico e temperatura máxima de 1200oC.

57

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Tempo (h)

Tem

pera

tura

(o C)

110oC

Tdesejada

Figura 4.8 – Ciclo de queima utilizado.

As curvas de análise térmica diferencial*, ilustradas na Figura 4.9,

apresentam picos endotérmicos (em torno de 260oC e 490oC) e exotérmicos (em

torno de 960oC) típicos de argilas cauliníticas, contendo gibsita (Souza Santos,

1989). Nas temperaturas de 260oC e 262oC, para as amostras 1 e 2,

respectivamente, ocorre a perda de OH estrutural, sob a forma de água, na

gibsita. Os picos endotérmicos nas temperaturas de 500oC (amostra 1) e 491oC

(amotra 2) indicam a desidroxilação da caulinita, formando-se a metacaulinita.

Este evento, registrado nas curvas termodiferenciais por intensos picos, servem

para caracterizar a temperatura mínima para o desarranjo do retículo cristalino da

caulinita. Os picos exotérmicos em 960oC e 970oC (amostras 1 e 2,

respectivamente) são indicativos do início da recristralização das caulinitas a

partir das metacaulinitas previamente formadas. Com isso, a faixa compreendida

entre as temperaturas de 550oC a 950oC pode ser utilizada para a produção do

aditivo mineral a partir dos dois solos argilosos.

* Os ensaios de análise térmica diferencial foram realizados pela ABCP/SP, que utiliza o aparelho de análise RIGAKU, modelo Thermoflex da ABCP/SP.

58

0 200 400 600 800 1000 1200

Temperatura (oC)

262oC

491oC

970oC

Taxa de aquecimento: 10o C/min

Sensibil idade: 100µv

Termopar: platina ródio

Inerte: corindon (Al2 O3 )

Amostra 1

Amostra 2

260oC

500oC

960oC

Figura 4.9 – Análise térmica e diferencial das argilas cauliníticas.

Segundo Scandiuzzi e Andriolo (1981), uma argila bem queimada,

quando submetida a análise térmica diferencial, não deve apresentar os picos

endotérmicos, devendo porém, revelar o pico exotérmico em torno de 950oC. A

Figura 4.10 apresenta o resultado da análise térmica para o metacaulim queimado

à 650oC, onde verifica-se apenas uma reação exotérmica a 966oC, típica da

nucleação da mulita a partir da metacaulinita.

0 200 400 600 800 1000 1200

Temperatura (oC)

9 6 6 oC

Taxa de aquecimento: 10o C/min

Sensibil idade: 100µv

Termopar: platina ródio

Inerte: corindon (Al2 O3 )

Figura 4.10 – Análise térmica diferencial da metacaulinita queimada à 650oC.

59

Os difratogramas da Figura 4.11 confirmam a perda de cristalinidade

aos raios-X da caulinita na faixa compreendida entre 450oC e 550oC, para a

amostra 2.

110oC

450oC

550oC

c

c

iii i

g

g

c – caulinitai – ilitag – gibsita

Figura 4.11 – Difratogramas de raios-X da amostra 2 nas temperaturas de queima de

110oC, 450oC e 550oC.

Após queima e moagem, as amostras foram submetidas a um

processo de peneiramento mecânico em malha de 75 µm (peneira ABNT no. 200).

Nesta etapa foram produzidos 2 kg de metacaulinita a partir das duas amostras

para os ensaios de índice de atividade pozolânica. Os valores de massa

específica (NBR 6508, 1984) determinados para as metacaulinitas foram de 2510

kg/m3 e 2440 kg/m3, para as amostras 1 e 2 respectivamente.

A metacaulinita da amostra 2 mostrou-se mais reativa de acordo com

os procedimentos adotados. Completou-se a caracterização desta amostra na

temperatura de queima que apresentou os melhores resultados de pozolanicidade

(650oC)*. Com o objetivo de avaliar a influência da finura da metacaulinita na sua

atividade pozolânica com cimento, foram também produzidas pozolanas com o

material que passa na peneira de malha 250 µm.

4.3. CARACTERIZAÇÃO DA METACAULINITA

60

Definida a matéria-prima, a ser utilizada para a produção do aditivo

mineral, efetuou-se sua caracterização para a confecção de amostras de

argamassa e concreto.

A distribuição granulométrica, obtida através de analisador de

partículas a laser*1 (Laboratório de Cimento da ABCP/SP), utilizando-se álcool

anidro como dispersante e ultra-som durante 60 segundos, é apresentada na

Tabela 4.1 e na Figura 4.12. A metacaulinita apresenta 1,70% de resíduo na

peneira ABNT no. 325 (45 µm)*2.

Tabela 4.1 – Distribuição granulométrica da metacaulinita queimada a 650oC e peneirada

na malha 75 µm.

D(µµ m) P (%)

0,04 0,1

0,07 0,2

0,1 0,3

0,2 0,7

0,3 1,2

0,4 1,6

0,5 2,1

0,6 2,7

0,7 3,4

0,8 4,2

D(µµ m) P (%)

0,9 5,2

1,0 6,1

1,1 7,1

1,2 8,1

1,3 9,2

1,4 10,2

1,6 12,2

1,8 14,2

2,0 16,1

2,2 18,0

D(µµ m) P (%)

2,4 19,8

2,6 21,5

2,8 23,2

3,0 24,8

3,2 26,3

3,4 27,8

3,6 29,2

3,8 30,6

4,0 31,9

4,3 33,8

D(µµ m) P (%)

4,6 35,5

5,0 37,6

5,3 39,1

5,6 40,5

6,0 42,1

6,5 44,0

7,0 45,7

7,5 47,2

8,0 48,6

8,5 50,0

D(µµ m) P (%)

9,0 51,3

10,0 53,9

11,0 56,4

12,0 58,9

13,0 61,4

14,0 63,8

15,0 66,1

16,0 68,3

17,0 70,4

18,0 72,2

D(µµ m) P (%)

19,0 74,0

20,0 75,6

21,0 77,1

22,0 78,5

23,0 79,8

25,0 82,3

28,0 85,9

30,0 88,1

32,0 90,2

34,0 92,1

D(µµ m) P (%)

36,0 93,8

38,0 95,3

40,0 96,5

43,0 97,9

45,0 98,6

50,0 99,6

53,0 99,9

56,0 100,0

60,0 100,0

63,0 100,0

* Verificar item 5.2 do Capítulo 5 (Índice de atividade pozolânica). *1 O diâmetro das partículas é obtido através da conversão de sinais de distribuição de energia dos anéis de difração do equipamento a laser CILAS – Modelo 1064. *2 Ensaio realizado no Laboratório de Cimento da ABCP/SP utilizando um peneirador aerodinâmico (NBR 12826, 1993) com as seguintes condições experimentais: massa de amostra de 10 g; tempo de ensaio igual a 5 minutos; pressão negativa de 600 mmca (milímetros de coluna d’água).

61

0

20

40

60

80

100

0,1 1,0 10,0 100,0

Diâmetro das partículas (µm)

Por

cent

agem

pas

sant

e

Figura 4.12 – Distribuição granulométrica da metacaulinita.

A Tabela 4.2 apresenta os valores de dimensão média e a dimensão

equivalente a 10% e a 90% de partículas passantes.

Tabela 4.2 – Dimensões características da metacaulinita.

Dimensão média (µµ m) Diâmetro abaixo do

qual encontram-se 10% das partículas (µµ m)

Diâmetro abaixo do qual encontram-se 90%

das partículas (µµ m) 8,5 1,4 31,8

O resultado da análise química, realizada por espectrometria de raios-X

no Laboratório de Cimento da ABCP/SP, encontra-se na Tabela 4.3. O teor de

SO3 foi determinado no equipamento SC-432 da Leco. A Figura 4.13 ilustra o

aspecto da metacaulinita produzida.

62

Tabela 4.3 – Análise química da matéria-prima e da metacaulinita.

Teor (% em massa) Composição química Matéria-prima* Metacaulinita

Dióxido de silício (SiO2) 45,51 50,70 Óxido de alumínio (Al2O3) 29,51 37,62 Óxido de ferro (Fe2O3) 3,13 3,74 Óxido de cálcio (CaO) 0,28 0,05 Óxido de magnésio (MgO) 0,56 0,63 Trióxido de enxofre (SO3) 0,20 0,11 Óxido de sódio (Na2O) 0,06 0,00 Óxido de potássio (K2O) 0,55 0,71 Perda ao fogo (PF) 17,24 5,08

* Solo argiloso (amostra 2).

(a) (b)

Figura 4.13 – Metacaulinita (a) e (b).

4.4. CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS EMPREGADOS

A escolha dos materiais utilizados na confecção de pastas,

argamassas e concretos levou em conta um dos objetivos desta pesquisa, que é

avaliar a viabilidade de produção de concreto de alto desempenho utilizando

materiais do município.

A representação esquemática do município de Campos dos

Goytacazes, ilustrada na Figura 4.14, mostra os locais de coleta dos agregados e

dos solos argilosos utilizados na fabricação da metacaulinita.

63

Figura 4.14 – Representação esquemática dos locais de coleta dos materiais naturais.

4.4.1. Cimento Portland

O cimento empregado foi do tipo composto (tipo II), com escória

granulada de alto-forno, classe 32, disponível em qualquer ponto da cidade e

cujas características constam na Tabela 4.4.

Foram utilizados cimentos de dois lotes de fabricação, denominados de

lotes 1 e 2. Com o cimento do lote 1 foram confeccionadas argamassas para os

ensaios de índice de atividade pozolânica com cimento e de resistência à

compressão. Utilizou-se o cimento Portland do lote 2 para os teste de

compatibilidade cimento-superplastificante e para os ensaios de resistência à

compressão em concreto. Não há, contudo, uma diferença considerável entre os

valores apresentados para os cimentos dos lotes 1 e 2.

Lagoa Feia

Lagoa de Cima

Rio Paraíba do Sul

Espírito Santo

Município de Campos dos

Goytacazes/RJ

BR 101 RJ 256

10000 m

NN

Área urbana

. . .

Oceano

Atlântico

Pedreira

Jazida argilosa

Areal

64

Tabela 4.4 – Características dos cimentos Portland CP II E 32 utilizados.

Propriedade Cimento Lote 1

Cimento Lote 2

Peneira 75 µm (%) 2,50 2,30 Peneira 45 µm (%) 12,30 11,60

Superfície específica (m2/kg) 317 318 Início de pega (h : min) 03 : 19 03 : 02 Fim de pega (h : min) 04 : 30 04 : 05

Massa específica (kg/m3) 3140 3140 Resistência aos 3 dias (MPa) 24,10 24,70 Resistência aos 7 dias (MPa) 29,50 30,00 Resistência aos 28 dias (MPa) 37,10 37,90 Expansibilidade à quente (mm) 0,50 0,50

Gesso (%) 2,90 2,80 Calcário (%) 10,0 10,0 Escória (%) 13,80 12,10

MgO (%) 1,50 1,61 CaO livre (%) 2,00 1,60

SO3 (%) 2,82 2,74 Resíduo insolúvel (%) 0,59 0,57

Perda ao fogo (%) 4,15 4,21

É possível observar que todos os valores apresentados na Tabela 4.4

atendem às exigências da NBR 11578 (1991). Ressalta-se que os valores de

resistência à compressão dos cimentos ensaiados foram superiores aos

estabelecidos por norma.

4.4.2. Agregados

Os agregados graúdos produzidos atualmente no município são

provenientes da britagem de rochas de dois maciços rochosos, um composto por

granito e outro de charnoquito com intrusões de leptinito. Optou-se pela brita

granítica por sua homogeneidade, visto que para a obtenção do outro agregado

são britadas em conjunto duas rochas diferentes.

Amostras do agregado granítico foram coletadas, conforme a NBR

7216 (1987) e a NBR 9941 (1997), para a realização dos ensaios de

caracterização física, mecânica e mineralógica e também para a produção dos

concretos (Figura 4.15). Blocos de aproximadamente 30 cm x 30 cm x 40 cm

foram coletados para os ensaios de abrasão Los Angeles e de resistência à

65

compressão simples e módulo de deformabilidade. Estes ensaios, juntamente

com a diagnose petrográfica, foram realizados no Departamento de Geologia do

Instituto de Geociências da Universidade Federal do Rio de Janeiro.

Figura 4.15 – Coleta de amostras de granito para caracterização física, mecânica e

mineralógica; aspecto da jazida.

De acordo com a diagnose petrográfica a rocha pode ser classificada

como um granito, pois apresenta textura inequigranular, hipidiomórfica, sendo seu

estado de cor aproximadamente 5%. A composição mineralógica do granito

encontra-se na Tabela 4.5.

Tabela 4.5 – Composição mineralógica do granito.

Mineralogia Composição Modal Álcali feldspatos 40%

Quartzo 35% Plagioclásios 15%

Biotita 5% Apatita, zircão, alanita e opacos 1%

Mica branca, carbonatos e epidotos 3% Clorita 1%

O ensaio de Abrasão Los Angeles foi executado segundo a NBR 6465

(1984), com graduação A dos agregados. A preparação dos corpos-de-prova para

o ensaio de resistência foi feita de acordo com as recomendações da International

Society for Rock Mechanics (ISRM, 1978), que são semelhantes às propostas

pela NBR 10341 (1988). Os corpos-de-prova cilíndricos, de dimensões NX, foram

ensaiados saturados e com taxa de carregamento que produziu a ruptura entre 5

e 10 minutos. Os módulos de deformabilidade tangente são apresentados na

66

Tabela 4.6, juntamente com as demais características do agregado graúdo, e

foram calculados para tensão correspondente a 50% da tensão de ruptura. A

Figura 4.16 mostra um dos cinco corpos-de-prova utilizados no ensaio.

Tabela 4.6 – Características físicas, granulométricas e mecânicas do agregado graúdo.

Abertura da peneira (mm)

Massa retida (g)

Material retido acumulado (%)

25,0 0,00 0,0 19,0 394,49 3,4 9,5 7614,84 80,1 4,8 1756,10 97,7 2,4 216,33 99,8

Fundo de peneira 18,25 100,0 Dimensão máxima característica 19,0 mm

Módulo de finura 6,82 Classificação ABNT (NBR 7211, 1983) Brita 1

Massa específica 2648 kg/m3 Forma Cúbica

Abrasão Los Angeles 33 % Resistência à compressão 119 MPa Massa unitária compactada 1470 kg/m3

(a) (b)

Figura 4.16 – Corpo-de-prova NX de granito antes (a) e após ruptura (b) por compressão

simples.

O agregado miúdo utilizado nos concretos foi uma areia quartzosa

lavada proveniente do Rio Paraíba do Sul. Optou-se pela areia mais grossa que

apresentasse módulo de finura maior que 3. As características físicas e

granulométricas do agregado miúdo encontram-se na Tabela 4.7. Em todos os

ensaios de índice de atividade pozolânica e de resistência à compressão em

argamassas, os corpos-de-prova foram confeccionados com Areia Normal

67

Brasileira (NBR 7214, 1982), proveniente do Rio Tietê, produzida e fornecida pelo

Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo S.A. (IPT).

Tabela 4.7 – Características físicas e granulométricas do agregado miúdo.

Abertura da peneira (mm)

Massa retida (g)

Material retido acumulado (%)

6,30 0,00 0,0 4,80 17,20 1,7 2,40 137,84 15,5 1,20 302,32 45,7 0,60 228,00 68,5 0,30 236,00 92,1 0,15 72,00 99,3

Fundo de peneira 6,64 100,0 Dimensão máxima característica 4,80 mm

Módulo de finura 3,23 Classificação ABNT (NBR 7211, 1983) Areia grossa (zona 4)

Massa específica 2604 kg/m3

Ressalta-se que todos os agregados pertenceram a um único lote e

foram secos em estufa, a uma temperatura de 110oC ± 5oC por 12 horas, para

remoção da umidade residual. Os agregados graúdos, antes da secagem, foram

lavados para eliminar o material pulverulento presente em sua superfície. Em

seguida foram armazenados em sacos plásticos no interior do laboratório antes

de serem utilizados nos concretos e argamassas.

4.4.3. Sílica Ativa

A sílica ativa foi empregada em função de suas características de

pozolana altamente reativa e devido ao fato de ser um aditivo bastante conhecido

e pesquisado, sendo utilizada correntemente na fabricação de concreto de alto

desempenho.

Utilizou-se uma sílica ativa fornecida por uma indústria nacional,

comercializada em forma de pó, não condensada, proveniente de um mesmo lote

de produção. Suas características, fornecidas através de relatório de ensaios da

indústria, encontram-se na Tabela 4.8.

68

Tabela 4.8 – Características da sílica ativa.

Análise física Análise química (%) Umidade 0,34(%) SiO2 94,15

Densidade aparente 152,6 (kg/m3) Fe2O3 0,09 Massa específica 2200 (kg/m3) Al2O3 0,04

CaO 0,14 MgO 0,33

Na2O 0,07 K2O 1,21 MnO 0,05 P2O5 0,30 Perda ao fogo 0,17

A caracterização mineralógica foi realizada por difratometria de raios-X

numa alíquota do pó. O espectro de difração dos raios-X da amostra de sílica

ativa (Figura 4.17) identifica que a mesma é composta essencialmente de sílica

não cristalina.

Figura 4.17 – Difratograma de raios-X da sílica ativa.

4.4.4. Aditivo Superplastificante

Empregou-se na confecção dos concretos aditivo superplastificante a

base de condensados sulfonados de melamina-formaldeído. Suas características

básicas, fornecidas pelo fabricante, constam na Tabela 4.9. O teor de sólidos foi

verificado pela secagem do material em estufa, a uma temperatura de 110oC ±

5oC, até a evaporação total da água e constância de massa. O valor determinado

em laboratório foi igual ao fornecido pelo fabricante. Todo o superplastificante

utilizado foi do mesmo lote de fabricação.

69

Tabela 4.9 – Características do aditivo superplastificante.

Massa específica 1120 kg/m3 pH 9,0

Percentual de sólidos 20,0 Cor amarelado

4.4.5. Água

A água utilizada na confecção dos concretos e cura dos concretos e

argamassas foi proveniente da rede de abastecimento do município. Nos corpos-

de-prova utilizados nos ensaios de índice de atividade pozolânica e de resistência

à compressão de argamassas utilizou-se água destilada, livre de sais, hidratos de

carbono e íons de cloro.

4.5. ENSAIO DE COMPATIBILIDADE ENTRE CIMENTO E

SUPERPLASTIFICANTE

A interação entre o cimento Portland composto e o aditivo

superplastificante foi avaliada nesta etapa do programa experimental, através do

ensaio em pasta, baseado no método do miniabatimento, também denominado

método de Kantro. A execução simples e a necessidade de pouco material para

sua realização são as principais vantagens do método. O ensaio de Kantro utiliza

um tronco de cone com as seguintes dimensões internas: diâmetro superior de 20

mm, diâmetro inferior de 40 mm e altura de 60 mm.

As pastas foram preparadas com uma relação água/cimento igual a

0,40 e teores de superplastificante de 0%, 1%, 2% e 3% (da massa de cimento).

O processo de mistura dos componentes, idêntico para todas as pastas, seguiu

as seguintes etapas:

• Mistura manual dos componentes por 1 minuto;

• Um período de 30 segundos em velocidade baixa no misturador;

70

• Parada de 1 minuto. Nesta etapa, é retirada, com o auxílio de uma

espátula, a pasta aderida às paredes da cuba e à pá;

• Mistura final com o misturador na velocidade alta, por 2 minutos.

O ensaio foi realizado conforme procedimentos descritos por Aïtcin

(1998) e Bucher (1988). A metodologia consiste na utilização de uma placa de

acrílico sobre um folha de papel milimetrado em uma bancada previamente

nivelada. Preenche-se o molde do miniabatimento, disposto no centro da placa,

com a pasta. Após dez batidas de uma espátula no topo do molde, este é

levantado (em aproximadamente 3 segundos), de tal forma que a pasta se

espalhe na placa de acrílico. Com 1 minuto de espalhamento, dois diâmetros

ortogonais são medidos e a média destes dois valores calculada. A área de

espalhamento é calculada a partir do diâmetro médio medido.

Calculou-se, então, a área de espalhamento da pasta para os períodos

de 10 min, 30 min, 45 min e 85 min, após a mistura dos materiais, conforme

ilustra a Figura 4.18. Ressalta-se que não houve reutilização da pasta após a

medição de seu espalhamento. A temperatura foi mantida constante em 24oC

durante todos os ensaios.

(a) (b)

Figura 4.18 – Materiais empregados no ensaio de miniabatimento (a); Espalhamento da

pasta após o ensaio (b).

A Tabela 4.10 apresenta as proporções dos materiais constituintes das

pastas com diferentes teores de superplastificante.

71

Tabela 4.10 – Dosagem de material para as pastas dos ensaios de miniabatimento.

Mistura Cimento (g) Superplastificante (ml) Água (ml)

SP 0%* 600,0 – 240,0 SP 1% 600,0 26,79 216,0 SP 2% 600,0 53,57 192,0 SP 3% 600,0 80,36 168,0

* Percentual de superplastificante em relação à massa de cimento Portland.

Para mostrar a tendência dos grãos de cimento Portland a flocularem

em presença de água e a eficiência do superplastificante para a defloculação das

partículas de cimento, um experimento muito simples foi executado, conforme

metodologia empregada por Aïtcin (1998).

Colocou-se em dois béqueres amostras contendo 25 gramas de

cimento. O primeiro béquer de 500 ml é completado com água, enquanto que o

outro contém água, cimento e 5 ml de superplastificante. Após a mistura, por

agitação, de 1 minuto, para total homogeneização da mistura, as soluções foram

deixadas em repouso por 24 horas, com observações ao longo do período. A

dosagem de superplastificante utilizada é deliberadamente 10 vezes maior que as

dosagens usuais em concreto de alto desempenho, porém, com tal adição é

possível eliminar qualquer tendência das partículas de cimento a flocularem em

soluções dispersas como essas (Aïtcin, 1998).

4.6. ENSAIO DE ÍNDICE DE ATIVIDADE POZOLÂNICA

Dois objetivos motivaram a realização dos ensaios de índice de

atividade pozolânica: a determinação da metacaulinita mais reativa em

combinação com o cimento Portland; e a verificação da temperatura de queima e

da finura de maior pozolanicidade deste material.

O índice de atividade pozolânica é um parâmetro muito importante na

avaliação da reatividade de um material a ser utilizado como aditivo mineral em

concretos e argamassas. Existem diversos métodos normalizados no Brasil e no

exterior para a determinação da atividade pozolânica, estando todos baseados na

72

determinação da resistência mecânica de argamassas ou em ensaios químicos.

Gava (1999) comenta que apesar de estarem baseados apenas nestas duas

formas, as diferenças (teor de material pozolânico, condições de cura, idade de

ensaio, tipo de cimento) existentes entre ensaios de uma mesma categoria são

fatores que contribuem para dificultar a comparação entre pozolanas ensaiadas

através de um mesmo ensaio ou de diferentes ensaios.

Este mesmo autor afirma que diversos pesquisadores não verificaram

relação significativa entre o índice de atividade pozolânica, determinado através

do ensaio com cal, com o real desempenho da pozolana no concreto. Por este

motivo, o autor sugere a utilização de ensaios com o cimento. Para Swamy (1993)

além das características físicas e mineralógicas do aditivo mineral, fatores

externos como as características do cimento Portland utilizado, a relação

água/aglomerante, a temperatura e condições de cura contribuem em muito para

alterar os resultados. Havendo um controle efetivo destes fatores, o ensaio com

cimento Portland parece ser a melhor forma de avaliar a pozolanicidade de uma

adição mineral. De acordo com Zampieri (1989), a opção pelo ensaio com

cimento tem o grande mérito de simular uma situação mais realista, muito

embora, a utilização de cimentos de diferentes procedências tendam a apresentar

comportamentos também diferenciados.

A determinação da atividade pozolânica com cimento Portland,

conforme NBR 5752 (1992), consistiu na preparação de argamassas no traço 1 :

3 (cimento Portland : areia Normal). A primeira argamassa contendo somente

cimento Portland, enquanto que as demais apresentavam substituição de 35% do

volume absoluto de cimento usado na primeira por material pozolânico. A

quantidade de água foi determinada para uma consistência fixa de 225 mm ± 5

mm, verificada através do ensaio da mesa de consistência recomendada pela

NBR 7215 (1996), conforme ilustra a Figura 4.19. De acordo com esta norma

foram moldados três corpos-de-prova, de 50 mm de diâmetro por 100 mm de

altura, para cada uma das argamassas (Tabela 4.11). Durante as primeiras 24

horas, os corpos-de-prova foram mantidos nos moldes em câmara úmida, a uma

temperatura de 23 oC ± 2oC, sendo desmoldados após 24 horas e colocados em

recipientes hermeticamente fechados e estanques à temperatura de 38oC ± 2oC,

73

durante 27 dias. Após os 28 dias de idade, os corpos-de-prova, após resfriamento

até a temperatura de 23oC ± 2oC, foram capeados com argamassa de enxofre

(MT-3/ABCP, 2000) e levados a ruptura por compressão simples. Preparou-se

argamassas com a sílica ativa e as duas metacaulinitas testadas.

(a) (b)

Figura 4.19 – Medida da consistência de argamassa conforme NBR 7215 (1996).

Amostra após socamento (a) e no fim do ensaio (b).

Tabela 4.11 – Dosagem de material para argamassas.

Mistura Pozolana (g)

Cimento (g)

Areia (g)

Água (g)

Flow test (mm)

Relação Água/agl.*

Referência – 312,0 936,0 190,4 222 0,61 Sílica ativa 76,51 202,8 936,0 255,0 222 0,82 MTC1 650l 87,29 202,8 936,0 215,0 226 0,69 MTC1 750l 87,29 202,8 936,0 215,0 223 0,69 MTC1 850l 87,29 202,8 936,0 215,0 228 0,69 MTC 550u 84,86 202,8 936,0 210,8 227 0,68 MTC 650u 84,86 202,8 936,0 210,8 221 0,68 MTC 750u 84,86 202,8 936,0 210,8 226 0,68 MTC 850u 84,86 202,8 936,0 210,8 226 0,68 MTC 950u 84,86 202,8 936,0 210,8 223 0,68 MTC 550n 84,86 202,8 936,0 218,5 229 0,70 MTC 650n 84,86 202,8 936,0 218,5 226 0,70 MTC 750n 84,86 202,8 936,0 218,5 225 0,70 MTC 850n 84,86 202,8 936,0 218,5 226 0,70 MTC 950n 84,86 202,8 936,0 218,5 223 0,70

* Relação água/aglomerante equivalente (água/massa total de cimento usada na argamassa de referência); l Metacaulinita produzida a partir da amostra 1 calcinado à 650oC (material passante na peneira 75 µm); u Metacaulinita que passa na peneira 250 µm calcinado na temperatura indicada, em graus centígrados, produzida a partir da amostra 2; n Metacaulinita que passa na peneira 75 µm calcinado na temperatura indicada, em graus centígrados, produzida a partir da amostra 2.

O índice de atividade pozolânica com cimento Portland (NBR 5752,

1992) é dado pela razão, em percentual, entre a resistência média à compressão

74

dos três corpos-de-prova moldados com pozolanas e a resistência média dos três

corpos-de-prova moldados somente com o cimento.

4.7. ENSAIOS EM ARGAMASSA

O objetivo dos ensaios em argamassa foi o de determinar o teor de

aditivo mineral para o qual obtêm-se os melhores resultados de resistência à

compressão. Realizou-se os ensaios em argamassa a partir dos resultados

obtidos nos ensaios de índice de atividade pozolânica, onde foram selecionadas a

metacaulinita e a temperatura de queima que apresentaram os melhores

resultados.

Os teores de metacaulinita e sílica ativa estão baseados nos valores

observados na revisão bibliográfica, com substituições de 10%, 15% e 20% da

massa de cimento utilizada na argamassa de referência (sem aditivo). Todas as

argamassas apresentaram uma relação água/aglomerante igual a 0,52 e a Tabela

4.12 lista as dosagens de material utilizadas para cada mistura.

Tabela 4.12 – Dosagem de material para argamassas.

Mistura Cimento (kg) Metacaulinita (kg) Areia (kg) Água (kg)

Referência 1,00 – 3,00 0,52 MTC* 10% 0,90 0,10 2,98 0,52 MTC 15% 0,85 0,15 2,96 0,52 MTC 20% 0,80 0,20 2,95 0,52

* MTC – metacaulinita.

Os corpos-de-prova foram preparados conforme às prescrições da

NBR 7215 (1996), que consistiu, inicialmente, na mistura em um misturador

mecânico de todos os materiais, obedecendo aos seguintes procedimentos:

• Mistura de água e cimento Portland na velocidade baixa por 30

segundos, no misturador elétrico;

• Após este tempo, sem paralisar a operação de mistura, adiciona-se a

areia normal por um período de 30 segundos;

75

• Imediatamente após a colocação da areia passa-se para a velocidade

alta, permanecendo por 30 segundos;

• Desliga-se o misturador por 1 minuto e 30 segundos. Nos primeiros

15 segundos, é retirada, com o auxílio de uma espátula, a argamassa aderida às

paredes da cuba e à pá;

• Imediatamente após este período, o misturador é novamente ligado

na velocidade alta por 1 minuto.

Após a mistura, foi determinado o índice de consistência para cada

argamassa. Em seguida foram moldados 9 corpos-de-prova cilíndricos, de 50 mm

de diâmetro por 100 mm de altura, para cada combinação, para os ensaios de

resistência à compressão nas idades, de 3, 7 e 28 dias. Após a moldagem os

corpos-de-prova foram mantidos nos moldes durante 24 horas, à temperatura

ambiente, com a face superior protegida por placas de acrílico. Decorrido este

tempo, deu-se a desmoldagem e os corpos-de-prova foram mantidos imersos em

água saturada de cal até a idade de ensaio. A Figura 4.20 ilustra a moldagem dos

corpos-de-prova de argamassa.

(a) (b) (c)

Figura 4.20 – Moldagem de corpo-de-prova de argamassa (a), (b) e (c).

Para o ensaio de resistência à compressão as amostras foram

capeadas com uma mistura de enxofre e cimento, aquecida à temperatura de

136oC ± 7oC, com uma espessura máxima admissível de 2 mm, e ensaidas

conforme as recomendações da NBR 7215 (1996) e sugestões do MT-3 (ABCP,

2000). A Figura 4.21 apresenta corpos-de-prova de argamassa com 10% de

metacaulinita.

76

Figura 4.21 – Corpos-de-prova de argamassa contendo 10% de metacaulinita.

4.8. ENSAIOS EM CONCRETO

O proporcionamento dos materiais para a confecção de corpos-de-

prova de concreto de alto desempenho foi uma das etapas mais importantes do

programa experimental. Optou-se por um método híbrido de dosagem, baseado

nos métodos de dosagem de concreto de alto desempenho propostos por O’Reilly

(1998) e Aïtcin (1998). Desta forma, determinou-se inicialmente a composição

ótima de agregados proposta por O’Reilly (1998). A incorporação dos aditivos,

com as devidas correções, foi feita de acordo com Aïtcin (19998).

Todos os procedimentos empregados durante a confecção dos corpos-

de-prova basearam-se nas técnicas e equipamentos já utilizados na produção dos

concretos convencionais e que apresentaram-se condizentes com os estudos

citados no Capítulo 2.

4.8.1. Dosagem de concreto de alto desempenho

A determinação da composição ótima dos concretos sem e com

adições minerais, seguiu os seguintes procedimentos:

77

• Determinação pelo método experimental da relação ótima da mistura

de areia e agregado graúdo (45% de areia e 55% de brita);

• Determinação da quantidade de água necessária para obter a

consistência requerida da mistura de concreto, por meio de traços de concretos

experimentais. A consistência do concreto, medida pelo abatimento do tronco de

cone (NBR NM 67, 1998) foi fixada em 500 mm ± 100 mm;

• Determinação da característica “A”* do agregado granítico;

• Determinação do consumo de cimento Portland, para a resistência

aos 28 dias de 40 MPa;

• Determinação da quantidade de aditivos, com as devidas correções.

Ao final dos procedimentos de dosagem, o método propõe uma relação

água/cimento de 0,40, com dosagens de água e cimento iguais a 150 kg/m3 e 375

kg/m3, respectivamente. O superplastificante (dosagem de 2% da massa de

cimento) foi adicionado em sua forma diluída, sendo corrigida a água.

Considerou-se nos cálculos 1% da massa do concreto composta de ar

incorporado. As dosagens de areia e brita foram de 848 kg/m3 e 1036 kg/m3,

respectivamente. Os passos de dosagem encontram-se descritos, de forma

detalhada, no Anexo B.

A Tabela 4.13 apresenta os valores finais do proporcionamento dos

concretos. As adições minerais substituíram parte do cimento utilizado no

concreto de referência. Foram determinadas composições com 5%, 10% e 15%

de metacaulinita e 10% de sílica ativa, valores normalmente adotados em

pesquisas envolvendo metacaulinita e sílica ativa (conforme Capítulo 3).

* Coeficiente que expressa a influência da qualidade da brita no concreto.

78

Tabela 4.13 – Composição dos concretos.

Mistura Cimento (kg)

Pozolana (kg)

Areia (kg)

Brita (kg)

SP (ml)

Água (ml)

Abatimento (mm)

Referência 12,00 – 27,14 33,17 1071 3840 60 SA* 10% 10,80 1,20 26,99 32,93 1071 3840 55 MTC 05% 11,40 0,60 27,07 33,01 1071 3840 55 MTC 10% 10,80 1,20 27,01 33,01 1071 3840 50 MTC 15% 10,20 1,80 26,94 32,93 1071 3840 50 SA – sílica ativa.

4.8.2. Processamento do concreto

Os procedimentos ora descritos foram empregados em todos os

concretos. Para a medição de suas massas os materiais eram homogeneizados

e, após medição, acondicionados em sacos plásticos. A operação de mistura dos

componentes foi realizada em betoneira de eixo inclinado, com capacidade

nominal máxima de 145 litros, com imprimação (traço 1 : 2 : 3, a/c = 0,50). A

ordem de colocação dos componentes na betoneira encontra-se descrita na

Tabela 4.14.

Tabela 4.14 – Ordem de colocação dos materiais na betoneira.

Materiais Tempo (s) Agregado graúdo e 50% da água 10

Cimento Portland 60 Agregado miúdo 180

Aditivos* e 50% da água 240 * Nos concretos contendo aditivos minerais estes eram diluídos em 50% da água de amassamento.

Feita a mistura, determinou-se, para cada concreto, a consistência do

concreto (NBR NM 67, 1998). Em seguida foram moldados corpos-de-prova

cilíndricos, em formas metálicas com 100 mm de diâmetro por 200 mm de altura,

de acordo com as prescrições da NBR 5738 (1994). O método de adensamento

utilizado foi o mecânico, com vibração interna em camada única, promovida por

vibrador elétrico de imersão, com agulha de imersão de 25 mm de diâmetro.

Os corpos-de-prova, em seguida, foram mantidos nos moldes por 24

horas, com a face coberta por placas de acrílico; depois eles foram desmoldados

79

e conduzidos imediatamente para o tanque de cura, onde permaneceram

totalmente imersos em água saturada de cal até a idade dos ensaios de

resistência à compressão (NBR 5738, 1994).

Antes do ensaio de resistência à compressão, os corpos-de-prova

foram capeados com mistura de enxofre e cimento (NBR 5738, 1994; NM 77:96,

1996), procurando-se obter espessuras de capeamento menores que 3 mm. A

resistência à compressão foi determinada (NBR 5739, 1994) nas idades de 3, 7,

28 e 91 dias, utilizando 3 corpos-de-prova para cada idade, através da

compressão das amostras em uma prensa hidráulica de compressão Soiltest

(Figura 4.23), com capacidade máxima de 120 toneladas força (200 kgf/divisão) e

uma velocidade de carregamento de 0,5 a 1 MPa por segundo. As idades para

realização dos ensaios foram estabelecidas em função das condições materiais e

de tempo disponíveis, procurando-se adotar idades comumente utilizadas em

análises do comportamento do concreto

(a) (b)

Figura 4.22 – Ensaio de resistência à compressão. Capeamento de corpo-de-prova (a) e

corpo-de-prova na prensa de ensaio (b).

Os ensaios de resistência à compressão foram realizados sob controle

rigoroso, levando-se em consideração que, todos os procedimentos, desde a

confecção dos corpos-de-prova até a ruptura propriamente dita, foram executados

por uma só pessoa. A maioria das amostras apresentou, após a ruptura, a forma

de dois cones opostos, como mostrado na Figura 4.24. Este fato, como apontado

por com Aïtcin (1998) indica que a ruptura aconteceu sob de forma normal. Uma

vez que o corpo-de-prova é ensaiado a uma carga de compressão uniaxial, seu

80

diâmetro aumenta na direção perpendicular ao carregamento, mas ao mesmo

tempo, desenvolvem-se tensões devido ao atrito entre as extremidades do corpo-

de-prova e os dois pratos da prensa de ensaio, impedindo qualquer deslocamento

nessas áreas onde o concreto está confinado. Essas tensões decorrentes do

atrito, que tendem a contrabalançar a expansão horizontal natural, criam zonas

horizontais de tensões de compressão nas duas extremidades, as quais são

responsáveis pela forma cônica da ruptura (Thaulow apud Aïtcin, 1998).

(a) (b)

Figura 4.23 – Aspecto dos corpos-de-prova após o ensaio de resistência à compressão.

Amostra com 15% de metacaulinita rompida aos 91 dias (a); amostra com 10% de sílica

ativa rompida aos 28 dias (b).

81

5. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DE RESULTADOS

Neste Capítulo serão apresentados os resultados obtidos nos ensaios

de compatibilidade entre o cimento e o superplastificante, pozolanicidade e de

resistência à compressão em argamassas e concretos. Para garantir a validade

das considerações experimentais os dados foram ratificados estatisticamente (ET-

25/ABCP, 1990), com o uso de 3 exemplares da amostra por variável analisada.

Para verificar a variabilidade das médias entre os grupos e a variabilidade das

observações dentro dos grupos utilizou-se análise de variância, com nível de

significância de 0,05, e teste de Duncan (Gomes, 1990).

5.1 COMPATIBILIDADE ENTRE O CIMENTO E O SUPERPLASTIFICANTE

Um dos principais objetivos deste trabalho é verificar a possibilidade de

produção de concreto de alto desempenho utilizando materiais disponíveis em

Campos dos Goytacazes. Desta forma, são apresentados os resultados de

ensaios de compatibilidade entre o cimento Portland CP II E 32 e o

superplastificante a base de melamina-formaldeído, através da Tabela 5.1.

Tabela 5.1 – Resultados dos ensaios de compatibilidade cimento-superplastificante.

Área de espalhamento (cm2) para os teores de superplastificante Tempo (min) SP – 0% SP – 1% SP – 2% SP – 3%

10 36,76 215,67 305,35 315,17 30 35,54 212,95 298,89 311,88 45 35,54 212,95 300,50 311,88 60 36,76 210,25 298,89 308,61 85 34,35 210,25 295,68 311,88

82

Pode-se observar claramente, através da Figura 5.1, que a adição de

superplastificante à pasta de cimento aumenta consideravelmente a fluidez da

mistura, para todos os teores de adição de superplastificante verificados. O

aumento da área de espalhamento, quando adicionou-se 1% de superplastificante

à pasta, foi de cerca de 500% para a adição de 1% de superplastificante. Para os

teores de 2% e 3% o aumento foi superior a 700%, em relação à pasta sem

superplastificante. Como aumento relativo da área de espalhamento para as

dosagens de 2% e 3% é pequeno (aproximadamente 4%), o percentual de 2%,

em relação à massa de material aglomerante, será utilizado em todos os traços

de concreto.

Ressalta-se que os ensaios de espalhamento em pastas de cimento

apresentam apenas uma indicação acerca do desempenho da compatibilidade

entre o cimento e o superplastificante em concreto. Observa-se, em geral, que o

efeito fluidificante na pasta é mais significativo do que no concreto.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 20 40 60 80 100

Tempo (min)

Áre

a de

esp

alha

men

to (c

m2 )

SP - 0% SP - 1% SP - 2% SP - 3%

T = 23oC

Figura 5.1 – Resultados dos ensaios de compatibilidade.

Como não houve perda de fluidez nas pastas contendo aditivo, como

pode ser observado na Figura 5.1, durante o período total de ensaio, para as

dosagens testadas o cimento composto e o superplastificante podem ser

considerandos compatíveis.

83

Na Figura 5.2 observa-se, através de um experimento muito simples e

ilustrativo, proposto por Aïtcin (1998), a tendência de floculação dos grãos de

cimento em água (béqueres da direita) e a eficiência do aditivo a base de

melamina-formaldeído para deflocular os grãos de cimento (béqueres da

esquerda). Após 15 minutos da homogeneização das soluções uma grande parte

do cimento, misturado somente com água, havia decantado. Para o mesmo

período de tempo não foram observadas, visualmente, diferenças na solução

contendo superplastificante.

(a) (b) (c) (d)

Figura 5.2 – Decantação do cimento Portland em água (provetas à direita) e cimento

Portland em água com superplastificante (provetas à esquerda) após: 30 segundos da

mistura (a); após 1 minuto (b); após 5 minutos (c); e após 15 minutos (d).

Após as 24 horas, observou-se que a solução com superplastificante

apresentava ainda partículas de cimento em suspensão, enquanto que na mistura

cimento-água o cimento encontrava-se totalmente decantado (Figura 5.3).

84

(a) (b)

Figura 5.3 – Decantação do cimento Portland em água (proveta à direita) e cimento

Portland em água com superplastificante (proveta à esquerda) após 24 horas (a); detalhe

do volume das partículas decantadas (b).

5.2. ÍNDICE DE ATIVIDADE POZOLÂNICA

Nos ensaios de índice de atividade pozolânica com cimento Portland foi

verificada a influência do tipo de pozolana utilizada. A partir da definição da

matéria-prima, determinou-se, através dos resultados de pozolanicidade, a

temperatura ideal de queima e a finura da metacaulinita que, dentre as duas

testadas, apresentou os melhores resultados.

Para a comparação das matérias-primas foram ensaiadas

metacaulinitas com temperaturas de queima de 650oC, 750oC e 850oC. Pode-se

observar que, para as três temperaturas testadas a metacaulinita, produzida a

partir da amostra 2, apresentou os melhores resultados. Os valores obtidos para a

pozolana da amostra 1 não apresentaram diferenças significativas, ao nível de 5%

de probabilidade (Tabela 5.2 e Figura 5.4), em relação à temperatura de queima,

estando em torno do limite inferior estabelecido pela NBR 5752 (1992). Para a

amostra de pozolana produzida a partir do solo 2, os valores são significativos,

apresentando à 650oC melhor desempenho. Devido ao maior percentual de argila

presente na matéria-prima da amostra 2 os resultados são coerentes com a

bibliografia pesquisada. Desta forma, esta amostra foi utilizada, exclusivamente,

como matéria-prima para a produção da metacaulinita. A partir deste ponto,

85

qualquer menção à metacaulinita neste trabalho será referida ao aditivo produzido

a partir do solo 2, contendo 88% de argila.

Tabela 5.2 – Valores médios de resistência à compressão e índice de atividade

pozolânica com cimento Portland.

Pozolana Resistência à compressão (MPa)

Índice de atividade pozolânica (%)

MTC 650 24,5 (a)* 74,9 MTC 750 25,0 (a)* 76,5 Amostra 1 MTC 850 24,7 (a)* 75,5 MTC 650 30,6 (b)* 93,6 MTC 750 27,7 (c)* 84,7 Amostra 2 MTC 850 28,0 (c)* 85,6

* Médias seguidas da mesma letra não apresentam diferenças significativas segundo o Teste de Duncan (p ≤ 0,05).

74,9 76,5 75,5

93,6

85,684,7

50

60

70

80

90

100

650 750 850

Temperatura de queima (oC)

Índi

ce d

e at

ivid

ade

pozo

lâni

ca

(%)

MTC - amostra 1 MTC - amostra 2

Figura 5.4 – Índices de atividade pozolânica com cimento Portland para os aditivos

minerais produzidos a partir das amostras 1 e 2.

No intuito de avaliar a influência da finura no desempenho da

metacaulinita em diferentes temperaturas de queima foram realizados ensaios

com metacaulinitas produzidas a diversas temperaturas para as duas finuras

(material passante nas peneiras de malhas 250µm e 75 µm), conforme a Tabela

5.3 e as Figuras 5.5 e 5.6. Para avaliação do comportamento do material próximo

das temperaturas de desidroxilação e recristalização dos compostos argilosos,

foram confeccionadas argamassas com temperaturas de queima de 550oC e

950oC, além das utilizadas anteriormente. Nesta etapa, os índices de atividade

86

pozolânicas das metacaulinitas são comparados com o índice obtido para a sílica

ativa.

Tabela 5.3 – Valores médios de resistência à compressão e índice de atividade

pozolânica com cimento Portland.

Pozolana Resistência à compressão (MPa)

Índice de atividade pozolânica (%)

MTC 550 19,2 (a)* 58,7 MTC 650 24,6 (b)* 75,2 MTC 750 23,6 (c)* 72,2 MTC 850 23,5 (c)* 71,9

Pen

eira

de

250

µµm

MTC 950 20,6 (d)* 63,0 MTC 550 28,5 (e)* 87,2 MTC 650 30,6 (f)* 93,6 MTC 750 27,7 (g)* 84,7 MTC 850 28,0 (g)* 85,6

Pen

eira

de

75 µµ

m

MTC 950 25,0 (h)* 76,5 Sílica ativa 30,1 (f)* 92,0

* Médias seguidas da mesma letra não apresentam diferenças significativas segundo o Teste de Duncan (p ≤ 0,05).

58,7

75,272,2 71,9

63,0

92,0

50

60

70

80

90

100

Pozolanas

Índi

ce d

e at

ivid

ade

pozo

lâni

ca

(%)

MTC 550 MTC 650 MTC 750 MTC 850 MTC 950 SA

Figura 5.5 – Índices de atividade pozolânica com cimento Portland para metacaulinita

(material que passa na peneira de malha 250 µm).

87

87,2

93,6

84,7 85,6

76,5

92,0

50

60

70

80

90

100

Pozolanas

Índi

ce d

e at

ivid

ade

pozo

lâni

ca

(%)

MTC 550 MTC 650 MTC 750 MTC 850 MTC 950 SA

Figura 5.6 – Índices de atividade pozolânica com cimento Portland para metacaulinita

(material que passa na peneira de malha 75 µm).

Analisando os resultados dos índices de atividade pozolânica, observa-

se que as pozolanas peneiradas na malha de 250 µm apresentam índices

inferiores ao limite de 75%, estabelecido pela NBR 5752 (1992), exceto para a

temperatura de queima de 650oC. De acordo com esta norma, estas pozolanas

seriam consideradas de baixíssima reatividade.

Para as metacaulinitas com finura de 1,70% na peneira 325 (45 µm),

peneiradas na malha 75 µm, todos os índices obtidos apresentam valores

superiores ao limite. Este fato comprova a influência da finura do aditivo em sua

atividade pozolânica. A temperatura de queima de 650oC é, também para esta

finura, a que apresenta o melhor resultado, não revelando, inclusive, diferenças

significativas com relação ao índice de atividade obtido para a sílica ativa.

Vale ressaltar, que a metodologia apresenta relação água/aglomerante

variável, pois fixa a consistência e a controla através da adição de água na

mistura. Esta variação da relação água/aglomerante pode explicar os valores de

resistência apresentados pela sílica ativa. É de se esperar que se a relação

água/aglomerante das misturas fosse fixa o índice da sílica ativa, pozolana

altamente reativa, apresentasse maior valor.

88

A queda das resistências das argamassas contendo metacaulinita a

950oC pode ser atribuída ao início da decomposição da metacaulinita em um

espinélio Al/Si (espinélio misto), que seria a fase cristalina precursora da mulita,

conforme pode ser observado nas equações abaixo, descritas em Souza Santos

(1992 b). De acordo com o autor com a formação dos compostos cristalinos acima

de 900oC não há atividade pozolânica.

2 [Si2Al2O7] → − C980C950 oo

2Al2O3.3SiO2 + SiO2 (5.1)

(metacaulinita) (espinélio Al/Si) (sílica)

3 [Si3Al4O12] → − C1225C1200 oo

2 [3Al2O3.2SiO2] + 5SiO2 (5.2)

(espinélio Al/Si) (mulita) (cristobalita)

5.2. ARGAMASSAS

Os resultados das resistência das argamassas com metacaulim estão

apresentados na Tabela 5.4. A influência do teor de substituição parcial do

cimento pela pozolana pode ser analisado na Figura 5.7.

89

Tabela 5.4 – Resistência à compressão das argamassas com relação água/aglomerante

de 0,52.

Resistência à compressão (MPa) Idade (dias) Referência MTC 10% MTC 15% MTC 20%

3 22,4 (a)* 25,3 (b)* 27,9 (c)* 26,9 (c)* 7 27,7 (c)* 36,5 (d)* 38,4 (e)* 36,6 (d)* 28 30,8 (e)* 41,1 (f)* 42,4 (f)* 40,6 (f)*

* Médias seguidas da mesma letra não apresentam diferenças significativas segundo o Teste de Duncan (p ≤ 0,05).

41,1

42,4

40,6

30,8

20

25

30

35

40

45

0 5 10 15 20 25 30

Tempo de cura (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

MTC 10% MTC 15% MTC 20% Referência

20,0

25,0

30,0

35,0

40,0

45,0

3 7 28

Tempo de cura (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

MTC 10% MTC 15% MTC 20% Referência

Figura 5.7 – Resistência à compressão de argamassas contendo metacaulinita.

90

Observa-se que para o cimento Portland e a relação água/aglomerante

utilizados todos os teores de metacaulinita apresentaram resistências à

compressão superiores à argamassa de referência. Não foram observadas

diferenças significativas entre os teores nas idades verificadas. Observa-se que

aos 28 dias as médias obtidas para os três teores são estatisticamente iguais, ao

nível de 5% de significância.

Para as argamassas o desenvolvimento de resistência é mais

acentuado até os 7 dias. Nas argamassas contendo pozolana, verificou-se um

aumento de cerca de 40% nas resistências entre os 3 dias e 7 dias. Dos 7 dias

aos 28 dias o aumento foi de aproximadamente 11%. Para a argamassa de

referência os aumentos observados nos mesmos períodos foram,

respectivamente, de 23% e 11%. Desta forma o efeito das reações pozolânicas e

de aceleração das reações de hidratação do cimento, proporcionado pela

utilização deste aditivo, pode ser revelado, principalmente até os 7 dias. O efeito

microfíler, de ação imediata, também contribui para as maiores resistências

obtidas para as argamassas contendo metacaulinita.

5.3. CONCRETOS DE ALTO DESEMPENHO

Os resultados dos ensaios de compressão axial em concretos

encontram-se descritos na Tabela 5.5.

Tabela 5.5 – Resistência à compressão dos concretos.

Resistência à compressão (MPa)* Idade (dias) Referência MTC 5% MTC 10% MTC 15% SA 10%

3 34,3 (a)* 35,7 (b)* 41,1 (c)* 48,9 (d)* 43,4 (e)* 7 38,1 (f)* 40,4 (c)* 52,2 (g)* 57,1 (h)* 48,6 (d)* 28 46,2 (i)* 48,6 (d)* 58,9 (j)* 61,8 (k)* 64,5 (l)* 90 48,3 (d)* 53,2 (m)* 61,5 (k)* 69,4 (n)* 71,9 (o)*

* Médias seguidas da mesma letra não apresentam diferenças significativas segundo o Teste de

Duncan (p ≤ 0,05).

Assim como para as argamassas, observa-se aumentos de resistência

à compressão em todos os concretos contendo pozolanas, para os teores

91

verificados. Observa-se, pela Figura 5.8, nas primeiras idades aumentos maiores

que 20% na resistência de concretos com teores de 10% e 15% de metacaulinita

e 10% de sílica ativa, em substituição parcial de cimento Portland, quando em

comparação com o concreto de referência.

De acordo com o teste de Duncan, com 5% de probabilidade, as

médias de um mesmo concreto diferem significativamente entre si. O mesmo

ocorre para uma mesma idade, ou seja, todos os teores testados apresentam

diferenças estatísticas nas diversas idades de ensaios.

53,2

61,5

69,471,9

48,3

30

40

50

60

70

80

0 20 40 60 80 100

Tempo de cura (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

MTC 05% MTC 10% MTC 15% SA 10% referência

92

20

30

40

50

60

70

80

3 7 28 91

Tempo de cura (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

MTC 5% MTC 10% MTC 15% SA 10% Referência

Figura 5.8 – Resistência à compressão de concretos de alto desempenho.

Comparando os valores médios de resistência, o teor de substituição

de 5% de metacaulinita foi o que apresentou o menor acréscimo de resistência,

dentre os concretos com aditivos. Com o aumento do teor de substituição de

cimento por metacaulinita, aumenta-se a resistência do concreto. Até os 7 dias de

cura, os concretos com 10% e 15% de metacaulinita apresentaram resistências

superiores às obtidas para a sílica ativa. Este fato pode ser atribuído à aceleração

das reações de hidratação do cimento Portland (Curcio et al., 1998) e a rápida

capacidade de reação da metacaulinita com o hidróxido de cálcio (Zhang e

Malhotra, 1995).

Pode-se considerar que a contribuição da metacaulinita e da sílica ativa

à resistência à compressão dos concretos, quando em substituição parcial do

cimento Portland, pode ser atribuída a três fatores: efeito microfíler, aceleração

das reações de hidratação do cimento e reações pozolânicas dos aditivos

minerais.

O efeito microfíler é imediato, e acarreta a densificação do concreto,

reduzindo o tamanho dos poros, tornando a matriz mais compacta. A ação de

nucleação proporcionada pelas partículas finas das pozolanas acelera as reações

93

de hidratação do cimento é também provável responsável pelas taxas de

crescimento da resistência nos primeiros dias de cura. Com a formação dos

compostos hidratados se iniciam as reações pozolânicas. Conforme pode-se

observar na Figura 5.8, quanto maior o teor de metacaulinita utilizado, maiores

são as resistências obtidas.

Os corpos-de-prova contendo aditivos apresentaram rupturas frágeis

com formação de cones, evidenciando um comportamento típico de uma material

homogêneo, com a superfície de ruptura atravessando totalmente os agregados

(Figura 5.9). Isto comprova a alta resistência da pasta de cimento e a boa

aderência entre o agregado graúdo e a pasta. Segundo Neville (1997), o menor

desenvolvimento de microfissuras nos concretos de alto desempenho reduz a

possibilidade de uma redistribuição de tensões no material frente a um incremento

de carga, que conduz, finalmente, a uma ruptura frágil do corpo-de-prova de

concreto.

(a) (b)

Figura 5.9 – Corpo-de-prova contendo 10% de metacaulinita após ensaio de resistência

à compressão, aos 28 dias (a); Detalhe da superfície de ruptura atravessando totalmente

os agregados (b).

94

6. CONSIDERAÇÕES FINAIS

Após a revisão bibliográfica realizada para o desenvolvimento deste

trabalho e a partir da seqüência metodológica apresentada com os resultados, é

possível a exposição de algumas considerações acerca dos objetivos

previamente definidos. As conclusões expostas neste trabalho não devem ser

tomadas de forma absoluta, pois referem-se somente aos dados obtidos de

concretos e argamassas que utilizaram materiais específicos e técnicas próprias

de execução.

6.1. CONCLUSÕES

A partir dos resultados de ensaios de caracterização dos materiais e de

ensaios mecânicos em argamassas e concretos, pode-se enumerar as seguintes

conclusões:

• Com materiais disponíveis no município de Campos dos Goytacazes é possível

a confecção de concretos com resistência à compressão aos 28 dias de até 70

MPa, com técnicas usuais de produção e cura;

• A substituição de cimento Portland por metacaulinita mostrou-se efetiva para fins

de elevação da resistência à compressão de concretos e argamassas. As

substituições de 10% e 15% apresentaram aumento, comparativamente ao

concreto de referência, de aproximadamente 30% na resistência aos 28 dias.

Tanto o desempenho da pozolana em argamassas, sem adição de

superplastificantes, quanto em concretos com relação água/aglomerante de 0,40

(contendo 2% de superplastificante, em massa), foram satisfatórios;

95

• A metacaulinita verificada apresenta propriedades pozolânicas e de microfíler

que justificam sua utilização como pozolana em concretos e argamassas de alto

desempenho, proporcionando a obtenção de materiais com características

tecnológicas diferenciadas, superiores em alguns aspectos, aos próprios cimentos

Portland não aditivados. Efetivamente, quando substituindo parcialmente o

cimento, a metacaulinita permite superar alguns dos principais inconvenientes do

cimento Portland, principalmente aqueles relacionados com o alto pH e o calor de

hidratação. Além disso, proporciona aos concretos e argamassas resistências

mecânicas superiores e maior durabilidade quando expostos a ambientes

agressivos;

• Apesar da necessidade de mais ensaios, o índice de atividade pozolânica

parece ser um indício de que a atividade química da metacaulinita aumenta

conforme aumenta a quantidade de argilomineral no solo;

• A reatividade do argilomineral caulinita está intimamente associada à formação

de metacaulinita, fase de elevada desordem cristalina, amorfa aos raios-X. Os

experimentos sugerem temperaturas próximas à 650oC como as mais adequadas

para a ativação desses materiais, mostrando concordância com dados da

literatura. Ressalta-se que esses valores de temperatura preconizados referem-se

as condições experimentais adotadas e, por conseguinte, devem ser aceitos

como valores orientativos.

Finalizando, vale destacar que em função da vasta ocorrência de

jazimentos argilosos no Brasil e de suas características, particularmente no que

diz respeito a reatividade, a metacaulinita apresenta-se como uma alternativa de

uso como adição mineral ao cimento Portland pozolânico e como substituição ao

cimento em concretos e argamassas de alto desempenho.

96

6.2. SUGESTÕES DE FUTURAS PESQUISAS

Neste trabalho avaliou-se o comportamento do concreto através de

ensaios de resistência à compressão. Estudos mais detalhados de suas

propriedades mecânicas subsidiarão uma avaliação mais precisa da influência da

metacaulinita no concreto.

Destaca-se ainda a importância de investigações de pozolanas

produzidas a partir de outros solos argilosos encontrados no município, visando-

se a produção de novos aditivos minerais.

A investigação do mecanismo de reação pozolânica da metacaulinita,

utilizando-se técnicas de difração de raios-X, análise térmica diferencial e

termogravimétrica, pode contribuir para a incorporação deste material na indústria

do cimento e na confecção de argamassas e concretos. Neste contexto, o estudo

microestrutural de pastas hidratadas, com o auxílio da microscopia eletrônica de

varredura, também é recomendado.

Uma outra recomendação associa-se a investigações sobre o

aproveitamento dos resíduos cerâmicos produzidos na região para a produção de

pozolanas. Vale ressaltar que a priori este material elimina a etapa de queima,

influenciando consideravelmente no custo de produção de um aditivo mineral.

Além disso, a reciclagem destes resíduos elimina os problemas ambientes de

disposição (Cordeiro et al., 2001)

97

ANEXO A – Aditivos Minerais

98

1. CINZA VOLANTE

A cinza volante, também conhecida como cinza volante pulverizada, é

a cinza obtida por precipitação mecânica ou eletrostática dos gases de exaustão

de estações alimentadas por carvão, principalmente das Usinas Termoelétricas,

onde há queima de carvão mineral para produção de energia elétrica (Neville,

1997; Mehta e Monteiro, 1994).

Devido a grande disponibilidade, é o aditivo mineral mais utilizado em

todo mundo, substituindo parte do clínquer, na fabricação do cimento composto,

e/ou parte do cimento na confecção de concretos e argamassas. As

características da cinza volante variam em função do tipo de carvão utilizado, do

tipo de forno, da temperatura do forno e da forma como é coletada (Calleja, 1983;

Gava, 1999). Devido ao grande número de fatores que interferem na sua

produção, a cinza volante é um produto que apresenta grande variabilidade de

suas propriedades.

Em função do tipo de carvão que a origina, a cinza pode ser

classificada em duas categorias distintas, conforme a NBR 12653 (1992): cinza

volante classe C (classe F, pela ASTM C 618, 1995), com baixo teor de cálcio

(menos de 10% de CaO), proveniente da queima de carvão betuminoso; cinza

volante classe E (classe C, ASTM C 618, 1995), obtida pela queima do carvão

sub-betuminoso e rica em cálcio.

Comparado às cinzas com baixo teor de cálcio, a variedade da classe

E é em geral mais reativa, pois contém a maior parte do cálcio em compostos

reativos (Mehta e Monteiro, 1994).

A finura da cinza tem significativa influência nas propriedades do

concreto. A redução da resistência à compressão pode estar associada ao

aumento da finura da cinza volante, conforme a Figura 3.11 (Massazza, 1993).

99

0

20

40

60

80

0 30 60 90 120

Tempo de cura (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

46 µm

28 µm

20 µm

10 µm

07 µm

Figura A.1 – Resistência à compressão de argamassas com cinzas volantes com vários

diâmetros médios de partículas (Massazza, 1993).

Resultados experimentais apontam para a redução da permeabilidade

a cloretos em concretos contendo cinza volante (Haque e Kayyali, 1995). Uma

das principais influências da cinza volante se faz sobre a trabalhabilidade e

demanda de água do concreto. De acordo com Neville (1997) para uma mesma

trabalhabilidade, a redução de água devida à cinza volante é, geralmente, 5% a

15%, em relação a uma mistura com cimento Portland sem adições. A resistência

à compressão de concretos com cinza volante está intimamente ligada aos

métodos de cura empregados, conforme apontam os estudos de Ramezanianpour

e Malhotra (1995). Utilizando substituições parciais de cimento por cinza volante,

sílica ativa e escória de alto-forno, em diversos métodos de cura, as maiores

variações de resistência à compressão aconteceram nos concretos

confeccionados com cinza volante.

2. ESCÓRIA GRANULADA DE ALTO-FORNO

A escória de alto-forno é o subproduto da manufatura de ferro-gusa em

alto-forno. Quando a escória é resfriada lentamente ocorre uma cristalização

principalmente na forma da melilita. Nesta forma, ela pode ser utilizada como

agregado, mas não tem, mesmo com elevada finura, valor hidráulico. Contudo, se

o resfriamento ocorrer bruscamente a escória se solidifica numa forma vítrea e

100

pode então desenvolver propriedades cimentícias, se adequadamente moída e

ativada (Aïtcin, 1998; Neville, 1997; Shi e Qian, 2000). A escória se desintegra,

durante o resfriamento brusco em água, em pequenas partículas como areia

grossa, sendo portanto, chamada de escória granulada. Também pode ser

resfriada pela ação combinada da água e do ar, formando a escória peletizada.

Como a escória é produzida ao mesmo tempo em que o ferro-gusa, o

controle da produção assegura uma variabilidade baixa de sua composição

química (Neville, 1997). Sendo assim, o grau de vitrificação (ou amorfização) da

escória deve ser verificado cuidadosamente, pois suas propriedades hidráulicas

estão intimamente ligadas a esta característica.

Idorn apud Neville (1997) aponta os vários efeitos benéficos da

incorporação deste material cimentício suplementar ao concreto. São eles: melhor

trabalhabilidade do concreto fresco; desprendimento mais lento de calor;

eliminação do risco de reação álcali-agregado. Vários estudos comprovam estas

melhorias (Ramezanianpour e Malhotra, 1995; Gastaldini e Isaia, 1999; Shi e

Qian, 2000). A liberação progressiva dos álcalis pela escória de alto-forno,

juntamente com a formação do hidróxido de cálcio pelo cimento, resulta uma

reação continuada da escória ao longo do tempo. Isto acarreta um aumento de

resistência a longo prazo, conforme ilustra a Figura 3.12 (Hogan e Meusel, 1981).

101

0

20

40

60

80

1 10 100 1000

Idade (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

Escória - 0% Escória - 40% Escória - 50% Escória - 65%

Figura A.2 – Evolução da resistência à compressão do concreto com vários teores de

escória de alo forno em massa do total de material cimentício (Hogan e Meusel, 1981).

A escória pode ser misturada com o cimento depois da moagem do

clínquer ou junto com o clínquer, ou então, adicionada à mistura como material

cimentício suplementar. No Brasil os cimentos CP II – E e CP III têm a escória de

alto formo em sua composição, com adições de 6% – 34% e 35% – 70%, da

massa total, respectivamente (BT-106/ABCP, 1999).

3. CINZA DE CASCA DE ARROZ

A cinza da casca de arroz é o material resultante da queima da casca

de arroz, normalmente realizada pelas indústrias de beneficiamento do cereal

para geração de calor e vapor necessários para os processos de secagem e

parboilização dos grãos. Durante a combustão da casca de arroz, a lignina e

celulose (aproximadamente 80% da casca) são removidas, restando portanto,

uma estrutura celular porosa, com alta área específica e grande quantidade de

sílica (Gava, 1999).

A cinza gerada durante a queima a céu aberto ou pela combustão não

controlada em fornos industriais, geralmente contém grande proporção de

minerais de sílica não reativos, como cristobalita e tridimita, e deve ser moída a

102

tamanhos de partículas muito finas, para que adquira atividade pozolânica. Por

outro lado, uma cinza de casca de arroz altamente reativa pode ser obtida pela

combustão controlada, quando então a sílica é mantida amorfa (Mehta e

Monteiro, 1994).

De acordo com Al-Khalaf e Yousift (1984) a temperatura de queima e o

tempo de exposição são os principais fatores a serem controlados para a

obtenção de cinza de casca de arroz contendo sílica reativa com alta atividade

pozolânica. Os autores verificaram que acima de 700oC a cinza apresenta sílica

em forma cristalina, com baixa reatividade.

Malhotra e Mehta (1996) apontam para uma redução considerável na

permeabilidade de concretos pelo uso de cinza de casca de arroz. Zhang e

Malhotra (1996) mostram que a substituição de cimento por cinza de casca de

arroz (10%, em massa) em um concreto de referência requer uma quantidade

maior de aditivo superplastificante, para uma mesma trabalhabilidade (Figura

3.13). Eles atribuem a isto a elevada superfície específica e o alto teor de carbono

do aditivo utilizado.

0

10

20

30

40

50

60

0,1 1 10 100

Idade (dias)

Res

istê

ncia

à co

mpr

essã

o (M

Pa)

CCA - 0% CCA - 10% CCA - 15%

Relação água/aglomerante = 0,40CCA - cinza de casca de arroz

Figura A.3 – Desenvolvimento da resistência à compressão de concretos com diferentes

teores de cinza de casca de arroz em substituição ao cimento (Zhang e Malhotra, 1996).

103

ANEXO B – Dosagem do Concreto

104

A dosagem foi realizada de acordo com os métodos propostos por

O’Reilly (1998) e Aïtcin (1998) para uma resistência aos 28 dias de 40 MPa e uma

consistência de 500 mm ± 100 mm.

1. DETERMINAÇÃO DA COMPOSIÇÃO ÓTIMA DOS AGREGADOS

A composição dos agregados foi determinada de forma que a mistura

apresentasse o percentual mínimo de vazios, isto é, percentuais de agregado

graúdo e agregado miúdo que apresentassem maior massa unitária compactada,

conforme NBR 7810 (1983).

Na determinação da porcentagem mínima de vazios foram ensaiadas

misturas areia : brita, com as seguintes proporções em massa: 35 : 65; 40 : 60; 45

: 55; 50 : 50; 55 : 45; 60 : 40. Os cálculos basearam-se nas seguintes equações:

100m

mmPV

m

umm ⋅−

= (B.1)

100PBmPAm

m bam

⋅+⋅= (B.2)

Onde:

PV: percentual de vazios;

mm: massa específica da mistura;

mum: massa unitária compactada (NBR 7810, 1983) da mistura;

ma: massa específica da areia;

mb: massa específica da brita;

PA: percentual de areia na mistura;

PB: percentual de brita na mistura.

Observa-se, na Figura B.1, que para a mistura contendo 45% de areia

e 55% de brita alcançou-se o menor percentual de vazios.

105

28

29

30

31

32

33

34

Proporção das misturas (areia : brita)

Por

cent

agem

de

vazi

os

55 : 4540 : 60 45 : 55 50 : 5035 : 65 60 : 40

Figura B.1 – Porcentagem de vazios para as misturas de areia e brita, conforme NBR

7810 (1983).

2. DETERMINAÇÃO DA QUANTIDADE DE ÁGUA

Para a determinação da quantidade de água necessária para a

obtenção do abatimento especificado, vários traços experimentais foram

elaborados, com uma dosagem fixa de cimento de 400 kg/m3 (valor estimado para

uma resistência de 40 MPa).

A incorporação de água considerou sempre que a soma dos volumes

absolutos dos materiais componentes foi de 1 m3. Uma dosagem de 2% (em

relação à massa de cimento) de superplastificante foi usada em todos os traços e

foi admitida uma massa de ar incorporado de 1%. Com a mistura ótima de

agregados, a quantidade de água determinada (150 kg/m3) e dosagem fixa de

cimento foram produzidos 20 litros de concreto e moldados 9 corpos-de-prova

para a determinação da resistência à compressão aos 28 dias. A dosagem deste

concreto e o valor médio de resistência aos 28 dias são apresentados na Tabela

B.1.

106

Tabela B.1 – Materiais constituintes do concreto de teste.

Materiais Dosagem por m3 Cimento Portland (kg) 400

Areia (kg) 838 Brita (kg) 1025

Superplastificante (dm3) 35,7 Água* (dm3) 118

Resistência média aos 28 dias (MPa)

42,6

* Valor corrigido em função da massa de água presente no superplastificante (Aïtcin, 1998).

3. DETERMINAÇÃO DA CARACTERÍSTICA “A” DO AGREGADO GRAÚDO

A partir dos valores obtidos experimentalmente foi determinada a

característica “A”, constante que expressa a qualidade da brita no concreto,

mediante:

( )2128ccm

28cm

m'vmff

A+⋅⋅

= (B.3)

Onde:

fcm28: resistência média do concreto aos 28 dias, obtida a partir dos 9

corpos-de-prova (fcm28 = 42,60 MPa);

fccm28: resistência média do cimento aos 28 dias (37,90 MPa);

m1 e m2: valores tabelados (O’Reilly, 1998) dependentes da

consistência do concreto (para um abatimento de 50 mm, m1 = 4,3239 e m2 =

0,3101);

v’: valor tabelado que depende da relação a/c (v’ = 0,4202).

4. DETERMINAÇÃO DO CONSUMO DE CIMENTO

Após o cálculo da característica “A” do agregado graúdo (A = 0,5284),

determinou-se o consumo de cimento necessário para a consistência e

resistência requeridas, conforme a Equação a seguir:

107

1

228ccm

28cd

m

mAf

f

v−

⋅= (B.4)

Onde:

fcd28: resistência desejada do concreto aos 28 dias (fcd28 = 40,0 MPa).

Com o v calculado (v = 0,3902), obtém-se, mediante tabela (O’Reilly,

1998), a relação água/cimento a ser utilizada para a obtenção de 40 MPa aos 28

dias, cujo o valor é 0,40. Com isso a dosagem de cimento foi calculada em 375

kg/m3. O proporcionamento final dos materiais, constituintes do traço de

referência, pode ser observado na Tabela B.2.

Tabela B.2 – Proporcionamento dos materiais do concreto de referência.

Materiais Dosagem por m3 Cimento Portland (kg) 375

Areia (kg) 848 Brita (kg) 1036

Superplastificante (dm3) 33,48 Água* (dm3) 120

* Valor corrigido em função da massa de água presente no superplastificante (Aïtcin, 1998).

Para os concretos com aditivos minerais foram feitas substituições em

relação à massa de cimento do concreto de referência, como pode ser observado

na Tabela B.3.

Tabela B.3 - Proporcionamento dos materiais dos concretos com aditivos.

Mistura Cimento (kg)

Pozolana (kg)

Areia (kg)

Brita (kg)

SP (ml)

Água* (ml)

SA 10% 337,50 37,50 842 1029 33,48 120 MTC 05% 356,25 18,75 846 1034 33,48 120 MTC 10% 337,50 37,50 844 1032 33,48 120 MTC 15% 318,75 56,25 842 1029 33,48 120

* Valor corrigido em função da massa de água presente no superplastificante (Aïtcin, 1998).

108

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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