influÊncia do agregado reciclado na durabilidade do

Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 18

INFLUÊNCIA DO AGREGADO RECICLADO NA DURABILIDADE DO

CONCRETO: UMA REVISÃO DA BIBLIOGRAFIA

Patrícia Krüger (Professora de Engenharia Civil - UEPG); [email protected]. Eduardo Pereira (Professor de Engenharia Civil - UEPG)

Adriana S. A. Chinelatto (Professora de Engenharia de Materiais - UEPG).

Resumo: As edificações são concebidas para durar muitos anos, porém devido à falta de

manutenção, aumento da demanda populacional ou mudanças nas características urbanas

onde estão inseridas, sua vida útil muitas vezes é reduzida. O beneficiamento de resíduos

gerados neste cenário, em agregados reciclados para construção, é uma proposta em

estudo pela comunidade científica. O presente artigo aponta diversos estudos que abordam

propriedades relacionadas à durabilidade do concreto e as particularidades que o agregado

reciclado apresenta sobre o tema. Observa-se que conhecendo o comportamento

apresentado pelos agregados reciclados, é possível fazer o monitoramento adequado do

gerenciamento e beneficiamento deste material. Ao se controlar as características do

resíduo, consequentemente aumenta-se o controle das propriedades do concreto com ele

confeccionado. Conclui-se então após esta revisão da literatura que a produção de

concretos com boa durabilidade é um objetivo tangível.

Palavras-chave: Durabilidade, concreto, agregado reciclado, RCD.

INFLUENCE OF RECYCLED AGGREGATE ON CONCRETE

DURABILITY: A BIBLIOGRAPHY REVIEW

Abstract: The buildings are designed to last for many years, however due to lack of

maintenance, increased population demand or changes in the urban characteristics where

they are inserted, its useful life is often reduced. The processing of waste generated in this

scenario, resulting in construction recycled aggregates, is a proposal under study by the

scientific community. This article refers to several studies that approach properties related to

the concrete durability and the particularities that the recycled aggregate presents in relation


to this issue. It is observed that knowing the behavior presented by the recycled aggregates,

it is possible to make the proper monitoring of the management and processing of this

material. By controlling the waste characteristics, consequently, the control of the properties

of the concrete produced with it is increased. This literature review leads to the conclusion

that the production of concretes with good durability is a tangible objective.

Keywords: Durability, concrete, recycled aggregate, DCW

1. INTRODUÇÃO

As edificações em concreto armado devem contemplar as principais características

desejáveis para a engenharia, como resistência, estabilidade dimensional e durabilidade. O

presente artigo abordará mais especificamente a durabilidade do concreto interligada as

características dos agregados, porém não deixará de contemplar a importância que as

outras duas fases do concreto (matriz cimenticia hidratada e interface matriz/agregado)

representam nesta propriedade. Primeiramente será feita uma abordagem a respeito da

durabilidade de concretos confeccionados com agregados naturais, citando conceitos já

consolidados no meio científico, para então correlacionar com as particularidades

encontradas nos estudos de concretos confeccionados com agregados reciclados,

provenientes de resíduos de construção e demolição (RCD).

A durabilidade é influenciada pela dosagem e pelo comportamento do concreto no

estado fresco e endurecido. Caracterísiticas dos agregados como porosidade, massa

específica, forma e textura dos agregados, resistência, módulo de elasticidade, absorção e

teor de impurezas influenciam neste comportamento (MEHTA; MONTEIRO, 2008).

O ACI Committee 201 (2001) define durabilidade do concreto como sendo a

capacidade de resistir à ação de intempéries, ataque químico, abrasão ou qualquer outro

tipo processo de deterioração. Um concreto durável preservará sua forma, qualidade e

desempenho quando exposto ao ambiente de uso para o qual foi projetado. Para Paulon

(2005) existem três propriedades essenciais do concreto, resistência mecânica, porosidade

e durabilidade. Para Mehta e Monteiro (2008), do ponto de vista da resistência, a

dependência entre relação água/cimento e porosidade é sem dúvida, o fator mais

importante, porque, além de outros, afeta a porosidade da matriz e a zona de transição

pasta/agregado.


Um concreto impermeável seria o ideal para evitar a ação de agentes de

deterioração, porém esta característica pode ser melhorada, mas não totalmente obtida. A

permeabilidade é definida como a facilidade com que um fluido sob pressão pode fluir

através de um sólido e é determinada pelo tamanho e a continuidade dos poros na

microestrutura.

Para Andrade (2005a), muitas manifestações patológicas nas estruturas de concreto

são provenientes dos materiais constituintes. Diante disto observa-se que cada material

deve ser controlado para obtenção de um concreto mais durável. O cimento Portland deve

ser avaliado quanto aos aspectos físicos (resistência à compressão, finura, início e fim de

pega, expansibilidade, calor de hidratação) e aspectos químicos (composição, percentual de

adição, perda ao fogo, resíduo insolúvel, teores de C3A e de álcalis). Os agregados também

devem ser avaliados quanto a aspectos físicos (distribuição granulométrica, formato dos

grãos, material pulverulento) e aspectos químicos (análise petrográfica, reatividade

potencial). No que se referem à armadura, os aspectos a serem analisados são patamar de

escoamento, limite de resistência, alongamento mínimo, desbitolamento e dobramento.

Segundo Sbrighi Neto (2005), os agregados usados habitualmente na produção do

concreto tem resistência mecânica muito superior à do próprio concreto, raramente se

constituindo num fator limitante e a ruptura do concreto é determinada pelas outras duas

fases. Há, entretanto, outras características do agregado além da resistência, como

dimensão, forma, textura superficial, granulometria (distribuição do tamanho das partículas)

e mineralogia das partículas de agregado que influenciarão as características da zona de

transição na interface e, portanto, afetarão a resistência do concreto (MEHTA; MONTEIRO,

2008).

2. AGREGADO RECICLADO E SUA INFLUÊNCIA NA DURABILIDADE DO CONCRETO

Os artigos pesquisados sobre agregados reciclados abordam principalmente as

características do agregado e sua influência na produção de concretos, analisando

propriedades no estado fresco (consistência, trabalhabilidade) e no estado endurecido

(resistência à compressão/tração, retração e módulo de elasticidade). Informações a

respeito da forma de produção do agregado reciclado, bem como os contaminantes que

podem ter nesta fase inicial, também foram abordados e serão apresentados neste trabalho.

Como mencionado anteriormente, a análise do comportamento da zona de transição


pasta/agregado (ZT) quando do uso de agregado reciclado mostrou ser um ponto

diferenciado nesta pesquisa, bem como a característica única do agregado reciclado em ter

argamassa aderida em sua superfície.

2.1 CARACTERÍSTICAS DO AGREGADO RECICLADO

A durabilidade do concreto está diretamente relacionada a propriedades tais como

porosidade, massa específica, forma e textura dos grãos, resistência, módulo de

elasticidade, absorção e teor de impurezas. Desta forma, será apresentado aqui o

comportamento do agregado reciclado com relação a estas propriedades.

A porosidade afeta o desempenho mecânico do concreto e ambos estão

relacionados com a relação a/c, pois quanto maior o a/c, maior o aumento da porosidade e

isto acarreta em um enfraquecimento progressivo da matriz cimentícia (MEHTA;

MONTEIRO, 2008). Pode-se considerar que a resistência à compressão, a resistência à

abrasão e o módulo de deformação são propriedades interligadas e são influenciadas pela

porosidade do agregado (ANDRADE, 2005a).

A porosidade do agregado graúdo afeta o módulo de elasticidade do concreto, pois

determina sua rigidez e controla a capacidade de o agregado restringir a deformação da

matriz. Agregados densos tem alto módulo de elasticidade. A dimensão, forma, textura

superficial, distribuição granulométrica e composição mineralógica do agregado podem

influenciar a fissuração na zona de transição da interface e, assim, afetar a forma da curva

tensão-deformação (MEHTA; MONTEIRO, 2008).

A porosidade do agregado acaba sendo mais relevante que a natureza mineral do

RCD que lhe deu origem e afeta diretamente suas propriedades mecânicas (resistência e

módulo, apresentando uma redução dos valores de até 50%) e físicas (absorção, aumento

de até 14% e densidade, redução de 20%) (CARRIJO, 2005; GOMES, RODRIGUES,

ALENCAR, 2012). Os agregados podem ter seus poros completamente fechado no interior

do sólido ou podem ser superficiais e seus tamanhos poder ser muito variados. A água e as

partículas de cimento da pasta podem penetrar nestes poros e a profundidade de

penetração dependerá das dimensões, continuidade e volume total dos poros, bem como da

finura do cimento (CARRIJO, 2005). Quanto à relação a/c, cabe lembrar que quanto maior

for esta relação, menor é a quantidade de cimento nas misturas para se combinar com a


água existente, e isto faz com que aumente a porosidade do concreto, gerando redução da

massa específica de até 16% (LEITE, 2001).

Segundo Gómez-Soberón (2002), quando utilizado proporções de agregados de

RCD (ARC) em substituição a agregados naturais (AN), verifica-se uma correlação com o

volume total e o tamanho do poro do agregado (2,82 % para AN contra 14,86% para ARC).

Esta influência ocorre de forma mais significativa em concretos nas primeiras idades e vai

diminuindo com o tempo. Isto é atribuído à cristalização de produtos novos que reduzem

tanto o número, quanto o tamanho dos poros. Quanto maior o grão do agregado, maior é a

porosidade incorporada à mistura, portanto, maior é a redução da massa específica da

mesma. A elevada quantidade de argamassa aderida à partícula de tijolo de argila triturada

leva a uma diminuição próxima a 20% na densidade de partículas e a um aumento no valor

de absorção de água de 14% (CARRIJO, 2005; MARTIN-MORALES et al., 2011).

A absorção de água em concreto está relacionada ao total de poros permeáveis na

estrutura e o índice de vazios está relacionado a todos os poros existentes. De forma

indireta, o conhecimento desta estrutura de poros permite prever a durabilidade de um

concreto, uma vez que possibilita o conhecimento da forma pela qual os agentes agressivos

se difundirão ou penetrarão através do interior da massa de concreto (LEVY, 2001).

A quantidade total de água que entra na composição do concreto é a somatória da

quantidade de água absorvida pelo agregado, da água superficial no agregado e da água na

pasta de cimento. A grande quantidade de água que o material reciclado pode absorver

depende de fatores como a condição inicial de umidade do agregado, o tempo de

permanência de contato deste com a água, se o agregado entra em contato primeiro

somente com a água, ou com a pasta de cimento. Este último fator, se o agregado for

utilizado seco, pode fazer com que as partículas fiquem imediatamente cobertas de pasta de

cimento, impedindo a entrada de água necessária à saturação do agregado (CARRIJO,

2005).

Leite (2001) demonstrou que a absorção de água varia de acordo com a natureza do

material. Para a grande maioria dos materiais cerâmicos altamente porosos, como tijolos e

telhas, a absorção do RCD aumenta significativamente, de 1% para 8,6% para o agregado

miúdo e de 0,3% para 4,95% para o agregado graúdo. Lye, Dhir e Ghataora (2016),

desenvolveram uma pesquisa abrangendo 286 publicações de onde confirmam que

agregado reciclado possui massa específica menor e absorção maior que os agregados


naturais. Isto mostra a diferença na qualidade dos dois conjuntos de agregados, sugerindo

que a retração do concreto deve aumentar com o uso de agregado reciclado de concreto em

proporção ao seu conteúdo. Outra análise extraída do artigo de Lye, Dhir e Ghataora (2016),

é que agregados reciclados de materiais cimentícios apresentam predominância de grãos

cúbicos, enquanto que agregados reciclados de materiais cerâmicos menos porosos,

apresentam principalmente grãos lamelares.

As partículas alongadas de agregados reciclados diminuem a trabalhabilidade de

concretos, uma vez que exigem uma maior quantidade de água e areia. Isso reduz a

resistência do concreto, e também requer uma quantidade excessiva de cimento. No caso

de agregados reciclados, a forma da partícula é determinada em grande parte pelo

equipamento de britagem. Agregados britados são conhecidos pela angulosidade de sua

forma e pela aspereza de sua superfície. Assim, o uso destes agregados deve merecer

sempre estudo rigoroso para determinação do traço do concreto de modo a otimizar seu

desempenho (SBRIGHI NETO, 2005). Concretos produzidos com agregados com forma

angular quando comparados a agregados lamelares, induzem a um maior consumo de

cimento quando se pretende manter determinada consistência (LEVY, 2001).

Comparando a forma do grão, observa-se que a textura muito lisa, especialmente

nos agregados graúdos, pode induzir uma aderência menor entre a pasta de cimento e a

superfície do agregado, chegando, em alguns casos, a prejudicar o nível de resistência à

tração do concreto especialmente nas primeiras idades (SBRIGHI NETO, 2005). A

existência de água de exsudação e a sua influência na zona de interface em torno do

agregado são muito importantes. Quanto maiores forem as proporções de partículas

lamelares e alongadas dos agregados, maior será a tendência da água de acumular-se em

películas próximas às partículas, tornando mais fraca a pasta de cimento na região de

interface (PAULON, 2005).

Outra característica analisada em agregados é a textura superficial, que é definida

pelo grau com que a superfície do agregado é considerada lisa ou áspera. Dependem da

dureza, tamanho do grão, porosidade da rocha matriz e sua subsequente exposição à força

de atrito. Durante as primeiras idades, a resistência do concreto (particularmente a

resistência à flexão) pode ser afetada pela textura do agregado, pois é mais áspera,

propiciando a formação de aderência física mais forte entre a pasta de cimento e o

agregado. Em idades mais avançadas, com o desenvolvimento de uma aderência química

mais forte entre a pasta e o agregado, esse efeito pode ser minimizado. Comparadas às


partículas lisas e arredondadas, as partículas de textura áspera, angulosas e alongadas

necessitam de mais pasta de cimento para produzir misturas de concreto trabalháveis

(MEHTA; MONTEIRO, 2008).

Observou-se que uma mistura de concreto contendo um agregado de textura rugosa

ou agregado britado apresenta resistência mais alta (especialmente a resistência à tração)

nas primeiras idades do que um concreto correspondente contendo agregado liso ou que

sofreu intemperismo natural com mineralogia similar. Uma ligação física mais forte entre o

agregado e a pasta de cimento hidratado é dita como a responsável por isso (MEHTA;

MONTEIRO, 2008).

O agregado reciclado de resíduo de construção e demolição (RCD) pode ter uma

variabilidade grande em sua constituição. Estes podem ser constituídos de parcelas de

concreto, argamassa e cerâmica e apresentarem diversas granulometrias. O processo de

produção do concreto, bem como o processo de britagem determina as características

físicas, mecânicas e químicas dos agregados produzidos e os agregados miúdos são mais

afetados do que os graúdos (EXTEBERRIA et al., 2007). A granulometria, a quantidade de

argamassa aderida, os contaminantes e impurezas são influenciadas pelo processo de

britagem adotado. Segundo Hansen (1983) citado por Buttler (2003), a utilização do britador

de mandíbula fornece uma melhor distribuição granulométrica do agregado reciclado para a

produção do concreto. O britador de cones é adequado para ser utilizado como um britador

secundário, já o britador de impacto fornece uma melhor distribuição granulométrica do

agregado reciclado para ser empregado em sub-bases e bases de rodovias. Segundo

Exteberria et al (2007), neste tipo de britador há uma redução de argamassa aderida.

A remoção de pasta de cimento e outras fases porosas é importante para melhorar a

qualidade da areia reciclada e ampliar o mercado de agregados reciclados, pois a

argamassa aderida em agregados tem menor resistência do que os agregados

convencionais e a nova pasta (EXTEBERRIA et al., 2007). Segundo Ulsen et al (2013), os

estudos de separabilidade realizados em escala de laboratório indicam que tanto a

densidade quanto a separação magnética foram eficazes na redução do teor de pasta de

cimento e partículas de cerâmica vermelha residual (80% para a densidade e 60% para a

separação magnética). Em Vegas et al (2015), foi utilizado o tratamento de triagem

utilizando o infravermelho próximo (NIR) e as frações de agregados que podem trazer

redução no desempenho dos concretos com eles fabricados foram reduzidas e até

eliminadas. Como resultado da triagem NIR, a qualidade dos agregados mistos reciclados


foi melhorada não apenas no nível de constituintes indesejáveis (redução de até 22% de

impurezas), mas também no que se refere ao impacto no ambiente (lixiviação fortemente

reduzida de sulfato, chegando a valores de redução de 90%) e ao teste químico (níveis

reduzidos de sulfato total e solúvel, com redução de 3,3% para 0,9%) (VEGAS et al., 2015).

A camada de argamassa aderida é responsável pela alta porosidade do agregado,

alta absorção e redução da massa específica. As propriedades mecânicas do concreto

reciclado são influenciadas pelas características da argamassa aderida e da nova zona de

transição formada. Segundo Buttler (2003), o grau de hidratação dos resíduos de concreto

(idade de reciclagem, comparando com 1 dia e 28 dias) tem influência mais significativa nas

propriedades mecânicas do concreto endurecido, resistência à compressão (acréscimo de

3%), tração (redução de 3%) e módulo de elasticidade (redução de 6%). Nestas

propriedades, os concretos com agregados reciclados que apresentam pequeno grau de

hidratação e grande quantidade de cimento não hidratado alcançam os melhores resultados.

Os teores de argamassa aderida aos agregados reciclados, obtidos a partir de fontes

diferentes tem grande variabilidade, podendo estar relacionados com o teor de argamassa

original e ao grau de britagem mecânica anterior recebida. No trabalho de Duan e Poon

(2014) observou que a presença de argamassa aderida ao agregado reciclado levou a uma

diminuição das propriedades do agregado, incluindo valores mais baixos de densidade e

resistência.

2.2 PROPRIEDADE NO ESTADO FRESCO E ENDURECIDO DE CONCRETOS COM

AGREGADOS RECICLADOS

A alta absorção do agregado reciclado provoca uma diminuição da trabalhabilidade do

concreto que pode ser compensada por meio de pré-imersão de agregado reciclado, tendo

em vista que segundo Agrela et al (2011), nos primeiros 10 minutos de imersão do agregado

em água, este absorve aproximadamente 85% da absorção que ocorreria com 24 horas de

imersão. No estudo de Buttler (2003) a perda de trabalhabilidade do concreto reciclado foi

maior quando comparada com o concreto de agregados naturais, pois o agregado reciclado

continuou absorvendo água mesmo depois da mistura.

Segundo Levy (2001), o concreto com RCD de concreto não teve alteração

significativa na demanda de água, porém quando utilizado o RCD de cerâmica, foi visível a

necessidade maior de água para se manter a consistência. Este fato pode ser atribuído a


maior absorção de água do agregado cerâmico (11,7% para agregado cerâmico contra 5,4%

para agregado de concreto) e sua maior lamelaridade. Essa lamelaridade provém do fato da

alvenaria possuir resistência inferior ao concreto e quando da britagem produzir quantidade

maior de material lamelar. No trabalho de Lovato (2007), os concretos contendo maior

quantidade de cerâmica e argamassa demandaram maior quantidade de água para alcançar

determinada trabalhabilidade e quanto maior o teor de substituição do agregado graúdo

reciclado, maior a relação água/cimento (acréscimo de 10% para agregado miúdo e de 15%

para o agregado graúdo).

No estudo realizado por Leite (2001), a relação entre consistência e fator a/c, teve

comportamento inverso aos concretos convencionais, pois quanto maior a relação a/c,

menor o valor do abatimento obtido, isto pode ser explicado se considerar que as misturas

com maior relação água/cimento possuem menor quantidade de cimento e assim tendem a

ser mais ásperas e apresentar maior travamento. Quando analisado o abatimento em

função da relação água/cimento e proporção de agregado graúdo reciclado, verificou-se

neste mesmo estudo que quanto maior o teor de agregado e quanto maior a relação

água/cimento, menor foi o abatimento apresentado pelas misturas de concreto. Admite-se

que a combinação do baixo consumo de cimentos dos traços pobres com o alto teor de

agregados rugosos e irregulares tende a intensificar a queda no valor de abatimentos de

concretos.

Leite (2001) também analisou a influência do agregado miúdo e do agregado graúdo

de RCD no abatimento do concreto e observou que para baixos teores de agregado graúdo,

a incorporação de agregado miúdo aumenta os valores de abatimento, provavelmente

devido ao aumento na quantidade total de finos da mistura. Porém para altos teores de

agregado miúdo, a influência negativa deste material é maior que o aumento do teor de

finos, causando uma tendência de redução de abatimento. Este evento ocorre para

concretos com relação água/cimento menor que 0,60, pois quando esta relação é maior não

importa a proporção entre os agregados. Nestas condições o abatimento apresentará

valores menores devido à escassez de pasta para lubrificar as partículas.

No caso de concretos com agregados naturais, geralmente densos e resistentes, a

resistência está influenciada pela porosidade da matriz e da zona de transição. Contudo,

quando do estudo de concretos com agregados reciclados, acredita-se que a porosidade

deste passe a ter um papel importante na determinação da resistência do concreto. No

trabalho de Carrijo (2005), observou que no concreto endurecido, a resistência a


compressão dos concretos reciclados reduziu a medida que a massa específica do

agregado diminuiu (redução de 38% para fator a/c de 0,40 e 30% para fator a/c de 0,67).

Para concretos com baixo fator água/cimento, o agregado reciclado se torna o componente

mais fraco, limitando a resistência do concreto (para uma mesma densidade, a redução do

fator a/c de 0,40 para 0,67 correspondeu a uma redução da resistência em até 49%)

(CARRIJO, 2005). A presença de fases mais porosas e de menor resistência mecânica,

como argamassas e produtos de cerâmica vermelha e de revestimento, provoca uma

redução da resistência dos agregados e um aumento da absorção de água (JOHN e

AGOPYAN, 2000).

Os concretos com agregados reciclados respeitam a tendência de comportamento da

resistência a compressão da Lei de Abrans, ou seja, quanto maior a relação água/cimento,

menor a resistência. O agregado graúdo reciclado exerce maior influência sobre a

resistência à compressão que o agregado miúdo reciclado e todos os concretos com

agregado reciclado apresentam valores de resistência inferiores ao do concreto de

referência. O agregado reciclado apresenta maior rugosidade, o que contribui para melhorar

a aderência; granulometria mais contínua e maior quantidade de finos, que diminuem a

segregação, ajudam no efeito empacotamento e contribuem para o fechamento dos vazios.

Como o agregado reciclado também possui maior absorção pode haver, ainda, maior

aderência entre a pasta e o agregado através da absorção da pasta e precipitação dos

cristais de hidratação nos poros do agregado.

No caso do agregado miúdo, todos estes fatores podem ser benéficos à resistência

do concreto, pois além da melhoria na zona de transição, o agregado miúdo contribui

também para o aumento da rigidez da matriz. Todavia, com o agregado graúdo, apesar de

também ocorrer uma melhoria na zona de transição, o grão do agregado é mais frágil em

relação ao restante do sistema e a falha pode ocorrer no agregado devido a sua maior

dimensão (LEVY, 2001). Uma vez que as características da zona de transição na interface

tem maior efeito na resistência à tração do concreto, em comparação à resistência à

compressão, espera-se que, com uma dada dosagem de concreto, qualquer alteração nas

propriedades do agregado graúdo venha a influenciar a razão entre resistência à tração e à

compressão do material. Um decréscimo na dimensão do agregado graúdo, a uma dada

relação água/cimento, aumenta a razão entre a resistência à tração e à compressão

(MEHTA; MONTEIRO, 2008).


Além da resistência a compressão outra propriedade relacionada a durabilidade é a

deterioração por desgaste superficial. No trabalho de Andrade (2005b), o desgaste

superficial pode ser originado por efeito de abrasão (em pisos e pavimentos) e erosão e

cavitação (em obras hidráulicas ou estruturas que estejam em contato com fluidos em

movimento). A resistência ao desgaste do concreto por abrasão está integralmente

relacionada à qualidade da camada superficial. Portando, a resistência da superfície deve

ser maximizada, por meio do emprego de uma pasta de cimento e de um agregado que

permitam resistir às solicitações de desgaste.

Lovato (2007) observou que a resistência à tração de concretos com agregado

reciclado apresentou comportamento semelhante à resistência à compressão, quando

verificado a relação água/cimento em comparação com o concreto de referência. Com

relação à dimensão do agregado, o comportamento foi o inverso, ou seja, o agregado

graúdo reciclado exerceu maior influência negativa sobre a resistência à tração que o

agregado miúdo reciclado (redução da resistência de 18,3% para agregado miúdo e 25,5%

para agregado graúdo).

O módulo de elasticidade do concreto é outra propriedade que está relacionado à

durabilidade do concreto e está intrinsecamente relacionado à massa específica, à fração

volumétrica, ao módulo de elasticidade do agregado e da pasta de cimento e às

características da zona de transição. O módulo de elasticidade da matriz da pasta de

cimento é determinado por sua porosidade. Em geral, vazios capilares, microfissuras e

cristais orientados de hidróxido de cálcio são relativamente mais comuns na zona de

transição na interface do que na matriz da pasta; por isso tem papel importante na

determinação das relações tensão-deformação do concreto (MEHTA; MONTEIRO, 2008).

Quando há a substituição do agregado natural pelo agregado reciclado, observa-se

uma redução do módulo de elasticidade. Em concretos onde o agregado substituído é o

graúdo observa-se um maior efeito na perda do módulo de elasticidade do que se substituir

o agregado miúdo. No estudo desenvolvido por Cabral et al. (2008), o agregado graúdo de

cerâmica vermelha apresentou a menor massa específica e a maior absorção de água de

todos os agregados utilizados (mais poroso) e exerceu a maior influência sobre o módulo de

deformação (redução do módulo em 22% para 50% de agregado reciclado e redução de

44% para 100% de agregado reciclado). O agregado miúdo de concreto apresentou elevado

teor de rocha natural em sua composição, resultado da britagem do concreto com agregado

natural, possuindo uma elevada massa específica e menor absorção de água,


consequentemente exercendo menor influência sobre o módulo. No trabalho de Lovato

(2007), o módulo de elasticidade de concretos com agregados reciclados,

independentemente da fração, foi menor que o do concreto de referência (chegando a

valores de até 50% de redução do módulo de elasticidade). O aumento da relação

água/cimento também reduziu o módulo de deformação.

Com relação a retração no concreto, Lye, Dhir e Ghataora (2016), analisaram

resultados obtidos em 118 artigos e verificaram que em concretos com agregado reciclado

de concreto comparados aos concretos com agregado natural, a relação a/c exerceu grande

influência sobre a retração por secagem, sendo que quanto maior a relação água/cimento

do concreto, maior é a retração. A retração aumentou à medida que houve a substituição de

agregado natural pelo agregado reciclado (seja ele graúdo ou miúdo), tal efeito é coerente e

pode ser explicado em função da maior porosidade e do menor módulo de deformação dos

agregados reciclados e da consequente menor restrição a deformações do concreto

propiciada pelos mesmos. Outra possível explicação para esse fenômeno seria a maior

demanda de pasta de cimento por parte desses concretos para que se obtenha um mesmo

grau de empacotamento. Segundo Cabral, Schalch e Molin (2010), a substituição do

agregado miúdo produziu um efeito maior sobre a retração por secagem do que a

substituição do agregado graúdo (aumento na retração por secagem de 69% para agregado

miúdo e 43% para agregado graúdo).

2.3. ZONA DE TRANSIÇÃO DO CONCRETO COM AGREGADO RECICLADO

O concreto pode ser entendido como um material constituído de partículas de agregado,

envolvidos por uma matriz porosa de pasta de cimento, com uma zona de transição entre as

duas fases, constituída de características próprias. No estudo da microestrutura do concreto,

a interface pasta/agregado torna-se essencial, por distinguir a aderência de natureza

química relativa às ligações cristalinas entre a pasta e agregado e a aderência mecânica

devido à rugosidade superficial dos agregados (PAULON, 2005).

Em concretos convencionais a zona de transição pasta/agregado é devida a película

de água que se forma ao redor dos agregados durante o processo de exsudação de água

no concreto, aumentando a relação água/cimento desta área. Devido a isto, os produtos

cristalinos formados apresentam tamanho relativamente maior que os mesmos produtos

existentes na matriz, tornando a estrutura na interface mais porosa dificultando assim o


preenchimento dos vazios iniciais existentes. Devido ao espaço microestrutural nesta

interface, os cristais de hidróxido de cálcio, que tem baixa resistência, crescem muito mais e

apresentam uma orientação preferencial, o que é um aspecto favorável à propagação de

fissuras, podendo reduzir a resistência de ligação entre a matriz e o agregado, influenciando

nas propriedades mecânicas. Já em concretos com agregados reciclados, que possuem

uma textura mais rugosa, há uma melhoria da zona de transição, pois o agregado poroso

atrai a migração de íons que tornam esta região mais densa e melhoram o intertravamento

mecânico entre agregado e matriz (LEITE, 2001).

Nas análises microestruturais de concretos com agregado natural, pode-se observar

o perfeito destacamento entre a pasta e o agregado, enquanto que no concreto com

agregados reciclados a matriz e a zona de transição praticamente se confundem. Os

produtos de hidratação cobrem a superfície dos agregados reciclados, densificando a zona

de transição, constatando a formação de produtos de hidratação na superfície rugosa do

agregado devido à absorção da pasta de cimento pelo material reciclado. Este fato que

contribuiu para aumentar a aderência pasta/agregado, diminuindo o tamanho e a dimensão

de fissuras, que possam ainda se formar, mas que, no seu conjunto, prejudicariam muito

menos a resistência do concreto reciclado (LEITE, 2001).

No trabalho de Leite (2001) observou-se uma tendência à rápida evolução da

hidratação do concreto com agregado reciclado, que deve ser resultado da taxa de absorção

mais alta do agregado, que diminui a quantidade de água da mistura, fazendo com que os

cristais de etringita e de hidróxido de cálcio formados cresçam menos, tornando a pasta

mais densa. Outro fator observado foi um efeito de cura interna tardia no concreto,

permitindo que boa parte da água da mistura presente no agregado esteja disponível para

as reações de hidratação continuem acontecendo. Leite (2001) observou também uma

melhora na zona de transição de concretos reciclados com maiores relações água/cimento

quando comparados a zona de transição de concretos convencionais com semelhantes

proporções. Todo o conjunto passou a atuar na absorção e distribuição de tensões de forma

semelhante, ajudando a aumentar a resistência dos concretos reciclados com altas relações

água/cimento.


2.4. DURABILIDADE DO CONCRETO COM AGREGADO RECICLADO

Os efeitos físicos que influenciam negativamente a durabilidade do concreto incluem

desgaste da superfície, fissuração devida à cristalização de sais nos poros e exposição a

temperaturas extremas. Os efeitos químicos deletérios incluem a lixiviação da pasta de

cimento por soluções ácidas e reações expansivas envolvendo ataque por sulfato, reação

álcali-agregado e corrosão nas armaduras (através da carbonatação ou por ingresso de íons

cloretos ou sulfatos) (MEHTA; MONTEIRO, 2008).

No trabalho de Levy (2001) foi observado que a carbonatação e a difusão de CO2

está mais relacionada a relação a/c e ao consumo de cimento do que com ao tipo de

agregado reciclado utilizado (independente da granulometria ou origem, alvenaria ou

concreto). A conclusão que Levy (2001) apresenta em seu estudo é de que concretos

produzidos com agregado miúdo reciclado de alvenaria ou agregado graúdo reciclado de

concreto, na proporção de 50%-50% em massa, seriam mais duráveis que o concreto de

referência.

Os agregados reciclados podem conter contaminações oriundas do material de

origem, ou devido a manuseio posterior. Estes contaminantes podem afetar tanto a

qualidade técnica do produto contendo o reciclado quanto significar riscos ambientais [20].

Os principais compostos de agregado reciclado que apresentam riscos ambientais após a

aplicação desses agregados como materiais de construção civil são os materiais cerâmicos

(tijolos e telhas) e resíduo de gesso, porque eles demonstraram ter uma relação direta com

altos níveis de cromo e sulfato (DEL REY et al., 2015).

No estudo de Rodrigues et al (2013), foi analisado os teores de cloreto e sulfato

solúvel em água e os agregados se mostraram dentro dos limites de norma (1% em relação

a massa de cimento), porém quanto a conteúdo de contaminantes leves, não houve

enquadramento (máximo de 0,5% em massa), pois as usinas da região não tem

equipamento de separação de alta tecnologia. Alguns dos agregados não atenderam o

especificado em norma, sendo que os compostos que afetam negativamente as

características dos agregados são: gesso, relacionado ao teor de sulfato solúvel em ácido,

argilas, que dão um alto teor de finos, e cimento, relacionado à maior absorção de água.

A presença de gesso em agregados reciclados tem efeito sobre a qualidade técnica

do material. Devido à sua solubilidade, a sua baixa dureza e a baixa densidade, tem efeito

negativo na qualidade do agregado. Estas propriedades impedem o uso de concretos que


contenham gesso como material para uso em fundação ou em aplicações associadas ao

cimento, pois um excesso de sulfatos poderia gerar reações que provoquem expansão com

redução na resistência do concreto e consequente deterioração do material (VRANCKEN e

LAETHEM, 2000). Porém Godinho-Castro et al (2012) complementa esta informação

sugerindo que a incorporação de resíduos de gesso na produção de blocos cerâmicos em

até 20%, seria viável sem causar impacto técnico adverso (ou seja, mudança na qualidade

do produto) e impacto ambiental. Observa-se que o estudo de agregados reciclados

contaminados com gesso vai depender de alguns fatores, principalmente relacionado a

finalidade de utilização e o percentual de gesso presente no agregado, demonstrando que o

tema ainda não é consenso, necessitando de estudos adicionais.

3. CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste trabalho pode observar que muitas características dos agregados naturais analisadas

para a obtenção de concretos com boa durabilidade, foram verificadas nos agregados

reciclados. A diferença é que algumas destas características como porosidade, densidade,

absorção e forma dos grãos possuem particularidades que demandam uma preocupação

extra no momento da dosagem do concreto. Muitas destas preocupações estão

relacionadas à relação água/cimento efetiva, pois os concretos com agregados reciclados

demandam mais água para obter a mesma trabalhabilidade que os concretos com

agregados naturais.

Foi observado também que o agregado reciclado influencia as propriedades do

concreto no estado fresco e no estado endurecido seguindo os mesmos preceitos do

agregado natural, ou seja, um maior fator água/cimento, ou maior porosidade do agregado

acarretara em perda das propriedades mecânicas. Quanto a dimensão do agregado, muitos

estudos demonstraram vantagens do uso do agregado graúdo reciclado, em relação ao

agregado miúdo. Porém estes dados variam muito de um trabalho para o outro, pois

dependem de outros fatores envolvidos, como forma do grão, presença de impurezas ou

contaminantes, quantidade da argamassa aderida, constituição do agregado, porcentagem

de material pulverulento, entre outros. Estes fatores estão relacionados a forma de

beneficiamento do agregado, origem do resíduo de construção e qualidade do

processamento e separação que podem variar a cada lote. Porém o que o estudo mostra é

que já se conhece o comportamento dos agregados reciclados e qual é a sua influência nas


propriedades dos concretos com eles fabricados, sendo assim controlando o processo de

beneficiamento do agregado reciclado, pode-se produzir agregados reciclados de boa

qualidade que irão produzir concretos com boa durabilidade.

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AVALIAÇÃO DE TESTEMUNHOS DE CONCRETO COMPACTADO COM ROLO, COM INDÍCIOS DE ATAQUE POR SULFATO DE

ORIGEM INTERNA, PELO ENSAIO DE PERMEABILIDADE AO AR - MÉTODO TORRENT.

Betina Lepretti Medeiros (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec); [email protected]. Bruna Slominsky (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec).

Bruno Endo Ribeiro (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec). Mariana O.G.P. Bragança (MSc. Eng. Ambiental – Institutos Lactec).

Kleber Franke Portella (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec). Marcelo Henrique Farias de Medeiros (MSc. Eng. Civil – UFPR).

Isabela Cristina de Oliveira (MSc. Eng. Civil – Copel).

Resumo: Agentes agressivos são conduzidos ao interior do concreto pelo fenômeno de

transporte de fluidos, através da porosidade sob condições de pressão entre o material e o

meio externo. Reações com as substâncias químicas provenientes do meio externo ou como

subprodutos de reações dos componentes do concreto, tais como o ataque de sulfato de

origem interna, acontecem na presença de água contida nos poros. A absorção pelo

concreto depende da porosidade devido à interconexão dos poros capilares, principalmente

do tamanho dos poros. A permeabilidade do concreto é considerada como um parâmetro de

referência para as análises de durabilidade de estruturas de concreto. Um método não

destrutivo válido para a avaliação da permeabilidade de concretos é o proposto por Torrent,

visando avaliar e classificar a qualidade do concreto. No presente trabalho, o objetivo foi

avaliar a permeabilidade, pelo método de Torrent, de testemunhos de concreto compactado

com rolo (CCR) com indícios de ataque por sulfato interno, extraídos de uma barragem de

usina hidrelétrica. Os resultados obtidos com este método de ensaio permitiram avaliar a

qualidade do CCR como normal e ruim, com valores de kT entre 1,04E-15 e 3,29E-17 m2.

Este trabalho foi desenvolvido no âmbito do Programa de P&D ANEEL, projeto 6491-

0301/2013.

Palavras-chave: Concreto compactado com rolo, ataque por sulfato de origem interna,

permeabilidade ao ar.


EVALUATION OF COMPACTED CONCRETE TESTS WITH ROLLER,

WITH INDICATIONS OF ATTACKING BY SULPHATE OF INTERNAL

ORIGIN, BY THE PERMEABILITY TEST TO AR - TORRENT METHOD

Abstract: Aggressive agents are conducted to the interior of the concrete by fluid transport

phenomena, through porosity under pressure conditions between the material and the

external environment. Reactions with the chemicals products from the external environment

or as byproducts of the reactions between concrete components, such as the attack of

sulfate of internal origin, occur in the presence of pores water. The absorption by the

concrete, depending on the porosity due to the interconnection of the capillary pores, mainly

by the size of the pores. The permeability of the concrete is considered as a reference

parameter for the analysis of the durability of concrete structures. A valid non-destructive

method to evaluate the permeability of concrete is proposed by Torrent, to evaluate and

classify the quality of the concrete. The objective of the present work was to evaluate the

permeability, by Torrent method, of compacted roll (RCC) concrete samples with evidence of

internal sulfate attack. The results obtained with this test method allowed to evaluate the

CCR quality as normal and poor, with values of kT between 1.04E-15 and 3.29E-17 m2.

Keywords: Roll compacted concrete (RCC), internal sulfate attack; air permeability.

1. INTRODUÇÃO

Durante a vida útil de uma estrutura de concreto pode ser percebida a degradação e,

consequentemente, a diminuição da durabilidade pela ocorrência de manifestações

patológicas. Segundo Campos (2015), o surgimento de processos expansivos em concretos

pode ser induzido por reações químicas, como a reação álcali agregado (RAA), o ataque por

sulfato externo (ASE) e o ataque por sulfato interno (ASI) que provocam mudanças de

volume na microestrutura, iniciando, desta forma, uma microfissuração como primeira

manifestação patológica e possibilitando assim a entrada de novos agentes agressivos.


Agentes agressivos são introduzidos nas estruturas de concreto de cimento Portland

a partir de ambientes externos, ou até mesmo de seus insumos, como aqueles presentes na

composição química do cimento, nos agregados ou na água de amassamento (MELO,

2012). Especificamente, os íons sulfato podem penetrar no interior das estruturas de

concreto por redes capilares, dissolvidos na água, ou estar presentes em insumos,

deteriorando quimicamente o material, devido ao desenvolvimento de subprodutos

expansivos no interior dos poros.

Segundo descrito por Melo (2010), as manifestações patológicas decorrentes do

ataque por sulfatos internos são, normalmente, apresentadas em forma de fissuração devido

à expansão, à diminuição progressiva da resistência e à perda de massa do concreto.

Dentre os principais tipos de ASI, Campos (2015) expõem em seu trabalho que a

presença de altos teores de sulfatos no cimento, em conjunto com as altas temperaturas de

sua hidratação ou mesmo proveniente do ambiente, proporciona a formação de etringita

tardia (DEF).

Outro tipo de ASI é o que se manifesta quando a composição do concreto,

agregados com presença de sulfatos de ferro na forma de pirita ou pirrotita. Estes

agregados, durante sua reação primária (oxidação), causam expansão, gerando sulfatos

que em conjunto com os aluminatos do cimento (reação secundária) formam etringita

associada de maior magnitude que a obtida na primeira reação (CAMPOS, 2015).

Exemplos de ASI decorrentes de uso de agregados com alto teor de sulfato de ferro

foram verificados nas barragens de Graus, Tavascan, Rumedo e Paso Nuevo localizadas na

Espanha (CAMPOS, 2015). Nestas estruturas, diversos estudos de campo vêm sendo

realizados, mas há pouca divulgação bibliográfica, relativa aos seus resultados.

A avaliação das condições do concreto das estruturas das barragens durante a sua

operação é importante, sob o ponto de vista de segurança. Assim, como exemplo, na

barragem Sella Zerbino, na Itália, foi inferido como uma possível causa do colapso ocorrido

um concreto com resistência inadequada (PETACCIA; LAI; MILAZZO; et. al., 2016). A

deterioração do material de outras estruturas de barragem foi associada por Zuffo (2005)

como resultante do emprego de agregados reativos ou de baixa resistência.


O concreto compactado com rolo (CCR) aplicado em barragens contém em sua

composição agregados de diâmetro máximo de até 50 mm, possui um baixo consumo de

cimento, e na sua produção são utilizados equipamentos para o lançamento e compactação

de grandes volumes. Esta técnica é usualmente utilizada para a confecção de barragens de

reservatórios para armazenamento de água, amortização de cheias e geração de energia

elétrica (MARQUES FILHO, 2005). Marques Filho (2005) comentou que as juntas entre

camadas de lançamento sucessivas são de fundamental importância, pois estão

diretamente relacionadas à resistência mecânica e à permeabilidade pelo maciço.

O concreto é um material naturalmente poroso, pela utilização de água para dar o

início das reações, pela incorporação de ar durante sua fabricação, bem como pela retração

durante a cura (MARQUES FILHO, 2005).

Sahuinco citou que os principais mecanismos de transporte de fluidos com ou sem

agentes agressivos acontece pelos poros da pasta, a partir dos processos de capilaridade

(absorção), gradiente de pressão (permeabilidade), gradiente de concentração (difusão) e

devido à aplicação de um campo elétrico (migração).

A permeabilidade do concreto pode ser determinada a partir de ensaios

normatizados como o da permeabilidade à água (NBR 10786, 2013), a absorção por

capilaridade (NBR 9779, 2012) e por imersão (NBR 9778, 2005). Outro método utilizado é o

não destrutivo para a avaliação da permeabilidade ao ar idealizado por Torrent (1995). Com

esta metodologia de ensaio se mede, indiretamente, a porosidade do concreto de uma

camada superficial (ADÁMEK; JURÁNKOVÁ, 2010), possibilitando realizar correlações entre

os indicadores de durabilidade, como no estudo realizado por Ebensperger e Torrent (2014),

onde foram avaliados o ataque por cloretos e o coeficiente de permeabilidade ao ar,

denominado como kT. Neves (2012), fez análises correlacionando o estudo de kT com o

fator água/cimento, a sua resistência mecânica e a carbonatação.

O objetivo deste estudo foi determinar a permeabilidade ao ar de CCR de

testemunhos extraídos de barragens, com o intuito de desenvolver, paralelamente, a análise

dos resultados obtidos pela técnica desenvolvida por Torrent. Esta, foi associada a ensaios

não destrutivos como de ultrassom e de resistividade, bem como de absorção por imersão e

por capilaridade, complementados por microanálises para avaliação das técnicas, em

conjunto, na análise dos efeitos provocados pelo ataque por sulfatos de origem interna.


2. REFERENCIAL TEÓRICO

O método desenvolvido por Torrent (1995) consiste no uso de uma câmara de célula

dupla, onde se produz uma pressão negativa sob a superfície do material com o auxílio de

uma bomba a vácuo (Erro! Fonte de referência não encontrada.). A partir da aplicação

deste método não destrutivo, se obtém dados do coeficiente de permeabilidade (kT), da

espessura da camada onde se tem a leitura (L), da pressão (Pi) e do tempo de leitura em

segundos (SENTONE, 2011).

Figura 1. Foto ilustrativa dos instrumentos utilizados na leitura de kT e L realizada em testemunhos de

CCR, pelo método de Torrent.

.

O autor do método Torrent (1995), considera que a porosidade de um corpo de prova

não muda ao longo da extensão e que podem ser realizadas avaliações de estruturas em

corpos de provas ou in situ, como estruturas de pontes estudadas em trabalhos realizados,

principalmente, em cobrimentos ou argamassas de revestimento, visando investigar os

processos de deterioração ou de corrosão das estruturas, seja pela carbonatação, pela

difusão de cloretos ou de outros íons agressivos ao meio. Assim, para avaliar a condição do

concreto, e classificar o mesmo pelo método, é necessário obter o valor da resistividade do

material a ser ensaiado. Segundo Torrent (1995), esta classificação é válida somente para

concretos com até 90 dias de idade. Para maiores tempos, as considerações sobre a

qualidade do concreto, a partir dos valores de kT, mostradas na tabela de classificação

Torrent (Erro! Fonte de referência não encontrada.), não podem ser aplicadas

diretamente, sendo somente considerado o coeficiente de permeabilidade (kT).


Tabela 1. Qualidade de concretos pelo Método Torrent (1995).

QUALIDADE DE COBERTURA DO CONCRETO ÍNDICE kT (10-16 m2)

Muito ruim 5 > 10

Ruim 4 1,0 – 10

Normal 3 0,1 – 1,0

Bom 2 0,01 – 0,1

Muito bom 1 < 0,01

A determinação da resistividade elétrica é um parâmetro importante para a avaliação

da corrosão de estruturas armadas, pois concretos de alta resistividade têm menor chance

de desenvolver corrosão (SAHUINCO, 2011), servindo o resultado desta técnica como

parâmetro na qualificação de concretos pelo método Torrent. Este ensaio consiste em

introduzir uma pequena corrente elétrica na superfície no concreto para a obtenção da sua

resistividade.

Segundo Jacobs (2006), os resultados obtidos com o ensaio de permeabilidade ao ar

são influenciados pela composição do concreto, pelos materiais utilizados, pela temperatura

e por demais condições, como a ocorrência de fissuras e o revestimento.

Sentone (2011) citou em seu trabalho que existem diversos métodos para se avaliar

a permeabilidade ao ar em materiais porosos, assim como equipamentos e técnicas

diferenciados, podendo ser medida em laboratório ou, mesmo, in situ.

Para a avaliação de obras existentes, como nas barragens de concreto, é possível a

realização de extração de testemunhos para avaliação da qualidade da estrutura, em termos

de análises mecânicas e físico-química (durabilidade) (MARQUES FILHO, 2005). Ainda, é

possível identificar problemas em materiais decorrentes de processos construtivos das

estruturas de CCR.

3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO

A extração de testemunhos foi realizada na face jusante de uma barragem em CCR, com

profundidade de 3,01 m como está indicado na Erro! Fonte de referência não


encontrada.. Os concretos avaliados foram retirados das cotas iniciais, conforme destacado

em vermelho na Erro! Fonte de referência não encontrada., onde as camadas

compactadas foram lançadas nos primeiros meses de construção e constituem um volume

total de 12.577 m3.

Figura 2. Local de extração de testemunhos de CCR em uma barragem localizada na região Sul do

Brasil.

Os testemunhos analisados neste estudo foram identificados, para posterior

realização de ensaios, conforme apresentado na Tabela 2. Além da obtenção dos

testemunhos de CCR, foi obtido um testemunho de CCV, do contrapiso. Pela quantidade

obtida, optou-se por apresentar os resultados somente para comparação e validação dos

testes realizados com o CCR, haja vista que somente o ensaio de absorção é amplamente

utilizado neste material.

Tabela 2. Identificação, descrição do local, cota e material do testemunho.

TESTEMUNHOS COTA (m) MATERIAL

1.1327.16 - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 0,00 - 0,28 m 622,1 CCR

1.1326.16 A - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 2,37-3,01 m 598,7 CCR

1.1326.16 B - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 2,37-3,01 m 598,7 CCR

1.1330.16 - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 0,00-0,77 m 622,1 CCV

A dosagem de CCR desta região de análise teve um consumo de 80 kg/m3 de

cimento, fator a/c 1,69, e Fck especificado de 7 MPa, em 180 dias. O agregado utilizado foi

identificado pela análise dos resultados das imagens de petrografia como sendo um

diabásio com reatividade potencial. Pelo resultado da investigação qualitativa por


petrografia, foram identificada, além de outras fases químicas, a presença de sulfetos

minerais, principalmente, a pirita (FeS2) (OLIVEIRA, 2013).

O equipamento utilizado para a retirada de testemunhos foi uma extratora da marca

Hilti, modelo DD350, utilizando uma coroa diamantada com dimensões internas de 152 mm

de diâmetro e 600 mm de comprimento da broca. O diâmetro recomendado pela norma NBR

7680 (2015) é de 150 mm, definido em função da dimensão máxima do agregado, de forma

a não afetar os resultados mecânicos entre outros ensaios previstos para os testemunhos.

Para a realização dos ensaios de Torrent, foi utilizado o equipamento Torrent da

marca Proceq. Também, foram utilizadas amostras de testemunhos de CCR e de CCV de

150 mm de diâmetro. As medidas foram efetuadas nas condições ambientais de laboratório

de (23 ± 2) oC e em umidade relativa UR 60%. Como não há referências sobre os resultados

do teste de Torrent em amostras de CCR, optou-se, nesta investigação, pela sua execução

em ambos os lados dos testemunhos. A técnica de aplicação do CCR pode propiciar

diferentes densidades entre as camadas de compactação, apresentando, assim, diferentes

resultados.

Para a determinação da velocidade de propagação de onda em amostras de CCR,

foram realizados os ensaios, segundo as diretrizes da NBR 8802 (2013), coletando leituras

longitudinais ao corpo de prova. A frequência de vibração utilizada foi de 54 kHz no

equipamento Pundit PL 200 da marca Proceq.

O coeficiente de absorção capilar decorrente da ação de forças de atração dos poros

do concreto sobre os líquidos que estão em contato com sua superfície foi obtido, segundo

as recomendações da NBR 9779 (2012).

O ensaio de absorção por imersão é considerado outro indicador da permeabilidade

e foi desenvolvido segundo as recomendações da metodologia indicada pela NBR 9778

(2005), no qual a absorção foi medida pelo processo de passagem da água por poros, em

um material poroso como o concreto (SUHUINCO, 2011). A avaliação final foi considerada

em função dos limites normatizados, tais como: i) superiores a 6,3% de absorção,

considerados deficientes; ii) entre 4,2 e 6,3%, considerados como normais e, iii) os valores

menores que 4,2%, como duráveis.


As investigações foram complementadas com a realização de análises com o

microscópio eletrônico de varredura e a análise química elementar, em testemunho de CCR

e de CCV, com o intuito de investigar possíveis indícios de reações expansivas devido à

presença de minerais reativos. As microanálises foram realizadas em amostras de

argamassas retiradas do interior do testemunho de concreto, em superfície de fratura e sem

tratamento prévio (in natura). Foi utilizado um microscópio eletrônico de varredura, tipo FEG

(field emission gun), modelo MIRA3 LM, marca TESCAN, com uso dos detectores de

elétrons secundários (SE) e de elétrons retroespalhados (BSE) marca TESCAN. Os

parâmetros do equipamento seguiram com a tensão de corrente do feixe de elétrons de 15

kV, intensidade do feixe (beam intensity) de 15,0, uma abertura do feixe (spot size) de 18,0

nm, distância de trabalho (work distance-WD) de 15 mm e no modo de resolução do

scanner.

A avaliação qualitativa e semi-quantitativa dos elementos químicos presentes nos

materiais, foi realizado a partir do uso do detector de espectrometria de raios-X, marca

Oxford Instruments, sendo a investigação das fases químicas presentes pelo uso do

software Aztec.

4. RESULTADOS E DISCUSSÃO

A permeabilidade ao ar pelo método Torrent (1995) foi obtida a partir das leituras realizadas

em ambos os lados do corpo de prova dos testemunhos analisados, denominados de L1 e

L2. Ao realizar as leituras, foi identificada uma diferença de valores de kT e L, conforme

pode ser verificado na Erro! Fonte de referência não encontrada..

Figura 3. Gráficos resultantes das medidas de permeabilidade ao ar (kT) e da resistividade elétrica �

em dois lados (L1 e L2) dos testemunhos de CCR, 1.1326.16 A (a) e 1326.16 B (b).


O testemunho 1326.16 A apresentou, para a mesma resistividade, valores de kT

diferentes, porém dentro da mesma faixa do índice 3 (concreto normal - Erro! Fonte de

referência não encontrada.). O testemunho identificado como 1.1326.16 B não possibilitou

a leitura do L1, em função dos vazios apresentados no lado L1, conforme pode ser

verificado em destaque pela seta na Erro! Fonte de referência não encontrada.. Estes

vazios provavelmente foram provenientes do processo de compactação do CCR.

Figura 4. Vazios no lado L1 do testemunho 1.1326.16 B.

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ESTUDO DO COMPORTAMENTO DA BARRAGEM DE GRAUS

Andressa Gobbi (Doutoranda, Universitat Politècnica de Catalunya) [email protected].

Sergio Henrique Pialarissi Cavalaro (Professor Doutor, Universitat Politècnica de Catalunya). Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Professor Doutor, Universidade Federal do Paraná).

Resumo: As barragens são de grande importância devido à sustentabilidade que garantem,

pois permitem o abastecimento de águas, a irrigação, a produção de energia hidroelétrica,

controle de cheias, atividades recreativas e navegação nos rios. Por razões técnicas e

econômicas, em barragens de concreto é comum utilizar agregados da própria zona de

localização das mesmas. Entretanto, estes agregados podem não ser os mais

recomendáveis, pois sua qualidade e sua composição influenciam significativamente as

possíveis patologias que podem ocorrer ao longo da vida útil das estruturas de concreto.

Este estudo trata da avaliação da barragem de Graus, cujas principais manifestações

patológicas são problemas expansivos que originaram mudanças dimensionais irreversíveis

na sua estrutura. As principais causas dessa patologia são o ataque sulfático interno (ASI)

somado a um segundo processo expansivo, baseado nas alterações visuais, na presença

de fissuras e nos movimentos da barragem.

Palavras-chave: agregado, reações expansivas, barragem de concreto.

STUDY OF THE BEHAVIOR OF GRAUS’ DAM

Abstract: Put here an English version of your abstract. Dams have a great importance for

the sustainability they provide because they allow supply, irrigation, hydroelectric power

generation, flood control, recreation activities and river navigation. For technical and

economical reasons in concrete dams is common to use aggregates of the same zone their

location. However, those aggregates may not be the most recommended ones because its

quality and composition influence significantly the possible pathologies that may occur along

the useful life of the concrete structures. This study presents the evaluation of Graus’ dam,

whose main pathological manifestations are expansive problems that gave rise to irreversible

dimensional changes in their structure. The main causes of this pathological manifestation


are the internal sulphate attack (ISA) added to a second expansive process, based on the

visual alterations, the presence of fissures and the movements of the dam

Keywords: aggregate, expansive reactions, concrete dam.

1. INTRODUÇÃO

As barragens têm vida útil finita e atualmente apresentam uma taxa de falha geral de cerca

de 1% (ICOLD-CIGB, 1997). Isso ocorre porque a maior parte dessa estrutura está

submersa e submetida a um ambiente consideravelmente agressivo. Umas das principais

manifestações patologicas encontradas é a ocorrência de fissuras decorrentes da

instabilidade dimensional causada por processos químicos expansivos.

O processo químico mais habitual em barragens de concreto é a reação álcali-

agregado (RAA), amplamente estudada na bibliografia (DIAMOND, 1975; PAULON, 1981;

SAOUMA et al., 2015). Outro tipo de reação expansiva é o ataque sulfático interno (ASI),

que implica em diferentes reações químicas e é influenciado pela composição do cimento,

natureza dos agregados, aditivos e fatores ambientais (CASANOVA et al., 1997).

A distribuição mundial das 113 barragens com manifestações patológicas devido a

processos expansivos apresentadas por Segarra Foradada (2005) e Oliveira (2011): 98

apresentam expansões devido à reação álcali-sílica (RAS), 3 reação álcali carbonato (RAC),

6 estão afetadas por reação sulfática interna (RSI), 2 apresentam outros fatores expansivos

e 6 estão sobre investigação. No caso da Espanha, 33% das barragens apresentam RSI,

27% são afetadas por RAS, 26% estão em estudo e 13% apresentam outros fatores

expansivos.

O trabalho atual avalia a barragem de Graus, que apresenta manifestações

patológicas como fissuras, alterações visuais, produtos de reação e movimentos não

recuperáveis. As mudanças dimensionais produzidas pelos fenômenos expansivos no

concreto podem se acumular ao longo da estrutura, dando lugar a movimentos não

recuperáveis, este é o principal sintoma da barragem de Graus. Os demais estudos

realizados na barragem de Graus (GOMIDES et al., 2005; CAMPOS et al., 2010; OLIVEIRA,

2011; MOURA, 2012; OLIVEIRA et al., 2013; OLIVEIRA et al., 2014) ao longo dos anos

demonstram não ser possível explicar o problema em sua totalidade apenas com a reação

sulfática interna.


A metodologia aplicada se baseou na inspeção visual da barragem ao longo do

tempo e análise dos deslocamentos coletados pelo sistema de auscultação. Com os

resultados obtidos, foi possível verificar que existem dois mecanismos expansivos com

cinéticas distintas atuando na barragem, uma mais rápida (RSI) e outra mais lenta (RAA).

2. ESTUDO DE CASO

Graus é uma barragem de concreto a gravidade, que se encontra na província de Lérida, na

Espanha, ao longo do rio Tavascán [Figura 2 (AGUADO et al., 2014)], que foi construída

entre 1968-1971. A altura é de 28,90 m, enquanto o comprimento de crista é de 102,44 m,

está dividida em 7 blocos. Possui vertedouro do tipo lâmina livre com capacidade de 205

m³/s e um volume total de 15.000 m³.

Figura 1 - Barragem de Graus e esquemas dos blocos da barragem.

Na barragem de Graus, o sistema de auscultação foi instalado no ano de 1981,

aproximadamente 10 anos depois de posta em operação e é composto por:


- 7 bases dispostas na crista e na galeria, que permitem determinar os movimentos

horizontais e verticais. As bases fixas de referência, chamadas de 1 e 7, estão localizadas

nas ombreiras da barragem;

- Pêndulos localizados nos blocos 2 e 4 com medições dos movimentos longitudinais

e transversais.

A instrumentação é importante para o controle da barragem, permitindo uma análise

rápida dos dados, com a detecção de um comportamento anômalo pelos responsáveis

operacionais. Com um bom sistema de auscultação, podem-se iniciar as intervenções de

maneira eficiente, graças à detecção nas etapas iniciais, pois as reações expansivas

geralmente se manifestam depois de certo tempo.

2.1 Agregado

A análise química dos agregados constatou a presença de quartzo, feldspato potássico e

calcossódico, muscovita e pirrotina, esta última em abundante quantidade. O resultado mais

relevante foi a identificação de faixas de sulfetos de poucos milímetros de largura, distantes

de maneira mais ou menos regular.

A Figura 3 (AGUADO et al., 2014) apresenta as imagens obtidas através de

microscopia óptica e eletrônica de varredura realizada nos agregados da barragem.

Figura 2 – Microscopia óptica e eletrônica de varredura dos agregados da barragem de Graus.

A microscopia óptica mostra faixas de filossilicatos (em amarelo), alternando com

massas de quartzo-feldspática (cinza) e minerais opacos (pirrotina). Com a microscopia

eletrônica de varredura se observa um detalhe do aspecto dos óxidos de ferro existente na

amostra. A morfologia ressalta a existência de uma capa de óxidos de ferro nas amostras


dos agregados, o que proporciona um primeiro indício sobre a natureza dos processos de

degradação dos materiais.

3. PROBLEMÁTICA

As principais manifestações patológicas apresentadas na barragem são fissuras, alterações

visuais, produtos de reação e movimentos não recuperáveis, localizados no corpo da

barragem e nas construções auxiliares, descritos nos itens 3.1 e 3.2, respectivamente.

3.1 Fissuração e alterações visuais

Desde 1986 é possível observar alterações visuais na superfície em tons de ocre

juntamente com as fissuras mapeadas, em diferentes regiões e elementos auxiliares da

barragem [Figura 4 (AGUADO et al., 2014)]. As fissuras mapeadas observadas podem

indicar uma primeira manifestação de um processo de reação álcali-agregado e a coloração

ocre indica que a principal causa dos danos é a oxidação de um sulfeto de ferro associada a

reação sulfática interna.

Figura 3 – Fissuras e alteração na coloração em 26/04/1988 e em 12/03/1991 na mureta da crista.

Estes sintomas se manifestavam ao longo da crista da barragem e eram mais

significativos na região do bloco 5, sendo menos intensos nos blocos das extremidades.

Algumas fissuras (horizontais e verticais) localizadas foram observadas nos poços de

acesso aos pêndulos e apresentam aberturas superiores a 2 mm, conforme Figura 5

(AGUADO et al., 2014).


Figura 4 – Fissuras com abertura superior a 2mm em 14/07/2009.

Os problemas relacionados à fissuração na barragem de Graus de acordo com

Cañabate (2003) são:

• Juntas de dilatação marcadas e sem conhecimento real do estado das juntas no

corpo da barragem;

• Juntas frias de concretagem marcadas e com problemas de circulação de água;

• Desplacamento de uma capa superficial de concreto principalmente na região de

movimento do nível de água do reservatório, com espessura entre 0,5 e 1 cm, agravado

pela circulação excessiva de água e efeito da ação gelo-degelo;

• Microfissuração avançada nos pilares hidráulicos que formam os vertedouros da

barragem;

• Fissuração e degradação avançada da crista;

• Fissuras em pequena quantidade na mureta da crista;

• Fissuração mapeada tanto no corpo da barragem (elementos em massa) como

em elementos de concreto armado.

Em setembro de 1999 foram iniciados os trabalhos de intervenção com execução dos

reparos, sendo aplicadas resinas epóxi e poliuterano na maior parte dos casos. Os reparos

foram realizados tanto em montante como nas juntas frias, nas fissuras mapeadas e nas

juntas de dilatação, com a finalidade de evitar a percolação de água. O concreto deteriorado

foi restaurado para prevenir falhas localizadas e a degradação progressiva do mesmo.


Os danos causados pelas fissuras são mais significativos nas regiões que possuem

carregamentos externos, por exemplo, os pilares hidráulicos. Foi observado que a

fissuração mapeada estava mais marcada com o passar do tempo.

3.2 Deslocamentos

O modelo cinético proposto por Moura (2012) demonstra os movimentos horizontais e

verticais na crista da barragem para as expansões causadas pela RSI. Este modelo

determina a evolução no tempo da RSI em função da cinética das reações de oxidação dos

sulfetos de ferro e do transporte de oxigênio (por difusão) no interior da estrutura. Para os

movimentos causados pela RAA, o modelo cinético utilizado foi proposto por Ulm et al.

(2000). Este modelo determina a evolução no tempo da RAA em função da temperatura,

para isso é necessária uma análise térmica do bloco. Conforme estes modelos

apresentados em Aguado et al. (2014), a Figura 6 apresenta um esquema dos

deslocamentos horizontais e verticais da RSI e RAA para a crista da barragem.

Figura 5 - Esquema dos deslocamentos horizontais e verticais na crista da barragem devidos a ação

da RSI (a) e (b), RAA (c) e (d).

Os deslocamentos horizontais e verticais apresentados por ambas as reações

possuem evolução e magnitude distintas. Para a RSI, os deslocamentos horizontais se


desenvolvem com maior intensidade, enquanto que para a RAA, os maiores valores são

observados nos deslocamentos verticais.

A coleta de dados registrados durante o período compreendido entre 1981 e 1986

permitiu detectar a existência de um comportamento anômalo na barragem, refletindo em

um movimento horizontal não recuperável da crista. Para encontrar a causa destes

deslocamentos foram realizadas diversas atuações, como a verificação das medidas das

bases localizadas nas ombreiras e o estudo da fundação.

A Figura 7 apresenta a evolução dos deslocamentos horizontais e verticais

registrados na crista para os 7 blocos que compõem a barragem de Graus.

Figura 6 - Deslocamentos horizontais e verticais medidos na crista.

Na Figura 7 é possível observar valores elevados de deslocamentos horizontais em

vários blocos, chegando a 220 mm a montante nos blocos 4 e 5 (os de maior magnitude).

Os deslocamentos verticais consideráveis atingem elevações de 97 mm (também no bloco

5). Pode-se constatar que a magnitude do deslocamento horizontal no bloco 5 é 126%

superior ao deslocamento vertical deste bloco.

Além disso, se pode verificar a tendência de estabilização dos deslocamentos

horizontais em todas as bases aproximadamente no ano de 1999. Essa mesma tendência

de estabilização nos deslocamentos verticais não é observada, pois aproximadamente neste

mesmo ano, os movimentos se intensificam.

Observando os valores calculados (Figura 6) da evolução dos deslocamentos

verticais causados pela RSI, atuando unicamente, constata-se que eles não correspondem

ao comportamento representado pelos valores medidos na barragem (Figura 7). Este fato é

um indício que os deslocamentos verticais encontrados não podem ser atribuídos apenas a


esta reação expansiva. Desta forma é possível supor a existência de uma reação

secundária, RAA que poderia em algum momento desenvolver-se juntamente com o ataque

sulfático, justificando os deslocamentos verticias medidos na barragem.

A Figura 8 apresenta os deslocamentos horizontais e verticais medidos nas bases da

galeria da barragem.

Figura 7 - Deslocamentos horizontais e verticais medidos na galeria.

Pode-se observar na Figura 8 que os deslocamentos horizontais registrados são de

baixa magnitude e não apresentam uma clara tendência que indique movimentos não

recuperáveis. Os deslocamentos verticias, com elevações máximas compreendidas entre 4

e 12mm, apresentam movimentos não recuperáveis na galeria, percebidos, sobretudo a

partir de 1995, atingindo a magnitude de 10 mm no bloco 5 em 2011.

3.3 Microscopia eletrônica de varredura

Para comprovar a hipótese de duas reações expansivas na barragem foi realizado o estudo

com MEV, o resultado é descrito a seguir:

A Figura 9 apresenta a microscopia eletrônica de varredura de um testemunho

extraído da galeria, a amostra selecionada para a realização do ensaio estava mais

próximas à extremidade superficial do testemunho.


Figura 8 – Poro com agulhas de etringita e outros produtps de precipitação.

O poro apresenta formações de agulhas, típicas do crescimento da etringita assim

como outros produtos de precipitação. A análise dos mesmos mediantes EDX mostrou uma

composição característica do gel da reação alcali-agregado.

Na Figura 10 desta amostra se evidencia presença de gel da reação álcali-silica

recobrindo a formação das agulhas de etringita (ampliações de x190, x450 e x3000). Esta

evidencia embasa a hipótese de que a reação álcali-arido tenha ocorrido após a precipitação

da etringita associada à reação sulfática interna.


Figura 9 - Fossilização da etringira por parte do gel da reação álcali-agregado.

O estudo com microscopia eletrônica de varredura permitiu confirmar a presença de

duas reações de degradação no concreto da barragem de Graus, confirmando a hipótese de

que primeiro teve lugar ao ataque sulfático interno e posteriormente, teve lugar a uma

reação álcali-agregado mais lenta, esta hipótese é reforçada pelas evidências de

fossilização da etringita por parte dos produtos da reação álcali-agregado.

4. CONCLUSÕES

As principais conclusões obtidas a partir do estudo da análise dos deslocamentos e

inspeção visual são:

• Observa-se um avanço nos sintomas da degradação do concreto (largura e

comprimento das fissuras, movimentos visuais de alinhamentos, movimentos entre blocos,

etc.). As fissuras observadas podem indicar uma primeira manifestação de um processo de

reação álcali-agregado, que se desenvolvem com o tempo, cujas características são

similares às causadas por uma reação de expansão;


• Os danos se manifestam tanto em zonas de concreto massa como de concreto

armado (muretas e estruturas auxiliares), o que mostra uma potencialidade expansiva

importante;

• A coloração ocre indica que a principal causa dos danos é a oxidação de um sulfeto

de ferro, sem descartar outras expansões possíveis, não detectável a olho nu, ou porque

estão cobertas pelas evidência de reação sulfática interna;

• Os deslocamentos em montante foram detectados em um período de tempo

importante (10-15 anos) desde a execução e início das atividades da barragem, o que

parece apontar para um processo de expansão com o tempo nos materiais constituintes;

• Os deslocamentos registrados (horizontais e verticais) nos diversos blocos da

barragem ao longo dos anos, desde o início da instrumentação em 1981, mostram

inequivocadamente os movimentos não recuperáveis. Com deslocamentos horizontais da

magnitude de 220 mm a montante nos blocos 4 e 5 (blocos mais significativos) e

deslocamentos verticais de 97 mm no bloco 5. Sendo descartadas outras causas, os

movimentos não recuperáveis parecem corresponder às expansões no concreto;

• A ação do ASI está localizada principalmente em uma zona próxima jusante (região

em contato com o ar), tendendo a gerar deslocamentos horizontais de magnitude muito

superior aos deslocamentos verticais;

• O estudo com microscopia eletrônica de varredura confirma a presença de duas

reações de degradação no concreto da barragem de Graus, apresentando a fossilização da

etringita por parte dos produtos da reação álcali-agregado;

• Existem mecanismos de expansão com cinéticas distintas atuando na barragem,

uma mais rápida (ASI, responsável principalmente pelos deslocamentos horizontais) e outra

mais lenta (RAA, responsável pelos deslocamentos verticais).

5. AGRADECIMENTOS

O primeiro autor gostaria de agradecer ao CNPq - Conselho Nacional de Desenvolvimento

Científico e Tecnológico - pela bolsa concedida (processo 205215/2014-9).


REFERÊNCIAS

AGUADO, A.; CAMPOS, A.; CAVALARO, S. H. P.; CHICHÓN-PAYÁ, S.; LÓPEZ, C. M., SEGURA, I. Estudio del comportamiento de la presa de Graus. Convenio CTT-8400. Barcelona, Espanha, 2014. CAMPOS, A.; LOPEZ, C.; AGUADO, A. Análisis meso-mecánico del hormigón bajo la acción de procesos expansivos internos. XXVII Encuentro del Grupo Español de Fractura/12ª Jornadas de Fractura de SPM. Porto, Portugal, 283-288, 2010. CAÑABATE, M. Reparación de los paramentos de aguas arriba de las presas de Graus-Torán y Tavescán. Revista Cimbra, 353, Julio – Agosto, 2003. CASANOVA, I.; AGUADO, A.; AGULLÓ, L. Aggregate expansivity due to sulfide oxidation – II. Physico-chemical modeling of sulfate attack. Cement and Concrete Research, 27, nº. 11, 1627-1632, 1997. DIAMOND, S. A review of alkali-silica reaction and expansion mechanisms – 1: alkalis in cements and in concrete pore solutions. Cement and Concrete Research, 5: 329-345, 1975. GOMIDES, M. de J.; HASPARYK, N. P.; ANDRADE, M. A. S. de; BITTENCOURT, R. M. Investigação de agregados contendo sulfetos para utilização em estruturas de concreto. XXVI Seminário nacional de grandes barragens. Comitê brasileiro de barragens. Goiás, Brasil, 2005. ICOLD-CIGB Concrete Dams – Control and Treatment of Cracks – Bulletin 107 of the International Commission on Large Dams. Paris. Acessado em: maio/2015, 1997. http://www.icold-cigb.org/GB/World_register/general_synthesis.asp?IDA=206 MOURA, A. C. de. Análisis numérico de presas de hormigón bajo acciones expansivas. Barcelona: Tesis doctoral, Universitat Politècnica de Catalunya, Barcelona, Espanha, 2012. OLIVEIRA, I. Reacción sulfática interna en presas de hormigón cinética del comportamiento. Tesis doctoral, Universitat Politècnica de Catalunya, Barcelona, Espanha, 2011. OLIVEIRA, I.; CAVALARO, S. H. P.; AGUADO, A. New Unreacted-Core Model to Predict Pyrrhotite Oxidation in Concrete Dams. Journal of Materials in Civil Engineering, 25, Issue 3, 372–381, 2013.


OLIVEIRA, I.; CAVALARO, S. H. P.; AGUADO, A. Evolution of pyrrhotite oxidation in aggregates for concrete. Materiales de Construcción, 64, Issue 316, 2014. PAULON, V. A. Reação Álcali-Agregado em Concreto. Dissertação (mestrado), Escola politécnica da Universidade de São Paulo, São Paulo, Brasil, 1981. SAOUMA, V.; MARTIN, R. A.; HARIRI-ARDEBILI, M. A.; KATAYAMA, T. A mathematical model for the kinetics of the alkali-silica chemical reaction. Cement and Concrete Research, 68: 184-195, 2015. SEGARRA FORADADA, J. Envejecimiento de presas por reacciones expansivas. Minor thesis, Universitat Politècnica de Catalunya, Barcelona, Espanha, 2005. ULM, F.J.; COUSSY, O.; KEFEI, L.; LARIVE, C. Thermo-Chemo-Mechanics of ASR Expansion in Concrete Structures. ASCE Journal of Engineering Mechanics, 126, n. 3, 233-242, 2000.


APLICAÇÃO DO MODELO MATEMÁTICO PARA RANQUEAMENTO DE OBRAS DE ARTE ESPECIAIS DESENVOLVIDO PELO

ESCRITÓRIO MODELO DE ENGENHARIA CIVIL – EMEA/UFPR – UM ESTUDO DE CASO

Cezar Falavigna Silva (Discente de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná); [email protected]

Mauro Lacerda Santos Filho (Professor PhD., Universidade Federal do Paraná)

Resumo: O papel da engenharia civil não encerra quando uma obra é entregue, já que deve

ser garantido que a estrutura suporte as solicitações durante sua vida útil. Para isso,

algumas manutenções são necessárias a fim de garantir que a edificação consiga chegar ao

limite desse período. Porém, no Brasil, principalmente em obras públicas, isso não acontece

com a frequência devida, especialmente com Obras de Arte Especiais, ainda mais se

somado as restrições orçamentárias impostas recentemente. Portanto, criar um modelo de

ranqueamento, no qual, pode-se focar nas estruturas com as condições mais críticas, é de

suma importância para o planejamento e gestão dessas obras. Esse artigo propõe a

aplicação de um modelo matemático de avaliação desenvolvido no Escritório Modelo de

Engenharia Civil – EMEA da Universidade Federal do Paraná.

Palavras-chave: Pontes, Viadutos, Ranqueamento, Modelo Matemático.

EMEA/UFPR MATHEMATICAL RANKING MODEL FOR BRIDGES – A

CASE STUDY

Abstract: In order to reach the life span established on the beginning of the project, a

structure must go through maintenance. In Brazil, that isn’t done very often, especially on

buildings under the government jurisdiction. Some of those are bridges. If added budget

restrictions, it is very important to create a way to identify the bridges in the worst conditions,

so that the management responsible ones can plan which structures have priority on

maintenance. To do so, a ranking model is needed to rate the bridges. This article propose

an application of a mathematical evaluation model developed by the Civil Engineering Model

Office from the Paraná State Federal University.

Keywords: Bridges, Ranking model, Mathematical model.


1. INTRODUÇÃO

A conservação de estruturas se faz parte essencial durante a utilização da obra.

Todas as edificações quando dimensionadas, construídas e operadas conforme normas,

possuem um período de vida útil. Em qualquer estrutura, para que esta consiga atingir esse

tempo, deve-se passar por intervenções para readequação.

Quando essa etapa é negligenciada, os custos decorrentes dessa falta de

manutenção sobem, ou seja, os gastos provenientes de manutenções preventivas são

menos onerosas que as corretivas, conforme afirma Sitter (1984), além disso o desempenho

é estendido no tempo, segundo Lichtenstein (1985).

Principalmente para a esfera pública, na qual existem restrições de orçamento, ou

ainda, existem âmbitos ou itens prioritários, no caso de mau funcionamento de uma

estrutura, isso pode acarretar em complicações financeiras, logísticas, temporais ou mesmo

de conforto que afetam muitas pessoas e setores.

Um exemplo disso seria a inoperabilidade de uma obra de arte especial (OAE).

Dessa situação já é possível prever problemas em entregas, circulação de mercadorias,

aumento dos custos de transporte, emissão de gases poluentes, tempo de viagem, ou até

mesmo, o isolamento de uma determinada região.

Por essa razão, o gerenciamento de pontes e viadutos é essencial para que a

deterioração da estrutura não atinja o ponto de impossibilitar sua operação. Decorrente

disso, um modelo de avaliação das obras precisa ser implementado a fim de saber a

situação de conservação na qual a estrutura se encontra.


O modelo matemático desenvolvido na Universidade Federal do Paraná (UFPR se

baseia em uma metodologia inicialmente utilizada na Áustria e Eslovênia, descritos no

relatório COST 345 (2007) [3]. Porém, os seus índices foram atualizados para as condições

brasileiras. A formulação é descrita, a seguir, pela equação 1:

Onde:

Vd = Valor do dano;

Bi = Valor associado ao tipo de dano “i” sobre a segurança e/ou durabilidade;


K1i = fator do elemento da estrutura, em função de sua importância no contexto da

estrutura como um todo;

K2i = fator indicativo da intensidade do tipo de dano “i”;

K3i = fator relativo à extensão da propagação do tipo de dano i nos elementos

inspecionados;

K4i = fator enfatizante da urgência da intervenção para o dano “i”.

Relatado no “Bulletin 243” do CEB (1998), os índices possuem um intervalo de

variação. O primeiro a ser explicado será o valor associado ao tipo de dano. Esse valor está

associado à manifestação que a obra apresenta e varia entre 1,00 e 5,00, conforme a

severidade da deterioração. Quanto mais insegurança à estrutura a manifestação patológica

gera, maior será o valor do parâmetro, como descrito na tabela 1, a seguir. Essa tabela não

ilustra todos os danos presentes no modelo, porém ilustra a variação entre os intervalos dos

valores.

Tabela 1 – Valores para o parâmetro B – manifestações patológicas

NOME B Fissura em linha vertical 3,00

Fissura em linha horizontal 3,00 Fissura próxima ao apoio com superestrutura 3,00

Fissura mapeada 3,00 Manchas de fogo 1,00

Fragmentação por fogo 2,00 Mancha de umidade 1,00

Eflorescências, com surgimento de manchas esbranquiçadas 1,00 Desgaste superficial 1,00

Corrosão da armadura (apenas mancha de corrosão) 2,00 Corrosão da armadura com desplacamento de concreto 3,00

Corrosão da armadura com desplacamento e perda de seção 4,00 Corrosão da armadura com desplacamento e rompimento da barra 5,00

Armadura exposta por deficiência de cobrimento, sem corrosão 2,00 Concreto segregado 2,00

Nicho de concretagem 2,00 Forma aderida à superfície do concreto 1,00

Desalinhamento 2,00 Deslocamento 2,00 Falta de prumo 2,00

Deslizamento gerando esforços imprevistos 3,00 Recalque do aterro de aproximação 3,00

Obstrução, sem causar esforços imprevistos 2,00 Abertura excessiva 2,00

Recapeamento irregular 2,00 Desnível 3,00


NOME B Inexistência de drenos 2,00 Entupimento de drenos 2,00

Deficiência nas pingadeiras e buzinotes 2,00 Buraco 3,00

Desgaste 1,00 Choque de veículos 3,00

Guarda-corpo rompido ou inexistente 2,00 Ausência de passeio em área urbana 2,00

Transição perigosa (sem acostamento) 2,00 Barreira não padronizada 2,00

Vegetação incrustada 1,00 Corrosão em elementos metálicos 3,00

Corrosão em elementos metálicos com perda de seção 4,00

O segundo parâmetro é o K1, referente ao elemento no qual a manifestação

patológica se encontra. Assim como o B, algumas partes constituintes da obra de arte

especial possuem pesos maiores do que outros. Esse valor varia de 0,10 até 0,60 ilustrado

abaixo (Tabela 2). Essa mostra, parcialmente, os pesos dos elementos disponíveis no

modelo.

Tabela 2 – Valores para o parâmetro K1 – elemento estrutural

NOME K1 Laje de concreto armado 0,40

Laje de concreto protendido 0,40 Ponte em laje de concreto armado 0,60

Ponte em laje de concreto protendido 0,60 Travessa de concreto armado 0,40

Travessa de concreto protendido 0,40 Viga de concreto armado 0,60

Viga de concreto protendido 0,60 Viga metálica 0,60

Viga caixão de concreto armado 0,60 Viga caixão de concreto protendido 0,60

Viga caixão metálica 0,60 Transversina portante de concreto armado 0,30

Transversina portante de concreto protendido 0,30 Transversina de ligação de concreto armado 0,20

Pilar em colunas de concreto armado 0,40 Pilar parede de concreto armado 0,40

Contraventamento de pilar de concreto armado 0,40 Aparelho de apoio de neoprene fretado 0,40

Aparelho de apoio de teflon 0,40 Aparelho de apoio de rolo metálico 0,40

Aparelho de apoio de pot bearing fixo 0,40 Aparelho de apoio de freyssinet 0,40


NOME K1 Articulação metálica 0,40

Dente Gerber de concreto armado 0,60 Dente Gerber metálico 0,60

Encontro – Parede frontal de concreto armado 0,10 Encontro – Parede lateral e vigas de concreto armado 0,20

Encontro – Laje de concreto armado 0,10 Encontro – Cortina de concreto armado 0,20

Muro de arrimo de concreto 0,40 Muro de terra armada 0,30

Talude revestido em concreto 0,40 Estaca de concreto armado 0,40

Estaca metálica 0,40 Bloco de concreto armado 0,40

Tubulão de concreto armado 0,40 Junta de dilatação elastomérica 0,20

Pavimento asfáltico 0,20 Pavimento de concreto 0,20

Calçada de concreto armado 0,20 Barreira 0,10

Defensa metálica 0,10 Guarda rodas 0,10

Guarda corpo de concreto armado 0,10 Guarda corpo metálico 0,10

Operação 0,20 Drenagem 0,20 Sinalização 0,10

Reforço de viga – Armadura principal passiva 0,60 Reforço de viga – Cabo de proteção externo 0,60

Reforço de pilar – Encamisamento 0,40 Aterro de acesso 0,20

Laje de aproximação 0,20 Treliça de concreto armado 0,50

A seguir, o índice K2 refere-se à intensidade do dano, ou seja, se a manifestação

abrange uma área grande ou pequena de um determinado elemento. Esses valores

possuem um intervalo entre 0,50 ou 2,00, conforme ilustra o “Bulletin 243” do CEB (1998).

Tabela 3 – Valores para o parâmetro K2 – intensidade da manifestação patológica

TIPO GRAU CRITÉRIO K2 0 Insignificante Dano irrelevante, em menos de 3% da área

total do elemento 0,00

I Pequeno Dano pequeno, entre 3% e 10% da área total do elemento

0,50

II Intermediário Dano intermediário, confiando em uma área entre 10% a 25% total do elemento

1,00

III Grande Dano grande, de 25% a 75% da área total do 1,50


TIPO GRAU CRITÉRIO K2 elemento ou em muitos lugares de um

elemento estrutural IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área

de um elemento, mais de 75% da área total do elemento

2,00

Os valores de K3 são associados à extensão de propagação dos danos em todos os

elementos com a mesma caracterização. A variação desse parâmetro é de 0,5 a 2,00,

conforme designado na tabela 4, a seguir:

Tabela 4 – Valores para o parâmetro K3 – extensão da propagação do dano

CRITÉRIO K3 Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50 Dano aparece entre 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00 Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE 1,50

Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE 2,00

Por último, os valores representativos de K4 variam entre 1,00 e 5,00 e esse índice

está associado à intervenção dos danos apresentados, a seguir, na tabela 5:

Tabela 5 – Valores para o parâmetro K4 – urgência de intervenção no dano

CLASSIFICAÇÃO CRITÉRIO K4 Não urgente Dano aparece em menos de 10% dos elementos

estruturais da OAE 0,50

Dano a reparar Dano aparece entre 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE

1,00

Reparo imediato Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE

1,50

Limitação de carga Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE

2,00

No entanto, somente analisar as obras pelas manifestações que apresentam não

uniformizaria a avaliação, já que obras com maior metragem podem, ou pelo menos,

possuem mais elementos e área total para apresentar danos. Além disso, diferentes

morfologias apresentam pesos diferentes para os elementos, o que não deixa homogênea a

avaliação.

Deve-se então aplicar um modelo relativo para considerar a forma da estrutura. Para

isso, o valor oriundo do somatório dos produtos (Vd) é dividido por um valor de referência

(Vd,ref). Esse valor de referência é gerado pegando todos os danos que podem ocorrer na


obra, multiplicados pelos valores máximo de intensidade e extensão (K2=K3=2,00) e pelo

valor unitário de urgência (K4=1,00). Assim é possível gerar o índice de performance,

ilustrado pela equação 2 abaixo:

Onde:

Vd = valor do dano;

Vd,ref = Valor de referência;

Ip = índice relativo.


A obra na qual foi aplicado o modelo, é uma ponte de 240,00 metros de extensão e

13,40 metros de largura. Ela possui um traçado curvo em um trecho e ortogonal sobre o leito

do rio, além de greide plano, com gabarito de 30 metros entre pilares e 8 metros até o banzo

inferior da viga. As lajes são em concreto armado, assim como os pilares. A estrutura

contava com 24 pilares sendo que 16 em terra e oito no leito do reio. As dimensões entre

um tipo e outro eram diferentes entre si, isso por conta do menor vão livre, nesse caso, 16

metros aproximadamente, para os em solo. Havia na obra 24 contraventamentos de pilares

e 12 blocos em concreto armado.

Na região de transposição do rio, aonde o vão era de 30 metros, as vigas foram

reforçadas com um caixão metálico treliçado. Este ajuda a resistir à torção ocasionado pelo

carregamento oriundo dos veículos circulando em somente uma faixa de tráfego. Além

disso, suas extremidades (encontros) possuíam contenções de cortinas atirantadas.

O tabuleiro possuía pavimento asfáltico que totalizava 8,20 metros, protegidos com

barreiras New Jersey, que separavam as faixas de tráfego do passeio. Este possuía guarda-

corpos eram metálicos. Na interface entre o aterro de acesso e a ponte existiam juntas

elastoméricas, além de mais duas para dilatação no decorrer da estrutura. A OAE também

possuía aparelhos de apoio em articulações metálicas e em neoprene fretado.

Essa descrição da morfologia é importante, pois como a nota da obra é dada em

virtude de um índice relativo, o valor de referência vai englobar todos os elementos da

estrutura, ou seja, o não cadastramento de algum item gera uma nota que não é acurada. A

tabela 6 ilustra todos os elementos presentes na obra:


Tabela 6 – Morfologia da obra analisada

Quantidade Elemento 1 Sinalização 1 Operação 2 Aterro de acesso 1 Drenagem 4 Defensa metálica 12 Bloco de concreto armado 3 Laje de concreto armado 2 Viga de concreto armado 24 Contraventamento de pilar de concreto armado 24 Pilar em colunas de concreto armado 1 Viga metálica 24 Aparelho de apoio de neoprene fretado 8 Articulação metálica 2 Encontro – Parede Frontal de concreto armado 2 Muro de arrimo de concreto 2 Junta de dilatação elastomérica 1 Pavimento asfáltico 2 Calçada de concreto armado 2 Guarda corpo metálico 64 Estaca metálica 49 Transversina portante de concreto armado 2 Barreira

Para auxiliar na inspeção é desenhado um croqui dos perfis longitudinal, transversal

e vista superior, no qual é inserido o croqui de fotos, já que cada manifestação cadastrada

deve possuir uma foto associada. A seguir, é ilustrado uma foto do perfil longitudinal (Fig. 1)

e os croquis da respectiva OAE (Fig. 2 e 3).

Figura 1 - Foto do trecho sobre o rio da obra de arte especial analisada. Fonte: Acervo EMEA/UFPR.


Figura 2 - Croqui do perfil longitudinal da obra de arte especial analisada. Fonte: Acervo

EMEA/UFPR.

Figura 3 - Perfil do croqui fotográfico da obra de arte especial analisada. Fonte: Acervo EMEA/UFPR.


Antes da aplicação do modelo matemático desenvolvido no EMEA/UFPR, é também

preenchido uma ficha de avaliação conforme estabelece o DNIT 010/2004 – PRO, ilustrado

a seguir. Percebe-se que nessa avaliação, não existe uma discretização das manifestações,

onde estão alocadas especificamente e seus respectivos tamanhos, ou seja, a nota fica

totalmente dependendo somente da experiência do inspetor. Nesse modelo, a nota técnica

da OAE é definida pela pior nota atribuída aos grupos apresentados. A figura 4 é referente à

ficha de inspeção utilizada para o método descrito, preenchida com valores para a ponte do

estudo.


Figura 4 - Ficha de inspeção DNIT 10/2004 - PRO. Fonte: Acervo EMEA/UFPR.

O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR procura descrever melhor a manifestação,

além de possuir pesos conforme descrito anteriormente, a deterioração é alocada a um

elemento específico e não a família de elementos, como faz a inspeção sugerida pelo DNIT

010/2004. No relatório gerado, é apresentado a foto da manifestação além da identificação

de qual elemento, a dimensão e reparo dentro das classificações da metodologia

anteriormente descrita, além do tamanho da respectiva manifestação. A seguir, é ilustrado

como fica a descrição da manifestação (Fig. 5 a 7).


Figura 5 - Apresentação da manifestação potológica - eflorescências - no relatório. Fonte: Acervo

EMEA/UFPR.

Figura 6 - Apresentação da manifestação patológica - mancha de umidade - no relatório. Fonte:

Acervo EMEA/UFPR

Figura 7 - Apresentação da manifestação patológica - corrosão - no relatório. Fonte: Acervo

EMEA/UFPR.


A seguir, é ilustrado a figura 8, que indica a aplicação do modelo matemáticos nos

elementos (parâmetros) e, em seguida, o índice relativo da OAE analisada:

Figura 8 - Apresentação do relatório da aplicação do modelo matemático EMEA/UFPR sobre a

estrutura. Fonte: EMEA/UFPR.

Com essas manifestações, o índice base da ponte (somatório dos valores de

referência) ficou em 750, já o índice de performance é o somatório dos itens em negrito na

figura anterior. Esse valor ficou igual a 15,75. Fazendo a divisão de um pelo outro, obtém-se

o índice relativo que nesse caso ficou igual à 0,0210.


5. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS

Aplicando-se o modelo desenvolvido na UFPR, percebe-se que esse gera

informações mais detalhadas que o a inspeção proposta pelo DNIT 010/2004 PRO. Ao se

agrupar os elementos em famílias (laje, vigamento principal, mesoestrutura, infraestrutura e

pista/acesso) as informações específicas de cada elemento ficam perdidas, pois essas ficam

macro avaliadas. A inspeção também gera como nota para a OAE, a pior avaliação dos

itens descritos na ficha, não possibilitando saber o real estado da estrutura.

O modelo do EMEA/UFPR não tem esses problemas, pois cada elemento é avaliado,

sendo a nota gerada por parâmetros estabelecidos e não apenas pela subjetividade de

quem inspeciona. Outra vantagem, é que, decorrente do índice relativo, as notas podem ser

mais bem diferenciadas. Ou seja, duas estruturas podem ter nota técnica igual na inspeção

do DNIT (por exemplo, 4) porém no modelo do EMEA/UFPR será muito difícil as notas

serem exatamente iguais, visto a inspeção e nota ser atribuída utilizando todos os

elementos.

Com essa avaliação mais minuciosa, caso uma recuperação seja feita na obra, é

possível gerar orçamentos bem mais precisos, já que os danos estão cadastros por

elemento estrutural e por meio de uma medida, assim o responsável consegue estimar com

mais precisão o gasto que terá no reparo.

Com o avanço da tecnologia BIM, informações cada vez mais precisas são

essenciais para os parâmetros que os programas envolvidos utilizam. Portanto, modelar

uma estrutura locando exatamente onde se encontra cada manifestação, torna-se de grande

valia ao arquétipo de informações, já que se pode assim otimizar custos e prazos para a

manutenção. Nisso, podem ser feitos estudos do qual analisem os efeitos dos danos sobre

várias frentes, como estrutural, de manutenção, de cronograma para os reparos, partindo

sempre da ponte no pior estado, que é gerado pelo modelo de ranqueamento.

Exponha nesta seção as conclusões e/ou as considerações a respeito do seu trabalho.

Devem ser claras e objetivas.

REFERÊNCIAS

COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça, 1998.


DEPARTAMENTO NACIONAL DE INFRAESTRUTURA DE TRANSPORTES. DNIT 010/2004 – PRO: Inspeções em pontes e viadutos de concreto armado e protendido. Rio de Janeiro, 2004.

EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures, 2007 .Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016.

LICHTENSTEIN, Noberto B. Procedimento para formulação de diagnósticos de falhas e definição de conduta adequada à recuperação de edificações. Dissertação – Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, p. 191. São Paulo, 1985.

SITTER, W.R. Costs for Service Life Optimization. The “Law of Fives”. CEB-RILEM Durability of Concrete Structures, 1984


MODELO MATEMÁTICO DE RANQUEAMENTO: AVALIAÇÃO DA EROSÃO NOS PILARES DE PONTES

Cezar Falavigna Silva (Discente de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná); [email protected].

André Luiz Tonso Fabiani (Professor Dr., Universidade Federal do Paraná).

Resumo: Ao se conceber uma obra de arte especial (OAE), muitos aspectos devem ser

levados em consideração em seu projeto, construção e manutenção. O pior cenário para

essa estrutura é seu colapso, pois assim ela pode isolar pessoas e áreas, aumentar custos

e tempo de viagens, atrasar a entrega de bens e serviços. Uma das maiores causas das

quedas de pontes são falhas nos pilares devido aos efeitos de erosão gerados pelo

escoamento do rio. Esse enfoque na manutenção dessas estruturas muito vezes não é

levado em consideração, por isso é necessário incrementá-la em um modelo de avaliação

de obras de arte especiais que já avalie a estrutura como um todo. Esse artigo propõe a

análise utilizando o modelo desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil (EMEA)

da Universidade Federal do Paraná (UFPR). Trabalho publicado no 2º Simpósio Paranaense

de Patologia das Construções

Palavras-chave: Obras de arte especiais, Modelo matemático, Erosão.

MATHEMATICAL RANKING MODEL: BRIDGE SCOUR EVALUATION

Abstract: From the project, construction and operation of a bridge the worst scenario that

can happen is the structure failure. Without the bridge, travels will be longer, costs will be

higher, goods and services will be delayed, and even an area can become isolated until it’s

reconstruction. One of the main reasons of bridge failures are due to pier scour caused by

the river the structures are design to transpose. Usually, the bridge maintenance doesn’t

consider this effect, that’s why it is necessary to add this analysis to an evaluation model.

This article proposes a way to investigate the scour and how to implement it to the

mathematical evaluation model developed by Paraná State Federal University (UFPR) Civil

Engineering Model Office (EMEA).

Keywords: Bridges, Scour, Mathematical model, Piers.


1. INTRODUÇÃO

O maior problema que pode ocorre com uma ponte é seu colapso, já que isso pode

ocasionar na malha rodoviária ou ferroviária viagens ficarem mais longas, custos mais caros

e até mesmo isolar uma região de receber bens e serviços.

Wardhana e Hadipriono (2003) estudaram aproximadamente 500 obras que, durante

o período de 1989 e 2000, ruíram nos Estados Unidos, e percebeu-se que quase 53% dos

colapsos foram por inundações e erosão. Itens como sobrecarga e impacto de

embarcações, caminhões ou trens somaram 20%. Chang (1973) realizou um estudo

envolvendo 383 falhas, dos quais 24,5% foram relacionados aos pilares e 71,8% aos

encontros, sendo os motivos das quedas divididos em 38,8% para deficiências no canal,

29,6% à mudança vigorosa do escoamento, 20,0% ocasionado por detritos e somente 4,7%

decorrentes de problemas estruturais.

Por esses motivos, analisar a vulnerabilidade das pontes em relação à parte

hidráulica precisa ser incrementado em um modelo de avaliação global da estrutura. O

modelo matemático escolhido foi o desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil

– EMEA da Universidade Federal do Paraná foi o escolhido.


2.1 Modelo matemático de avaliação - EMEA/UFPR

O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR foi baseado em uma metodologia aplicada

na Eslovênia e Áustria e originalmente descrito no COST 345 do CEB. Ele consiste em

ponderar sobre os seguintes parâmetros, dano, elemento estrutural, intensidade do dano,

extensão da propagação nos elementos e urgência de reparo conforme ilustra a equação 1.

Onde:

Vd = valor do dano;


K1i = fator do elemento da estrutura, em função da sua importância no contexto da




K3i = fator relativo à extensão da propagação do tipo de dano “i” nos elementos

inspecionados; e

K4i = fator enfatizante da urgência de intervenção para o dano “i”.

Segundo o “Bulletin” 243 do CEB, cada um desses índices possue um intervalo de

valores nos quais se enquadram, resumido para cada na tabela 1.

Tabela 1: Intervalo de variação dos parâmetros do modelo EMEA/UFPR

Parâmetro Intervalo

B – tipo de dano (manifestação patológica) 1,00 a 5,00

K1 – fator do elemento da estrutura 0,10 a 0,60

K2 – fator indicativo da intensidade do dano 0,00 a 2,00

K3 – fator relativo à extensão da propagação do dano 0,50 a 2,00

K4 – fator enfatizante da urgência da intervenção 1,00 a 5,00

Entretanto, gerar uma avaliação se limitando apenas aos valores dos índices é

errôneo para comparações, pois as pontes possuem diferentes morfologias. Um exemplo, é

a comparacação de uma OAE multivigas com uma de viga caixão, a primeira apresenta, no

mínimo, mais que duas vigas enquanto a outra apresenta uma, resultando em notas

diferentes.

Para não existir esse problema, o resultado dos parâmetros deve ser divido por um

valor de referência, assim obtém-se um índice de performance. O valor de referência é

atribuído a todos os danos que podem ocorrer na estrutura, multiplicados pelos valores

máximos de intenside e extensão e pelo valor unitário de urgência (K4 = 1,00). O índice de

performance é equacionado a seguir (Eq. 2):

Onde:

Ip = índice de performance;

Vd = Valor do dano; e

Vd,ref = valor de referência.


Explanado sobre o modelo de avaliação desenvolvido no EMEA/UFPR, parte-se para

incrementar a análise hidráulica nesse. Esta é importante ser analisada em três quesitos, o

acréscimo de força horizontal nos pilas devido o acúmulo de detritos, se o gabarito é

suficiente para o escoamento do rio, e o objetivo deste artigo que é a erosão nos pilares de

pontes.

2.2 Análise da segurança hidráulica no modelo EMEA/UFPR – Erosão nos pilares

Como citado anteriormente, a avaliação dos quesitos hidráulicos será feita em três

partes, porém nesse artigo só será relatado a erosão nos pilares. Inicialmente será descrito

como é feita a ponderação da análise e seu embasamento teórico, em seguida, é explanado

como aplicar o diagnóstico no modelo matemático do EMEA/UFPR.

Pinto (1961) afirma que com a implantação dos pilares ou estacas das pontes, a

contração da seção provoca um aumento da velocidade média e da turbulência do

escoamento, resultando em uma escavação do leito nas imediações da estrutura. Existem 3

tipos de escavação, erosão do leito, erosão geral ao longo da seção, e o objeto de estudo

desse artigo, erosão local. Esta é provocada pelas alterações do movimento junto aos

pilares ou encontros da ponte.

O fenômeno não apresenta maior importância no caso de estruturas assentadas em

rocha, porém é comum em rios encontrar material erodível em uma camada espessa o que

tornaria economicamente inviável estendê-la até o leito rochoso.

Segundo Tozzi e Ota (2000), o perfeito conhecimento do fenômeno de erosão

provocado por pilares de ponte exige a compreensão das características hidráulicas do

escoamento ao redor do obstáculo.

A natureza do fenômeno, no qual, estão presentes correntes secundárias, zonas de

separação, vórtices, e outros, é extremamente complexo e de difícil tratamento matemático.

Por isso, torna-se necessário a realização de estudos teóricos e, principalmente, de estudos

experimentais para a quantificação do fenômeno.

A principal finalidade de estudar o processo erosivo ao redor de pilares de ponte é

obter a previsão máxima da erosão provocada pelas condições de escoamento. A

profundidade, devido ao fato de exercer influência na estabilidade estrutural da OAE, possui

maior importância e por isso, deve-se correlacionar os parâmetros de escoamento a essa

variável.


Segundo Ota e Tozzi (2000), a profundidade de erosão (ys) depende de variáveis

que caracterizam o fluido (�, �), do material do fundo (d, �s), do escoamento (yo, U) e do

pilar da ponte (b), conforme ilustrado:

ys = f(�, �, g, d, �s, yo, U, b) (3).

A expressão por ser reescrita admensionalmente como:

Ou ainda:

Com � = �s – 1 e v* = (g.yo.S)1/2, sendo:

ys = profundidade de erosão;

b = dimensão característica do pilar;

v* = velocidade de corte;

� = densidade do fluido;

� = viscosidade cinemática do fluido;

g = aceleração da gravidade;

d = dimensão característica do material sólido;

�s = densidade do material sólido;

yo = profundidade do escoamento;

U = velocidade média do escoamento;

� = densidade relativa do material sólido; e

S = declividade da linha de energia.

A orientação do pilar é um parâmetro adicional a ser considerado na determinação da

profundidade de erosão (ys). Esta pode ser calculada de duas maneiras conforme o material

de fundo, se existir ou não o transporte de partículas. Primeiramente será descrito com a

inexistência do transporte.

2.2.1 Efeito da distribuição da dimensão do sedimento – K�

A figura 1 resume os resultados obtidos por Raudkivi (1991) para a profundidade

máxima de escavação em relação ao diâmetro do pilar (ys/b) como função das


características representadas por �/d50, onde � (sigma) é o desvio padrão da distribuição da

dimensão do grão e d50, o diâmetro médio da partícula.

Figura 1 – Resultados da profundidade máxima de escavação em relação ao diâmetro do pilar (ys/b).

Fonte: Raudikivi (1991)

Percebe-se que a máxima profundidade obtida para material uniforme (� = 0),

considerando d > 0,7 mm, leva à relação ys/b = 2,1 a 2,3. Assim, se adota a expressão geral

igual a (Eq. 6):

À medida que o desvio padrão aumenta (�), os grãos maiores formam uma camada

protetora (“armouring”) no leito de montante. Existe um valor crítico para �/d50, no qual essa

camada pode ser obtida no leito plano, mas não no local onde é escavado, no qual as forças

sobre os grãos são maiores decorrente do aumento da agitação turbulenta. Percebe que

para areia, cujo d50 = 0,55 mm, a profundidade máxima foi igual a 2,1 e aumentando o valor

de �/d50, o ys/b cai para até 0,3. Portanto existe influência do desvio padrão

(granulometria), que é considerado na abaixo (Eq. 7):

K� pode ser obtido segundo o gráfico (Fig. 2) a seguir:

��

��


Figura 2 – Efeito da distribuição da dimensão do sedimento – K�. Fonte: Raudikivi (1991)

2.2.2 Efeito das dimensões do pilar e do sedimento – K(b/d50)

As dimensões do pilar e do sedimento modificam o desenvolvimento e a

profundidade de estabilização da erosão. Por isso, a relação ys/b deve ser corrigida, isso é

feito pelo parâmetro K(b/d50) ilustrado na figura 3, a seguir.

Figura 3 – Efeito das dimensões do pilar e do sedimento – K(b/d50). Fonte: Raudikivi (1991)

Os efeitos da erosão são cumulativos, por esse motivo ilustra-se, até agora, como expressão geral (Eq. 8), o seguinte:


2.2.3 Efeito da profundidade do escoamento – Kd

Segundo Raudkivi (1991), o escoamento tri-dimensional ao longo do pilar impede

determinar analiticamente o efeito da profundidade do escoamento (yo) sobre a

profundidade da erosão (ys). No entanto, Ota e Tozzi (2000) ressaltam que observações

mostram que:

• Para escoamentos de baixa profundidade, ys cresce com yo;

• Para escoamentos de maior profundidade, ys praticamente independe de yo.

A correção de ys/b devido a esse efeito é feito pelo parâmetro Kd, obtido pela figura

4, a seguir. Nota-se que quanto mais fino o sedimento relativamente à dimensão do pilar,

menor é a faixa de influência da profundidade do escoamento.

Figura 4 – Efeito da profundiade do escoamento – Kd. Fonte: Raudikivi (1991)

2.2.4 Efeito do alinhamento do pilar – K�/

O alinhamento ao escoamento da forma do pilar, a exceção dos cilíndricos, altera

fortemente a profundidade da erosão, já que esta é função da dimensão normal à corrente.

Conforme o ângulo de ataque aumenta, o ponto da máxima profundidade se move ao longo

do lado exposto do pilar em direção a sua parte final. O ângulo de ataque depende da

relação entre comprimento e da largura do pilar. A figura 5, a seguir, ilustra o parâmetro K�,

função do ângulo (�) de ataque e relação l/b (comprimento/largura), onde K� irá corrigir o

ys/b.


Figura 5 – Efeito do alinhamento do pilar – K�. Fonte: Raudikivi (1991)

2.2.5 Efeito da forma do pilar – Ks

O efeito da forma do pilar é levado em consideração no Ks. Esse método é

aproximado, visto que existe uma enorme variedade de formas de pilar, além do fato que

essa forma pode ser alterada pelo acúmulo de material a montante durante enchentes ou

trazidos pelo escoamento. Para pilares alinhados (perpendicular ao escoamento) com o

escoamento, os valores de Ks estão disponibilizados no quadro abaixo.

Figura 6 - Efeito da forma do pilar - Ks. Fonte: Autores adaptado Raudikivi (1991)

Forma do pilar b/l b’/l’ Ks Cilíndrico 1,0 Retangular 1:1 1,22 1:3 1,08 1:5 0,99 Retangular com face semicircular 0,90 Semicircular com final em cunha 0,86 Retangular com cantos chanfrados 1,01 Retangular com face em cunha 1:2 0,76 1:4 0,65

Elípctico 1:2 0,83 1:3 0,80 1:5 0,61 Lenticular 1:2 0,80 1:3 0,70 Aerodinâmico 1:3,5 0,80

Portanto, deve-se multiplicar o alinhamento pela forma afim de se o efeito dos pilares

sobre a erosão, na equação 9, a seguir, o alinhamento será admitido como K� e a forma


como Ks. Com esses parâmetros estabelecidos é possível representar a equação de ys/b

por (Eq. 9):

Onde:

ys/b = profundidade máxima de erosão;

K� = coeficiente para o efeito da distribuição da dimensão do sedimento;

K(b/d50) = coeficiente para o efeito das dimensões do pilar e do sedimento;

Kd = coeficiente para o efeito da profundidade de escoamento;

K� = coeficiente para o efeito do alinhamento do pilar; e

Ks = coeficiente para o efeito da forma do pilar.

2.2.6 Existência de transporte de material do fundo (“Live-Bed Scour”)

Com o transporte de material do fundo, o sedimento que vem de montante atinge o

buraco da escavação e sai novamente. As características da escavação junto ao pilar para

ambos os casos de inexistência (clear water scour) e existência (live-bed scour) de

transporte de material do fundo estão descritos na figura 7, a seguir (considerando o efeito

da distribuição granulométrica). O símbolo Uc representa a velocidade crítica para o início

do transporte do sedimento, ou seja, na figura 7 são ilustradas quantas vezes a mais a

velocidade é superior ao início de transporte.

Figura 7 - Características da escavação junto ao pilar. Fonte: Raudikivi (1991)

É possível abordar seguintes constatações da figura:


• A curva superior representa o sedimento uniforme, nela verifica-se que a

profundidade de erosão decresce do valor de pico conforme a relação U/Uc

aumenta, atingindo um valor máximo entre 1,5 e 2,0. Com o aumento de U/Uc, a

profundidade atinge um novo pico denominado “transition flat bed peak”;

• O efeito da distribuição do tamanho do sedimento sobre a profundidade de erosão

ainda é objeto de estudo. Ota & Tozzi (2000) ressaltam que uma conclusão

simplificadora do processo é que se todos os grãos estão em movimento, a

profundidade de erosão no trecho correspondente ao “transition flat bed peak” é

pouco afetada. Ela é válida desde que os grãos de maiores dimensões em transporte

tenham diâmetros menores que 10% do diâmetro do pilar e que o escoamento

permaneça subcrítico (fluvial). De modo geral, esse efeito parece ser desprezível

para �g menor que 2 e a profundidade de erosão segue aproximadamente a curva

do sedimento uniforme.

Para variações superiores do tamanho do sedimento, a erosão para condição U/Uc =

1,0 é corrigida pelo fator K� (figura 2), com o valor de Uc calculado em função do diâmetro

d50.

O início do transporte do sedimento sobre um leito composto de sedimento não

uniforme marca o início do processo de “armouring” da superfície do leito. O “armouring”

provoca o aumento do valor da velocidade de corte que a superfície do leito pode resistir e a

profundidade local de erosão aumenta até o limite da velocidade de corte (U*ca) ou

velocidade média (Uca) da camada de “armour” do sedimento. Para esse valor de Uca, a

profundidade de erosão atinge um pico mais baixo, devido ao montante de sedimento em

transporte. Ultrapassando esse valor, a camada de superfície do leito é erodida, o transporte

de sedimento aumenta rapidamente, conduzindo a uma redução de profundidade de erosão.

Na sequência, a profundidade de erosão aumenta novamente com o aumento da tensão

tangencial aplicada a condição de “transition flat bed peak”. A velocidade crítica sobre uma

camada de armouring, Uca, pode ser estimada pelo diâmetro d50 dessa camada, denominado

d50a. O valor máximo de d50a é:

d50a = dmax/1,8

No qual dmax é o diâmetro máximo do material do leito. O valor de d50a permite o cálculo de U*ca pelo critério de Shields (Eq. 10):


A velocidade média crítica correspondente, obtida pela expressão (Eq. 11):

O processo de estimativa da profundidade local de erosão em um pilar de ponte,

para os casos de existir ou não o transporte de sedimento, encontra-se resumido, no

fluxograma sequente (Fig. 8).

Figura 8 – Fluxo para estimativa da profundiade local de erosão. Fonte: Raudikivi (1991)

ys = X.Ks.K�.K(b/d50).Kd.b

K� da figura 2

Se Uc < U < 4Uc

= X

Estimado na figura 7.

Se U > 4Uc

� 2,3

Fator do formato do pilar – Ks. Figura 6.

Fator do alinhamento do pilar – K�. Figura 5.

Fator do efeito da dimensão do pilar e do sedimento K(b/d50). Figura 3 para b/d50 <50.

Fator do efeito profundidade do escoamento– Kd. Figura 4

ys = 2,3.Ks.K�.K(b/d50).Kd.b

Determinar curva granulométrica do sedimento. Determinar o limite para o transporte de transporte de partículas d50, u*c ou Uc

U*c(d50)�u*

Sem transporte de sedimento U*c(d50) � u*

Com transporte de sedimento u* > u*c ou U > Uc

Equação 7:

� 2,3.K�

Fator do formato do pilar – Ks. Figura 6.

Fator do alinhamento do pilar – K�. Figura 5.

Fator do efeito da dimensão do pilar e do sedimento K(b/d50). Figura 3 para b/d50 <50.0

Fator do efeito profundidade do escoamento– Kd. Figura 4

ys = 2,3.Ks.K�.K(b/d50).Kd.b



Para inserir no modelo EMEA/UFPR a erosão, inicialmente, deve-se estabelecer um

valor para a manifestação patológica, B. Como não existe esse dano na avaliação, o mesmo

foi comparado com dois outros similares “Descalçamento” e “Exposição das estacas”, que

possuem B iguais a 2,00 e a 3,00 respectivamente. Como exposição das estacas é mais

danoso e também as estacas podem estar expostas submersas, por isso adotou-se para

erosão nos pilares o valor dessa avaria.

Porém, após explicar a análise falta aplicar no modelo do EMEA/UFPR.

Inicialemtente deve ser elencado o valor para o K1, no caso a segurança hídrica, que

comparado com outras manifestações do modelo adotou-se 0,40.

Para se estabelecer o K2 deve-se utilizar a seguinte formulação, no qual, é feita a

relação entre a profundidade de erosão obtida em fórmula e dividida pela profundidade do

canal (Eq. 12). O resultado obtido deve ser comparado com a tabela para obter o K2.

Tabela 2 - Intervalo de valores para o K2 – Intensidade do dano

Tipo Grau Critério Intervalo

0 Insignificante Dano irrelevante 0,00

I Pequeno Dano pequeno, em menos de 10% da área total do elemento. 0,50

II Médio Dano intermediário, confinado em uma área pequena de 10% a 25% da área total do elemento. 1,00

III Grande Dano grande, de 25% a 75% da área total do

elemento, ou em muitos lugares de um elemento estrutural.

1,50

IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área de um elemento, mais de 75% da área total do elemento. 2,00

A extensão de propagação do dano, da erosão é obtida pela tabela 3, a seguir:

Tabela 3: Intervalo de valores para o parâmetro K3 – extensão de propagação

Critério K3

Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50 Dano aparece ente 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00 Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE 1,50 Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE 2,00


Como os pilares fora da água não podem sofrer esse tipo de erosão, eles são

descartados na análise, sobrando somente os que estão imersos na água. Destes, os que

estão próximos das margens possuem menor influência dos que estão no talvegue do rio,

isso devido ao fato que próximo das margens as velocidades de escoamento são menores.

Por essa razão, esses pilares marginais devem ser minorados. Isso será feito da seguinte

maneira (Eq. 13 e 14):

P = percentual de pilares nas margens do rio;

n’ = número de pilares nas margens do rio;

n = número total de pilares na água.

P’ = percentual minorado dos pilares das margens do rio;

n’ = número de pilares nas margens do rio.

Esse percentual, no entanto, é para todos os pilares, se faz necessário achar um

valor individual para os pilares (Eq. 15).

P’ind = percentual individual do pilar nas margens do rio

P’ = percentual minorado do pilar nas margens do rio

n’ = número de pilares nas margens do rio

Disso, pode-se calcular o percentual majorado dos outros pilares imersos na região

central do rio (Eq. 16) e consequentemente o valor individual desses (Eq. 17).

Pª = percentual majorado dos pilares imersos na região central do rio


Pª = percentual majorado individual do pilar imerso na região central do rio

Para a determinação do K3, basta somar os percentuais dos pilares que estão

sofrendo erosão e comparar com a tabela de valores de K3.

Os valores associados à urgência da intervenção são apresentados abaixo. O dano é

classificado de acordo com a tabela 4, a partir da avaliação do inspetor e das condições

existentes. Como fatores importantes de análise das condições existentes, recomenda-se ao

inspetor observar se a estrutura é isostática ou hiperestática, o comprimento do vão, o

número de vãos na sobre a água, se o leito é móvel e se for possível, comparar o perfil do

projeto a fim de checar se a profundidade está atingindo a fundação. Este último é o

principal, porém nem sempre existe o projeto à disposição para análise.

A partir das informações disponíveis, pode-se atribuir a urgência de reparo conforme

a tabela a seguir (Tabela 4):

Tabela 4: Intervalo de valores para o parâmetro K4 – urgência de intervenção

Classificação Intervalo K4 Não urgente Intervenção não urgente, pois o dano não interfere na

utilização e capacidades da OAE, também não altera a sua durabilidade.

1,00

Dano a reparar Dano deve ser reparado em período não maior que 5 anos, para garantir a servicibilidade e não compremeter a

durabilidade.

2,50

Reparo imediato Reparo imediato, pois o dano já está comprometendo a utilização da OAE, com risco às pessoas.

4,00

Limitação de carga Limitação de carga, interrupção de tráfego e escoramento imediato deve ser feito, além do reparo.

5,00

Com todos os índices estabelecidos, é possível calcular o valor do dano para a

erosão nos pilares e assim agregar ao modelo EMEA/UFPR.



Como citado no início, muitas das falhas que ocorrem em pontes são devido à

problemas oriundos do escoamento da água abaixo da estrutura. Então, se faz essencial

implementar esse tipo de análise em modelos de avaliação. A erosão, descrita nesse artigo,

pode ser facilmente incrementada ao sistema de cálculo do EMEA/UFPR. Com dados que

podem ser obtidos em campo, é possível estimar a profundidade de erosão máxima e assim

considerar uns dos principais causadores de colapsos em pontes.

A ferramenta descrita no artigo mostra-se aplicável em campo já que não necessita

de muitas informações a serem coletadas. Além disso, como na maioria dos casos o

enfoque de inspeção sempre é limitado a obra e seus parâmetros estruturais, analisar a

erosão nos pilares preenche a falta de que quando se inspeciona uma ponte, entretanto,

como mencionado anteriormente, os colapsos decorrentes de questões estruturais são bem

menos recorrentes do que se comparada às que envolvem o curso d’água. Portanto, o

acréscimo nos procedimentos de inspeção, no caso, uma ponderação sobre os efeitos

erosivos.

Logo, deve-se somar às inspeções de pontes, avalições sobre o curso d’água onde

as pontes estão inseridas, não sobre a pespectiva de um obstáculo a ser transposto e sim

como a principal causa de colapsos nessas estruturas.

REFERÊNCIAS

CHANG, F.F.M. A statistical summary of the cause and cost of bridge failures. Federal Highway Administration – FHWA emergency relief files, 1973 COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça, 1998 EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures, 2007. Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016. PINTO, N. L. S. Erosão ao redor de pilares de ponte. 1 v. Tese (Doutorado) - Curso de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Brasil, 1961. TOZZI, M.; OTA; J. J. Erosão em pilares de pontes. Notas de aula, 2000. RAUDIKIVI, A. J. (1991). Scour at bridge piers. In BREUSERS, H. N. C.; RAUDIKIVI, A. J.. Scouring. A.A. Balkema: Rotterdam, p. 61-94, 1991.

WARDAHANA. Kumalasari; HADRIPRIONO, Fabian C. Analysis of recent bridge failures in the United States. Journal of Performance Of Constructed Facilities. 17:3. p. 144-150, 2003.


MODELO MATEMÁTICO DE RANQUEAMENTO: AVALIAÇÃO DO ACRÉSCIMO DO ESFORÇO HORIZONTAL NOS PILARES DEVIDO

AO ACÚMULO DE DETRITOS



Resumo: O principal problema que uma obra de arte especial (OAE) pode apresentar seria

sua ruína. Para o caso de pontes, na grande maioria dos casos dessas situações, o colapso

é decorrente de fatores ligados ao corpo hídrico que essas transpõem. Portanto, é

indispensável gerar um modelo sobre o qual fatores ligados à parte hídrica possam ser

avaliados. Um desses fatores é o incremento dos esforços nos pilares por conta do acúmulo

de detritos. Utilizando o modelo de avaliação de obras de arte especiais (OAE) desenvolvido

pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil (EMEA) da Universidade Federal do Paraná

(UFPR), esse artigo propõe uma metodologia de avaliação do quesito e como parametrizá-lo

no modelo matemático do EMEA/UFPR. Trabalho publicado no 2º Simpósio Paranaense de

Patologia das Construções.

Palavras-chave: Obras de arte especiais, Pontes, Pilares, Detritos, Modelo Matemático.

MATHEMATICAL RANKING MODEL: EVALUATION OF THE

HORIZONTAL FORCES INCREASE ON BRIDGE PIERS DUE DEBRIS

Abstract: The worst scenario that can happen to a bridge is its failure. When that situation

occurs, most of them are caused by hydraulic problems. Therefore, it is important to

generate an evaluation model that has on its analysis the problems caused by the river water

flow. One of these, is the increase of pressure on piers due to the accumulation of debris.

Using a bridge evaluation model developed by the Civil Engineering Model Office (EMEA)

from the Paraná State Federal University (UFPR), this article proposes an evaluation

methodology for the increase of pressure due to accumulation of debris and how to apply it

on the mathematical model from EMEA/UFPR

Keywords: Bridges, Piers, Debris, Mathematical model, Evaluation model.


1. INTRODUÇÃO

O maior problema que pode ocorrer com uma ponte após sua concepção, projeto e

construção seria seu colapso. A falta dessa obra de arte especial (OAE) na malha rodoviária

ou ferroviária pode fazer viagens ficarem mais longas, custos mais caros ou mesmo isolar

uma determinada região de receber bens e serviços.

Um estudo realizado por Wardhana e Hadipriono (2003) envolvendo cerca de 500

obras que entraram em colapso nos Estados Unidos entre 1989 e 2000 notou que quase

53% dos colapsos foram por inundações e erosão. Itens como sobrecarga e impacto de



encontros. As causas dos colapsos foram divididas em 38,8% para deficiências no canal,



Por essas razões, analisar a vulnerabilidade das pontes em relação à parte hidráulica

deve ser desenvolvido. Porém, olhar somente esse aspecto ignorando os demais, seria

incorrer em uma avaliação da qual se excluiria todos os campos envolvidos na área e

continuar a olhar as obras sob um aspecto. Então, incluir a análise em um modelo que

enumera holisticamente a estrutura é essencial. O modelo matemático escolhido foi o

desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil – EMEA da Universidade Federal

do Paraná


O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR foi baseado no COST 345 [3] do CEB

(Comité Euro-Internacional du Béton) e já é empregado na Eslovênia e Áustria. Ele consiste

em ponderar sobre os seguintes parâmetros, dano, elemento estrutural, intensidade do

dano, extensão da propagação do dano nos elementos e urgência de reparo. A formulação

é descrita a seguir:

Onde:

Vd = valor do dano;







inspecionados; e


Cada um desses parâmetros possue um intervalo de valores nos quais se encaixam,

descritos no “Bulletin” 243 do CEB e resumido para cada índice na tabela 1, a seguir:

Tabela 1: Intervalo de valores dos parâmetros do modelo

Parâmetro Intervalo B – tipo de dano (manifestação patológica) 1,00 a 5,00





Como se pode notar, as amplitudes são diferentes para cada parâmetro, por

exemplo, no caso de B (manifestação patológica), o valor varia conforme a severidade da

manifestação, ou seja, estética causando insegurança ao usuário possui um valor menor

que corrosão da armadura com desplacamento e rompimento de barra. Com esse mesmo

princípio, o fator do elemento da estrutura (K1), também varia, já que em caso de falha de

alguns elementos podem causar a ruína da obra, quando outros não terão o mesmo

impacto. É o caso da ruptura de um pilar ou viga comparado à ruptura de um guarda-corpo.

Já o fator de intensidade do dano (K2) representa com qual gravidade a

manifestação aparece no elemento já que apenas afirmar que existe corrosão da armadura

com desplacamento não indica a magnitude que isso se desponta. Entretanto, somente a

intensidade não é suficiente, pois essa degradação pode estar localizada ou espalhada no

elemento da estrutura, para tal existe o fator relativo à extensão da propagação do dando

(K3). O último fator é associado à urgência de intervenção (K4), esse parâmetro cabe ao

engenheiro inspetor atribuir conforme as condições existentes.

Todavia, considerar somente o valor oriundo desses parâmetros não é suficiente

para ser possível comparar estruturas, isto porque no caso de pontes maiores estas

provavelmente possuem mais manifestações que pontilhões (travessia com até 6 metros) e


isso faz com que seu valor de dano seja maior, considerando uma a mesma morfologia para

ambas. Para o caso de estruturas com morfologias diferentes essa questão é agravada, pois

como os elementos mudam, isso resulta em novos parâmetros K1, o que gera resultados

mais diversos que o caso anterior.

Para sanar esse problema, a nota obtida pelos indicadoress deve ser divida por um

valor de referência, assim é possível obter um índice de performance. O valor de referência

é atribuído a todos os danos que podem ocorrer na estrutura, multiplicados pelos valores

máximos de intenside (K2=K3=2,00) e extensão e pelo valor unitário de urgência (K4 =

1,00). O índice de performance é equacionado a seguir:

Onde:


Vd = valor do dano; e


Explanado sobre o modelo de avaliação desenvolvido no EMEA/UFPR, é necessário

então incrementar a análise hídrica nesse. Esta é importante ser analisada em três partes,

se o gabarito é suficiente para o escoamento do rio, se a erosão nos pilares não atinge

níveis preocupantes e o objeto deste artigo se o incremento da força horizontal nos pilares

em decorrência do acúmulo de detritos está em um nível alarmante.

2.2 Análise da segurança hidráulica no modelo EMEA/UFPR

Como citado anteriormente, a avaliação dos quesitos hidráulicos será feita em 3

partes, porém nesse artigo só será relatado o incremento de força horizontal nos pilares.

Porém, para o modelo EMEA, todas três análises terão em comum o elemento estrutural da

ponte (K1) a segurança hídrica, ou seja, o K1 sempre será igual a 0,40. Portanto cada

avaliação possuirá um B próprio, o K1 em comum, e K2, K3, K4 com mensurações exclusivas

para cada dano.


Inicialmente será descrito como é feita a ponderação da análise do esforço horizontal

nos pilares e o embasamento teórico para se chegar a tal, em seguida, é explanado como

aplicar o diagnóstico no modelo matemático do EMEA/UFPR.

2.2.1 Acréscimo de esforço horizontal nos pilares devido ao acúmulo de detritos

O esforço horizontal é orindo da pressão da água no pilar, porém quando existe uma

aglomeração de material na sua face, isso incorre em uma força resultante não prevista em

projeto. Para o cálculo do esforço a NBR 7187:2003 – Projetos de ponte de concreto

armado e concreto protendido – recomenda que “a pressão da água em movimento sobre

os pilares e elementos da fundação pode ser determinada através da expressão” (Eq. 3):

Onde:

p = pressão estática equivalente, em kN/m²;

v = velocidade da água em m/s; e

k = coeficiente dimensional conforme seção do pilar.

O coeficiente dimensional – k – varia de acordo com a seção do pilar, se é um círculo

ou um quadrilátero, e a direção do escoamento em relação à forma. Porém, usualmente, a

força resultante do escoamento sobre qualquer forma é dada pela expressão (Ep. 4) a

seguir, que efetivamente será usada para o modelo do EMEA/UFPR:

Onde:

F = força resultante, em N;

Cd = coeficiente de arresto, adimensional;

� = massa específica do fluido, em N/m³;

A = área do pilar submersa, em m²; e

u = velocidade média do escoamento, em m/s.


A princípio pode-se crer que são duas expressões diferentes, no entanto essas são a

mesma, como demonstrado a seguir (Eq. 5, 6 e 7):

As velocidades de escoamento são representadas por v na equação 3, oriunda da

norma e u na equação 4, comumente utilizada na mecânica dos fluidos, ambas em m/s.

Além disso, o k na expressão é dado em kN/m² enquanto a equação 4, utilizando Cd, usa

como unidades N/m². Portanto, é necessário compatibilizar unidades, para isso precisa-se

dividir por 1000, resultanto em (Eq. 8):

A massa específica da água (p) é 1000 N/m², procedendo em (Eq. 9 e 10):

Portanto, no método de análise para a segurança hídrica – força horizontal nos

pilares - os valores para Cd serão o dobro dos encontrados em norma. Porém por

experiência em inspeções de pontes, é comum encontrar-se pilares octogonais, não

contemplados em norma. Para se estabelecer esse valor foram utilizadas relações de área

comum entre o círculo-octógno e quadriláterio-octógono, e também o caminho até que

ocorra a separação do escoamento na forma, com isso foi obtido o valor de k igual a 0,47 e,

portanto, um Cd de 0,94.

A figura a seguir (Fig. 1) ilustra todos os valores conforme o ângulo de incidência:


Com o acréscimo dos detritos, a área na formulação irá aumentar,

consequentemente, a força horizontal também. Devido à cor e turbidez das águas dos rios,

não é possível saber quanto dos detritos está submerso, por isso, admite-se a simplicação

de que o material que está acima do nível d’água também está abaixo. Conforme ilustrado

abaixo (Fig. 2):



Definido a formulação e como avaliar os itens dessa, falta definir os parâmetros para

o modelo EMEA/UFPR. O primeiro é o valor para B – manifestação patológica, igual a 3,00.

Esse número é decorrente da comparação com valores de outros danos utilizados no

modelo. As manifestações utilizadas foram “Dano não gerando esforços imprevistos” cujo B

vale 2,00 e “Dano gerando esforços imprevistos” cujo B vale 4,00. A partir da média de

ambos, é possível chegar ao valor adotado de 3,00. O valor foi adotado, pois como a escala

é de 1,00 até 5,00, um peso de 4,00 representaria 80% da escala de variação, o que foi

considerado muito alto, já adotar 2,00 teria o efeito inverso, seria somente 40% da

graduação, o que seria muito pequeno para o dano. Portanto, B será igual a 3,00. Já o K1,

como citado anteriormente, será sempre igual a 0,4, referente à segurança hídrica.

O próximo parâmetro é o K2, calculado utilizando a seguinte formulação (Eq.11):

Onde:

F com detritos = força horizontal nos pilares com o acúmulo de detritos; e

F sem detritos = força horizontal nos pilares sem o acúmulo de detritos.

O valor resultante da equação 11 deve ser comparado com a Tabela 2, que

representa os valores de K2 de acordo com a intensidade que a manifestação se apresenta:

Tabela 2: Intervalo de valores para o K2 – Intensidade do dano

Tipo Grau Critério Intervalo 0 Insignificante Dano irrelevante 0,00

I Pequeno Dano pequeno, em menos de 10% da área total do elemento 0,50

II Médio Dano intermediário, confinado em uma área pequena de 10% a 25% da área total do elemento 1,00


elemento, ou em muitos lugares de um elemento estrutural

1,50

IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área de um elemento, mais de 75% da área total do elemento 2,00

No caso, o dano não seria medido em área e sim em quanto aumentou o esforço em

relação ao que seria previsto pela norma. Na ocorrência de mais de um pilar com acúmulo


de detritos, como simplicação e segurança, o pilar que apresentar a pior manifestação será

a base de cálculo da intensidade do esforço.

O próximo parâmetro é a amplitude de propagação, K3, que é calculado pela simples

relação entre o número de pilares com detritos e o número total de pilares imersos em água

(Eq. 12). Dessa relação compare-se com a tabela 3 de extensão de propagação do dano.


Critério K3 Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50

Dano aparece ente 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00



Por último, os valores associados à urgência de intervenção são apresentados a

seguir. O dano é classificado de acordo com a tabela 4, a partir da avaliação do inspetor e

das condições existentes. Como fatores importantes de análise destas, recomenda-se ao

avaliador observar se a estrutura é isostática ou hiperestática, o comprimento do vão, o

quanto a seção é contraída com o acúmulo de materiais e se possível, comparar com

dimensionamento estrutural do pilar, caso seja permitido o acesso ao projeto. A partir disso,

pode-se atribuir a urgência de reparo, conforme ilustrado pela tabela 4.


Classificação Intervalo K4 Não urgente Intervenção não urgente pois o dano não interfere na

utilização e capacidades da OAE, também não altera a sua durabilidade

1,00

Dano à reparar Dano deve ser reparado em período não maior que 5 anos, para garantir a servicibilidade e não compremeter a

durabilidade

2,50

Reparo imediato Reparo imediato, pois o dano já está comprometendo a utilização da OAE, com risco às pessoas

4,00

Limitação de carga Limitação de carga, interrupção de tráfego e escoramento imediato deve ser feito, além do reparo

5,00


A descrição que se encontra no “Bulletin” 243 do CEB para a limitação de carga

(Tabela 4), afirma que deve ser feito o escoramento imediato, porém, no caso do acúmulo

de detritos nos pilares, o escoramento não deve acontecer, a solução é a limpeza com

urgência desses.

Com todos os índices estabelecidos é possível calcular o valor do dano para o

acréscimo do esforço horizontal nos pilares por conta de detritos presos, e assim agregar ao

modelo EMEA/UFPR.


Aplicando o modelo desenvolvido pelo EMEA/UFPR, é possível perceber que ele

analisa a obra de arte especial de maneira global em função do risco que a manifestação

patológica representa para a estrutura. No entanto, estudos mostram que as principais

razões para o colapso das pontes estão ligadas diretamente a parte hidríca do conjunto.

A análise anterior cobre um dos pontos desse aspecto, onde se avalia o acréscimo

das forças horizontais. Compatibilizando com requisitos da NBR 7187:2003 com um modelo

de análise do dano, é possível então referenciar os dados obtidos com a formulação

desenvolvida pelo EMEA/UFPR. Assim mantém-se o padrão comparativo que esse permite

entre obras de arte especiais.

A ferramenta descrita no artigo mostra-se aplicável em campo já que não necessita

de muitas informações a serem coletadas, a não ser a profundidade do canal e a dimensão

do pilar, que podem ser feitas fácilmente. Além disso, o instrumento começa a preencher a

falha de que quando se faz a análise de uma ponte, o enfoque dado é somente à estrutura,

porém como citado anteriormente, os colapsos desse quesito são bem menos recorrentes

do que se comparada às que envolvem o curso d’água. Portanto, deve-se existir uma

mudança de avaliação, ou melhor, um incremento nos procedimentos de inspeção, no qual,

seja incluso uma ponderação sobre os efeitos gerados pelo acréscimo de esforço horizontal

nos pilares devido aos detritos.

Esse enfoque não agregado, quando se trata de manutenção e conservação de

obras de arte especiais, que como comprovado, faz parte dos grupos que mais ocasionam

ruptura das estruturas. Logo, deve-se somar às inspeções de pontes avalições sobre o rio

sobre o qual passam por cima, não mais entendendo somente como um obstáculo a ser

transposto e sim como o principal gerador de colapsos nessas estruturas.


Exponha nesta seção as conclusões e/ou as considerações a respeito do seu trabalho.

Devem ser claras e objetivas.

REFERÊNCIAS

ABNT – Associação Brasileira de Normas e Técnicas: NBR 7187:2003 – Projeto de pontes de concreto armado e de concreto protendido – Procedimento

CHANG, F.F.M. A statistical summary of the cause and cost of bridge failures. Federal Highway Administration – FHWA emergency relief files, 1973

COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça, 1998

EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. (2007). COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures. .Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016

WARDAHANA. Kumalasari; HADRIPRIONO, Fabian C. Analysis of recent bridge failures in the United States. Journal of Performance Of Constructed Facilities. 17:3 p. 144-150, 2003.


MODELO MATEMÁTICO DE RANQUEAMENTO: AVALIÇÃO DO GABARITO DE PONTES



Resumo: O principal objetivo de uma ponte é transpor um curso água para conectar regiões

por meio de uma rodovia ou ferrovia. No entanto, um dos principais causadores de colapso

em obras de arte especiais (OAE’s) são os efeitos gerados pelo escoamento da água do rio.

Um desses efeitos é quando a altura do escoamento é superior ao gabarito (vertical e

horizontal) que a estrutura possui. Isso pode ocasionar uma espécie de represamento do rio,

ou, em um caso mais crítico, remover o tabuleiro e vigas dos pilares. Para evitar essa

situação, um modelo de análise do gabarito deve ser desenvolvido. Esse artigo propõe uma

metodologia que, inclusa no modelo de avaliação de obras de arte especiais desenvolvido

no Escritório Modelo de Engenharia Civil (EMEA) da Universidade Federal do Paraná

(UFPR), é possível checar se a ponte apresenta um cenário preocupante ou não. Trabalho

inicialmente publicado no 2º Simpósio Paranaense de Patologia das Construções.

Palavras-chave: Obras de arte especiais, Segurança hídrica, Manutenção de OAEs.

MATHEMATICAL RANKING MODEL: BRIDGE TEMPLATE

EVALUATION

Abstract: The objective of a bridge is to transpose an obstacle, a river, to connect two

different regions. Therefore, the main reason that bridges fall are due to hydraulic effects.

One of those is when the river’s flow rate is above what the bridge’s aperture (vertical and

horizontal) can drain. That can dam the river or even lift the slab and beams from the piers.

To avoid this situation, an analysis model must be developed. This article proposes a

methodology that suits on the bridge evaluation model developed by Federal State University

(UFPR) Civil Engineering Model Office (EMEA) to check if the bridge has a worrisome

scenario or not.

Keywords: Bridges, Hydraulic security, Templet.


1. INTRODUÇÃO

O maior problema que pode ocorre com uma ponte após sua concepção, projeto,

construção seria seu colapso. A falta dessa obra de arte especial (OAE) na malha rodoviária

ou ferroviária pode fazer viagens ficarem mais longas, custos mais caros e até mesmo isolar

uma região de receber bens e serviços.

Um estudo realizado por Wardhana e Hadipriono (2003) envolvendo cerca de 500

obras que entraram em colapso nos Estados Unidos entre 1989 e 2000 notou que quase

53% dos colapsos foram por inundações e erosão. Itens como sobrecarga e impacto de



encontros. As causas dos colapsos foram divididas em 38,8% para deficiências no canal,



Por essas razões, analisar a vulnerabilidade das pontes em relação à parte hidráulica

deve ser desenvolvida. Porém olhar somente esse aspecto ignorando os demais seria

incorrer em uma avaliação da qual se excluiria todos os campos envolvidos na área. Então,

incluir a análise em um modelo que enumera holisticamente a estrutura é essencial. O

modelo matemático escolhido foi o desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil

– EMEA da Universidade Federal do Paraná (UFPR).


2.1 Modelo matemático EMEA/UFPR

O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR foi baseado no COST 345 [3] do CEB e já é

empregado na Eslovênia e Áustria. Ele consiste em ponderar sobre os seguintes

parâmetros, dano, elemento estrutural, intensidade do dano, extensão da propagação nos

elementos e urgência de reparo. A formulação é descrita a seguir (Eq. 1):

Onde:

Vd = valor do dano;







inspecionados; e


Cada um desses parâmetros possue um intervalo de valores nos quais se encaixam,

descritos no “Bulletin” 243 do CEB e resumido para cada índice na tabela 1, a seguir:

Tabela 1: Intervalo de valores dos parâmetros do modelo

Parâmetro Intervalo B – tipo de dano (manifestação patológica) 1,00 a 5,00





No entanto, retirar uma nota apenas usando os valores dos índices acima não é

representivo para comparações, pois as pontes possuem diferentes morfologias. Ou seja,

uma ponte com mais vigas, pilares, e outros, apresenta um resultado pior que uma com

menos elementos. Um caso exemplo é a comparacação de uma OAE multivigas com uma

de viga caixão, a primeira apresenta no mínimo mais que duas vigas enquanto a outra

apresenta um.

Para sanar esse problema a nota obtida pelos parâmetros deve ser divida por um

valor de referência, assim é possível obter um índice de performance. O valor de referência

é atribuído a todos os danos que podem ocorrer na estrutura, multiplicados pelos valores

máximos de intenside e extensão e pelo valor unitário de urgência (K4 = 1,00). O índice de

performance é equacionado a seguir (Eq. 2):


Vd = Valor do dano; e



Explanado sobre o modelo de avaliação desenvolvido no EMEA/UFPR, é necessário

então incrementar a análise hidráulica nesse. Esta é importante ser analisada em três

partes, se o gabarito é suficiente para o escoamento do rio, se a erosão nos pilares não

atinge níveis preocupantes e o objeto deste artigo que é o incremento da força horizontal

nos pilares em decorrência do acúmulo de detritos.



partes, a análise do incremento de força horizontal nos pilares, a erosão no leito do rio

gerada pelos pilares e a análise do gabartio que a ponte possui, porém nesse artigo só será

relatado o incremento de força horizontal nos pilareso último item. No modelo EMEA/UFPR

em qual uma das análises são relativas ao mesmo elemento da ponte, a segurança

hidráulica. Isso implica que o K1 sempre será igual para os 3, no caso igual a 0,40. No

entanto, B, K2, K3 e K4 são próprios de cada avaliação, conforme a manifestação patológica

descrita.

Inicialmente será descrito como é feita a ponderação da análise e o embasamento

teórica para se chegar a tal, em seguida, é feito a explanado como aplicar o diagnóstico no

modelo matemático do EMEA/UFPR.




partes, a análise do incremento de força horizontal nos pilares, a erosão no leito do rio

gerada pelos pilares e a análise do gabartio que a ponte possui, porém nesse artigo só será

relatado o incremento de força horizontal nos pilareso último item. No modelo EMEA/UFPR

em qual uma das análises são relativas ao mesmo elemento da ponte, a segurança

hidráulica. Isso implica que o K1 sempre será igual para os 3, no caso igual a 0,40. No

entanto, B, K2, K3 e K4 são próprios de cada avaliação, conforme a manifestação patológica

descrita.

Inicialmente será descrito como é feita a ponderação da análise e o embasamento

teórica para se chegar a tal, em seguida, é feito a explanado como aplicar o diagnóstico no

modelo matemático do EMEA/UFPR.


2.2.1 Gabarito horizontal e vertical das pontes

O gabarito só será importante hidraulicamente se esse não for suficiente para escoar

a vazão que o rio possui. Isso ocorre se a ponte, de alguma maneira, exercer controle sobre

o escoamento. Esse controle, caso exista, é feito por meio do estreitamento gerado pelos

pilares. É comum na concepção do projeto estabelecer o gabarito horizontal desassociado

do gabarito vertical, porém quando acontece um controle, isso se mostra errôneo. Na

explicação de como aplicar no modelo EMEA/UFPR, fica mais claro como os dois estão

ligados.

Primeiramente, deve-se estabelecer um valor para a manifestação patológica (B) que

é analisada. Avaliando-se as manifestações que o modelo possui, o gabarito insuficiente se

equipara à “Obstrução, sem causar restrições” e “Obstrução, causando restrições à

movimentação”. Ambas as manifestações possuem valor no modelo UFPR de 2,00, por

essa razão, a manifestação gabarito não adequado é atribuído o mesmo valor.

Tabela 2: Valores de comparativos de B

Nome B

Obstrução, sem causar restrições. 2,00

Obstrução, causando restrições à movimentação. 2,00

Em seguida, deve ser atribuído o valor de K1, que representa o elemento que é

analisado. Como dito anteriormente, para a segurança hídrica, o valor será de 0,40. Em

seguida, deve ser averiguado o K2, K3 e K4, no entanto, para entrar nesse mérito é preciso

estabelecer uns conceitos para a avaliação.

Os pilares das pontes causam o estreitamento da seção de escoamento da água,

esse estreitamento pode gerar um controle no canal do curso d’água. Para verificar se estão

gerando esse controle ou não é preciso utilizar dois conceitos da hidráulica, a análise da

energia que o canal possui e a altura crítica de escoamento.

Segundo Neidert et al. (1990), considerando uma determinada seção em um canal,

sua energia possui 3 parcelas, a cota de fundo (segundo um plano horizontal de referência),

a altura de pressão (p/�) correspondente ao ponto coincidente com o fundo do canal e a

altura de velocidade (�.U²/2g) que é referente à energia cinética do escoamento, conforme

ilustra a figura 1.


Se for utilizado como referência o plano de fundo do canal ao invés de um plano

horizontal, pode-se eliminar a energia potencial, resultando a energia específica de um

canal, que é o somatório da altura de pressão com a energia cinética. As equações 3 e 4

descrevem esse processo.

Pela soma das 3 parcelas (Figura 1) é possível saber a energia total (Eq. 3):

Onde:

E = energia do canal;

Z = cota de fundo;

p = pressão hidrostática;

� = preso específico da água;

� = coeficiente corretor da energia cinética;

U = velocidade média do escoamento; e

G = aceleração da gravidade.

Ao invés de ser usado um plano de referência, é possível usar o fundo do canal como

tal e assim se obter a energia específica, conforme a equação 4:


Onde:

h = altura de água do escoamento;

� = ângulo entre o plano horizontal e o fundo do canal; e

q = vazão específica do canal.

Adotando-se � = 1,0 e com a declividade suficientemente pequena (� � 0°), portanto,

cos 0° = 1,0, tem-se da energia específica do canal (Eq. 5):

Se a expressão ficar em função da vazão, a energia é calculada pela seguinte

formulação (Eq. 6):

Onde:

E = energia do canal;

h = altura (profundidade) do escoamento [m];

Q = vazão do rio [m³/s], função de h [m];

A = área do canal, função de h [m]; e

g = aceleração da gravidade [m²/s];

Para medir essa altura, recomenda-se escolher uma seção a jusante da ponte em

uma área na qual já não se perceba os efeitos hidráulicos dos pilares, ou seja, imune às

perturbações na superfície d’água, normalmente 2 a 3 vezes a largura do tabuleiro.

Analisando a solução analítica da equação 5, percebe-se que esta conduz a 3 raízes,

duas positivas e uma negativa, esta sem significado físico, já que a profundidade não pode

ser negativa.

Com a profundidade definida, pode-se se estabelecer o número de Froude para o

escoamento, utilizando o seguinte equacionamento (Eq. 7):


Onde:

Fr = número de Froude;

� = coeficiente corretor da energia cinética;

Q = vazão;

B = largura do canal;

g = aceleração da gravidade; e

A = área da seção do rio.

Utilizando o � e Fr igual a um (1,00), calcula-se o valor de h, a seguinte expressão é

decorrente dessa adoção (Eq. 8):

O número de Froude estabelece o limite entre o canal ser considerado fluvial ou

torrencial, ou seja, se o for menor que 1 (Fr < 1), o regime é fluvial (pode-se encontrar

bibliografias utilizando o termo subcrítico), caso o valor seja maior que 1 (Fr > 1), o regime é

torrencial (supercrítico). Portanto, quando Froude for igual a 1 temos a altura crítica do

escoamento. Em um canal retangular, é possível plotar um gráfico da relação entre da altura

(h) com a energia do canal (E), assim fica mais fácil compreender a o conceito de torrencial

e de fluvial, conforme ilustra a figura 2.


No ponto E2, onde a energia é igual à mínima, o número de Froude é igual a 1 (Fr =

1), isso significa que na curva, qualquer ponto acima do desse representa um regime fluvial

(subcrítico, Fr < 1) e qualquer ponte da curva abaixo de E2, o regime será torrencial

(supercrítico, Fr > 1).

Na equação 8, como a área e a largura do canal são funções da profundidade do

escoamento e com a vazão obtida em campo ou via dados da Agência Nacional de Águas

(ANA), pode-se achar a altura crítica (Fr = 1). Desta, é possível calcular a energia mínima

que o escoamento possui, utilizando a fórmula de energia (Eq. 6) descrita anteriormente.

Com o valor da energia mínima e a energia do canal (obtida com os dados de

escoamento a jusante da ponte), se a energia que o rio possuir for maior que a energia

mínima (Erio > Emin) então o valor de K2 será igual a zero (K2 = 0), pois nessa situação o

estreitamento ocasionado pelos pilares não gera controle sobre o escoamento. Isso faz com

que a análise seja a simples relação de altura do escoamento com relação ao gabarito

vertical que a estrutura possui.

Porém, caso a energia seja menor que a mínima então os pilares funcionam como

controle do escoamento, a partir disso, deve-se recalcular o h1 (altura a montante) utilizando

a Emín.

Essa altura é calculada utilizando a seção a montante da obra e será usada para a

adoção de K2. O percentual para o K2 será decorrente da seguinte formulação (Eq. 9):

Onde:

hnat = altura natural (medida a jusante do rio) sem influência da ponte;

h1 = altura a montante da estrutura (calculado via energia mínima).

O percentual gerado é utilizado para determinação do valor de K2 no modelo UFPR,

conforme ilustrado pela tabela 2.


Tabela 2: Intervalo de valores para o K2 – Intensidade do dano

Tipo Grau Critério K2 0 Insignificante Dano irrelevante 0,00

I Pequeno Dano pequeno, em menos de 10% da área

total do elemento.

0,50

II Médio Dano intermediário, confinado em uma área

pequena de 10% a 25% da área total do elemento.

1,00


elemento, ou em muitos lugares de um elemento estrutural.

1,50

IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área de

um elemento, mais de 75% da área total do elemento.

2,00

Em seguida é necessário estabelecer-se o valor para a extensão de propagação, K3.

A amplitude é calculada via relação entre o número de vãos na água e o número total de

vãos, ou seja, quanto da estrutura está submetido aos efeitos do controle (Eq. 10). Desse

percentual obtém-se o K3 conforme a tabela:


Critério K3 Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50

Dano aparece ente 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00



Para finalizar, os valores associados à urgência da intervenção são apresentados a

seguir. O dano é classificado de acordo com a tabela 4 a partir da avaliação do inspetor e

das condições existentes em campo. Como fatores importantes de análise das condições

existentes, recomenda-se ao inspetor observar se a estrutura é isostática ou hiperestática, o

comprimento e número de vãos e também a relação entre o gabarito vertical e a altura

obtida para h1. A partir disso pode-se atribuir a urgência de reparo conforme a tabela a

seguir:



Classificação Critério K4 Não urgente Intervenção não urgente, pois o dano não interfere na

utilização e capacidades da OAE, também não altera a sua durabilidade.

1,00

Dano a reparar Dano deve ser reparado em período não maior que 5 anos, para garantir a servicibilidade e não compremeter a

durabilidade.

2,50

Reparo imediato Reparo imediato, pois o dano já está comprometendo a utilização da OAE, com risco às pessoas.

4,00

Limitação de carga Limitação de carga, interrupção de tráfego e escoramento imediato deve ser feito, além do reparo.

5,00

No último item da tabela anterior (Tabela 4), “Limitação de carga”, a descrição refere-

se ao escoramento imediato, porém para o caso da análise do gabarito, o mesmo não deve

ser feito, visto que tal atitude restringiria mais o canal, intensificando o efeito do

estreitamento.

Com todos os parâmetros definidos, é possível gerar valor do dano para checar se o

gabarito da ponte é suficiente para o escoamento ao qual ele está imposto, e assim incluir

ao modelo EMEA/UFPR.


O modelo desenvolvido no Escritório Modelo de Engenharia Civil – EMEA da UFPR

aborda globalmente vários aspectos da estrutura, incluindo sua operação. Entretanto, como

outros estudos mostram, falhas relacionadas ao corpo hídrico que as pontes transpõem são

o principal causador desses colapsos.

Por isso, é essencial a análise hidráulica da ponte, que envolve seu o gabarito

disponível para passar da água. O primeiro erro é desvincular o gabarito vertical do

horizontal, pois como explicitado no artigo, o estreitamento da seção incorre em um

aumento do nível a montante, caso exista um controle.

Existindo essa situação, é necessário então aplicar um modelo para quantificar quão

prejudicial é esse dano. No caso foi escolhido o modelo desenvolvido no EMEA/UFPR, já

que abarca uma avaliação holística (inclui além da estrutura, itens como operação) e possui

parâmetros estabelecidos que facililtam o enquadramento da análise nesses índices. Porém,

ressalta-se que é de suma importância a adição desse aspecto no modelo.

Outro fator, é que com o gabarito da ponte estabelecido, é possível associar

equações para vazão em relação à intensidade de chuva, como, por exemplo, o método


racional, no qual é possível prever a partir de qual intensidade ou utilizando o hidrograma

unitário, se os níveis de água são algum risco para a ponte.

Também é lembrado que para julgar de maneira mais completa, além do gabarito,

existem o acréscimo de esforços horizontais nos pilares e a erosão nos pilares. Somente

com esses três é possível dar uma avaliação mais acurada sobre a segurança da ponte em

relação à parte hídrica.

Outro ponto que deve ser destacado, é que o modelo também deve ser avaliado em

campo para checar sua viabilidade como método de inspeção, pois nem sempre é fácil ter

acesso ao rio, ou mesmo, retirar as medidas para as formulações e consequentemente os

parâmetros K2, K3, K4.

REFERÊNCIAS

CHANG, F.F.M. (1973). A statistical summary of the cause and cost of bridge failures. Federal Highway Administration – FHWA emergency relief files.

COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. (1998). Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça

EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. (2007). COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures. Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016

NEIBEIRT, S.N., TOZZI, M.J., OTA, J.J., BOBKO, G. (1990). Noções básicas de mecânica dos fluidos e hidráulica. 2. v. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Brasil.

WARDAHANA. Kumalasari; HADRIPRIONO, Fabian C. (2003). Analysis of recent bridge failures in the United States. Journal of Performance Of Constructed Facilities. 17:3 p. 144-150.


AVALIAÇÃO DO POTENCIAL DE CORROSÃO DE TELAS

METÁLICAS UTILIZADAS PARA REFORÇO DE

REVESTIMENTOS ARGAMASSADOS EXTERNOS

Emmanuel Inácio da Silva (Graduando em Engenharia civil, Uninassau); [email protected].

Angelo Just da Costa e Silva (Doutor em Engenharia civil, UPE)

Resumo: O revestimento externo de uma edificação é o primeiro sistema a sofrer com a

incidência da chuva, altas temperaturas e demais intempéries trazidas com a ação do vento.

Paredes externas que apresentam emboço com espessura acima do determinado em norma

em vários pontos da fachada provocam tensões elevadas entre o substrato e o

revestimento, se fazendo necessária a aplicação de telas metálicas de reforço. A depender

da camada de cobrimento das telas e da posição em que está sendo aplicado, o material

pode sofrer corrosão e provocar deslocamento do revestimento. Esse trabalho tem o

objetivo de avaliar o potencial de corrosão das telas eletrosoldadas aplicadas entre as

camadas do emboço com a função de garantir a aderência e evitar manifestações

patológicas. A obra analisada foi uma torre de um condomínio localizado no litoral da Região

Metropolitana do Recife, onde o meio ambiente se apresenta mais agressivo e favorece a

corrosão. Para o ensaio foram utilizados eletrodos de cobre-sulfato de cobre, método

proposto pela ASTM C-876. No período em que o revestimento foi analisado estava com 78

dias de cura. As médias, encontradas através da leitura de 10 pontos nas fachadas leste e

oeste, foram 12,8mV e 7,3mV respectivamente. A partir desses dados foi possível concluir

que nessas condições as telas só apresentaram 10% de probabilidade de corrosão, mas

que se faz necessário um acompanhamento mais assíduo, quando o revestimento estiver

com mais idade, para um melhor prognóstico.

Palavras-chave: Controle, Qualidade, Indicador, Patologia.


EVALUATION OF CORROSION POTENTIAL OF METALLIC FABRICS

USED FOR REINFORCEMENT OF EXTERNAL HARNESS

COVERINGS

Abstract: The outer shell of a building is the first system to suffer with an incidence of rain,

high temperatures and other inclement weather brought with a wind action. External walls

that have paving with thickness above that determined in standard in several points of the

facade cause high tensions between the substrate and the coating, are making an

application of reinforcing metallic screens. Depending on the cover layer of the screens and

the position in which it is being applied, the material may suffer corrosion and lead to

displacement of the coating. This work has the objective of evaluating the corrosion potential

of the screens and the applications applied as layers of the plaster with a function of

guaranteeing adherence and avoiding pathological manifestations. A work analyzed for a

condominium tower located on the coast of the Metropolitan Region of Recife, where the

environment is more aggressive and favors corrosion. Copper-copper sulphate electrodes,

as proposed by ASTM C-876, were used for the test. In the period in which the treatment

was analyzed with 78 days of cure. As averages, found by reading 10 points on the east and

west façades, they were 12.8mV and 7.3mV respectively. From concrete data, it can be

concluded that the working conditions are as follows: 10% probability of corrosion, but a

more frequent follow-up is necessary, when the coating is older, for a better prognosis.

Keywords: Control, Quality, Indicator, Pathology.

1. INTRODUÇÃO

De acordo com as premissas da ABNT NBR 13755 (1996), o revestimento externo

argamassado, além do desempenho estético, tem a função de isolamento e proteção da

edificação no que diz respeito às ações da chuva, umidade e demais ações das intempéries

através do vento que podem afetar a durabilidade do sistema.

Além das ações externas, o revestimento externo pode sofrer com alterações

originadas da própria edificação (POLISSENI, 1986), quais sejam: movimentações

higroscópicas e térmicas do revestimento, da base ou substrato.

Dentre as manifestações patológicas nos revestimentos externos, Bauer (1994) afima

que os descolamentos do emboço se apresentam com mais recorrência, decorrentes de


diversos fatores, a saber: produtos não hidratados corretamente, má qualidade dos insumos,

preparo inadequado da argamassa ou falha na aplicação do emboço e dos serviços

predecessores.

Ainda explanando a respeito dos pontos levantados por Bauer (1994), ele explica que

o emboço externo com espessura acima de 2cm em grandes áreas da fachada se faz

necessária a aplicação de telas metálicas galvanizadas para reforço, devido à elevada

tensão entre o substrato e o revestimento. Porém, a ABNT NBR 13755 (1996) apresenta

uma folga maior quanto à necessidade de reforço desse sistema, tolerando até 2,5cm de

revestimento, e ressalta a importância do recobrimento da tela para protegê-la de possível

corrosão.


Entende-se como corrosão a deterioração de um material metálico por ações químicas ou

eletroquímicas do meio ambiente associada ou não a esforços mecânicos (GENTIL, 2007).

O potencial de corrosão (ECORR) do aço é determinado pelas leituras das medidas

eletroquímicas obtidas através do eletrodo de referência de cobre-sulfato de cobre acoplado

ao multímetro (ASTM C-876, 2009).

A ASTM C-876 (2009) não estabelece parâmetros para a avaliação do potencial de corrosão

do aço galvanizado e não existe, atualmente, normalização disponível para essa situação

(PANCA e SCHEL, 2005). Dito isso, serão utilizados os critérios do aço carbono (Tabela 1).

Tabela 1 – Tabela que mostra parâmetros e resultados de uma função qualquer.

Potencial de corrosão

(ECORR) relativo ao

eletrodo de referência de

cobre-sulfato de cobre

Probabilidade de

corrosão

Mais negativo que -350mv 90%

De -200mV a -350mv Incerteza

Mais positivo que -200Mv 10%


Segundo Sabbatini et al. (1998), revestimentos com espessuras maiores melhoram a

capacidade de absorver deformações, mas também podem comprometer a aderência. De

qualquer forma, isso deve ser estabelecido e controlado através de um projeto executivo

que oriente quanto à posição das telas de reforço e determine espessuras mínimas para o

revestimento externo a depender da base em que será aplicado (Tabela 2).

Tabela 2: Espessura mínimas nos pontos críticos

Tipo de base Espessura mínima (mm)

Estrutura de concreto em pontos localizados 10 Alvenaria em pontos localizados 15

Vigas e pilares em regiões extensas 15 Alvenarias em regiões extensas 20

Além dos esforços solicitados à base e se fazer necessária a colocação da tela metálica de

reforço para garantir a aderência do sistema, espessura acima de 5cm favorecem o

surgimento de fissuras derivadas da retração por secagem e se não respeitado o prazo

mínimo de 7 dias entre as camadas de regularização e acabamento, facilita a percolação da

água e as ações das intempéries (BAUER, 1994; SABBATINI, 1998) originando

manifestações patológicas já citadas nesse trabalho.

O ensaio de resistência de aderência (Ra) de revestimentos de paredes é normalizado pela

ABNT NBR 13749 (2013), e determina que, após 28 dias de cura da argamassa aplicada, o

sistema atenda aos requisitos listados na Tabela 3.

Tabela 3: Limites de resistência de aderência à tração (Ra) para emboço externo

Local Acabamento Ra (MPa)

Parede externa Pintura ou base para reboco � 0,30

Cerâmica � 0,30


Para elaboração desse trabalho foi realizado uma revisão bibliográfica a partir de livros

especializados, artigos técnicos e científicos que abordam os temas voltados para

manifestações patológicas em revestimentos externos argamassados. Os parâmetros das

normas nacionais e internacionais também foram estudados a fim de esclarecer dúvidas

frequentes e nortear os ensaios realizados.


A obra estudada é um condomínio residencial composto por 7(sete) torres de 8(oito)

pavimentos cada uma, com 4 apartamentos por andar. São 4 opções de planta que variam

de 109m² a 195m² e um total de 224 unidades. As edificações estão localizadas na Região

Metropolina de Recife (RMR), próximas ao litoral, de forma que o ambiente se torna

agressivo devido à quantidade de sais atuantes nos revestimentos. Dentre as torres

disponibilizadas para a realização do estudo, a Torre 7 foi escolhida pelo fato de a

argamassa de revestimento apresentar mais de 28 dias de cura, na época em que o sistema

foi avaliado. O emboço da fachada foi executado durante o período de janeiro a agosto de

2013.

Foi realizado o ensaio de avaliação do potencial de corrosão relativo ao eletrodo de cobre-

sulfato de cobre, normalizado pela ASTM C-876 (2009) nas fachadas leste e oeste da Torre

7, onde o revestimento argamassado apresentou uma espessura média de 7cm e 8cm,

respectivamente, evidenciando a necessidade das telas de reforço.


Foi realizado um furo no emboço de cada fachada estudada (Fig. 1) para que fosse possível

encontrar as telas metálicas e realizar as leituras com o multímetro.

Figura 1: Gancho do multímetro na tela metálica galvanizada

Ao perfurar o emboço foi possível verificar uma boa aderência da tela com o revestimento e

nenhum sinal visual de corrosão. Vale ressaltar que o revestimento analisado tinha 78 dias

de aplicado e não apresentava fissuras na região onde as telas tinham sido posicionadas.

Em cada furo foram realizadas 10 leituras (Tabela 4) e calculada a média para análise

comparativa.


Tabela 4: Leituras do multímetro para fachadas leste e oeste

Ordem Leitura fachada leste (mV)

Média (mV)

Leitura fachada oeste (mV)

Média (mV)

1º 18

12,8

14

7,3

2º 14 8 3º 15 7 4º 16 1 5º 16 2 6º 14 15 7º 12 9 8º 5 6 9º 4 8

10º 14 3

A tela metálica posicionada na fachada leste está mais disposta às ações da chuva e do

vento, portanto, o ensaio evidencia essa exposição. Porém, quando comparado aos critérios

estabelecidos na norma ASTM C-876 (2009), de modo geral, há apenas 10% de

probabilidade de ocorrência de corrosão da tela.


Apesar de os ensaios terem sido realizados em apenas duas fachadas, uma amostra

relativamente pequena, os dados coletados nesse trabalho são representativos. Pode-se

concluir que as telas metálicas galvanizadas utilizadas nessa obra apresentam baixo

potencial de corrosão de acordo com os requisitos da ASTM C-876, ainda que os critérios,

ao qual foram comparados os resultados, se referirem ao aço carbono. Dessa forma, as

telas garantem a aderência para qual foram projetadas, impedindo o surgimento de

manifestações patológicas originadas a partir de espessuras elevadas de revestimento

externo. Porém, se faz necessário um estudo mais amplo, analisando o desempenho do

reforço quando as telas atingirem um prazo maior de aplicação. Apesar de pouca utilização

no dia-a-dia dos canteiros de obra, a avaliação do potencial de corrosão das telas metálicas

pode ser utilizada como ferramenta de ação preventiva para evitar maiores problemáticas

com manutenções na fachada.

REFERÊNCIAS

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). NBR 13755:


Revestimentos de paredes externas e fachadas com placas cerâmicas e com utilização de

argamassa colante – Procedimento. 1996.

POLISSENI, A.E. Método de campo para avaliar a capacidade impermeabilizante de

revestimentos de parede: método do cachimbo. 140f. Dissertação (Mestrado em

engenharia) – Curso de pós-graduação em engenharia civil. Universidade Federal do Rio

Grande do Sul, Porto Alegre, Brasil, 1986.

BAUER, L. A. F. Materiais de Construção II 5ª ed. LTC, Rio de Janeiro, Brasil, 1994.

GENTIL, V. Corrosão. Escola de Química da Universidade Federal do Rio de Janeiro. 5ª ed.

LTC, Rio de Janeiro, Brasil, 2007.

AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. C-876: Standard test method for

half-cell potentials for uncoated reinforcing steel in concrete. In: Annual book of ASTM

Standards. West Conshohocken, USA, 2009.

PANCA, F. SCHELL, H. The long term performance of three Ontario bridges

constructed with galvanized reinforcement. MTO, Ontario Ministery of Transportation,

Ontario, Canadá, 2005.

SABBATINI, F.H. et al. Desenvolvimento tecnológico de métodos construtivos para

alvenarias e revestimentos: recomendações para execução de revestimentos de

argamassa para paredes de vedação e tetos. EPUSP-PCC, São Paulo, Brasil, 1998.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). NBR 13749:

Revestimento de paredes e tetos de argamassa inorgânica – Especificação. 2013.


INFLUÊNCIA NA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO NA FLEXÃO DE PEÇAS

DE CONCRETO REFORÇADAS COM POLÍMERO REFORÇADO COM

FIBRAS DE CARBONO REVESTIDAS DE ARGAMASSA

REFRATÁRIA SUBMETIDA À TEMPERATURA DE 200°C

Natalia Rodrigues Muniz (Estudante na Universidade Positivo); [email protected]. Louise Oleinik (Engenheira Civil Autônoma)

Francyelli Rossot (Estudante na Universidade Positivo) Luis César Siqueira De Luca (Engenheiro Civil e Diretor Executivo no Grupo IDD)

Resumo: O reforço estrutural com Polímero Reforçado com Fibra de Carbono (PRFC) é

constituído de um sistema de fibra de carbono e adesivo epoxídico que, quando expostos a

altas temperaturas, sofrem o desprendimento da cola epóxi, perdendo sua eficiência. O

presente artigo objetivou demonstrar a influência de diferentes espessuras de revestimentos

de argamassa refratária na resistência à tração na flexão de peças de concreto reforçadas

com PRFC, submetidas à temperatura de 200ºC. Assim, realizou-se um programa

experimental, que consistiu na proteção de corpos de prova de concreto reforçados com

fibra de carbono, revestidos de argamassa refratária de 10mm, 15mm e 20mm de

espessura. Posteriormente, expostos à temperatura de 200ºC durante 24 horas e, ensaiados

à tração na flexão. Observou-se que a espessura de 15mm obteve ganhos médios de

resistência maiores que as espessuras de 10mm e 20mm, quando comparadas aos valores

médios das peças de referência.

Palavras-chave: PRFC; Fibra de carbono; Argamassa refratária; Reforço estrutural.

INFLUENCE ON TENSILE RESISTANCE IN THE FLEXION OF

CONCRETE PARTS ENHANCED WITH POLYMER REINFORCED

WITH CARBON FIBERS COATED OF REFRACTORY MORTAR

SUBMITTED AT TEMPERATURE OF 200 ° C


Abstract: The structural reinforcement with Carbon Fiber Reinforced Polymer (PRFC)

consists of a system of carbon fiber and epoxy adhesive that, when exposed to high

temperatures, suffer the release of epoxy glue, losing its efficiency. The present article aimed

to demonstrate the influence of different thicknesses of refractory mortar coatings on tensile

strength in the flexural strength of concrete reinforced with PRFC, subjected to a temperature

of 200ºC. Thus, an experimental program was carried out, which consisted in the protection

of carbon fiber reinforced concrete test specimens, coated with 10mm, 15mm and 20mm

thick refractory mortar. Subsequently, exposed at a temperature of 200 ° C for 24 hours and

tensile tested in the flexion. It was observed that the thickness of 15mm obtained average

strength gains greater than the thicknesses of 10mm and 20mm, when compared to the

average values of the reference pieces .

Keywords: CFRP; Carbon fiber; Refractory mortar; Structural reinforcement.

1. INTRODUÇÃO

A temática principal apresentada neste artigo é o estudo da influência na resistência da

tração na flexão de peças de concreto reforçadas com Polímero Reforçado com Fibra de

Carbono (PRFC), revestidas com diferentes espessuras de argamassa refratária submetida

à temperatura de 200ºC.

O reforço de estruturas de concreto, com compósitos de fibras de carbono, se

destaca como alternativa de reforço. Suas propriedades mecânicas semelhantes às do aço,

e sua dureza, tem uma grande resistência ao impacto (MACHADO, 2002; BEBER, 2003).

Segundo Fortes (2003), as características que mais se destacam no reforço estrutural por

meio da colagem externa de materiais PRFC são o baixo peso, alta resistência à tração, alta

rigidez, facilidade de aplicação e a possibilidade da utilização da estrutura 48 horas após a

aplicação.

Entretanto, existe uma preocupação referente aos compósitos à base de matriz

epóxi, utilizados na colagem da fibra de carbono e, por consequência do seu

comportamento de redução da resistência do material com o aumento de temperatura. Os

mesmos são prejudicados após atingirem a temperatura de 70ºC (FORTES, 2003).

Desperdiçando a resistência da fibra de carbono que pode resistir até 1.000ºC (BEBER,

2003).


O momento em que vivemos exige uma visão ecológica e um desenvolvimento

sustentável que vise à melhoria dos impactos ambientais gerados pela construção civil. O

concreto é o segundo material mais consumido no mundo e responde por cerca de 5% da

emissão global de gases que contribuem para o efeito estufa. Na avaliação de especialistas,

cada tonelada de cimento criaria 0,8 toneladas de gás carbônico, CO². (NÉIA; GARCIA e

HÜTNER JR; 2011).

Sabe-se que a meta ideal é construir estruturas resistentes, com maior durabilidade,

potencializando o reforço estrutural e reduzindo os prazos para realização da manutenção

(NBR 6118 de 2014) O sistema PRFC possui poucas perdas, visto que é adaptável a

diferentes tipos de projetos e formas.

Com o intuito de viabilizar termicamente o reforço estrutural por PRFC, identificou-se

que a argamassa refratária pode ser um recurso à proteção dessa fibra de carbono por meio

de uma camada de revestimento. Apresentando características interessantes de

trabalhabilidade, plasticidade, deformabilidade, capacidade de retenção de água e a

capacidade de suportar altas temperaturas, a argamassa refratária não exige mão de obra

especializada e conforme a NBR 15113 (2004) é classificada como resíduo Classe A,

podendo ser reutilizada como agregado, havendo a possibilidade deste resíduo ser utilizado

em outra etapa da obra. Sua composição por agregados minerais e aditivos espeaciais

desperta a alternativa de utilização para proteção do reforço estrutural em casos de

incêndios (FERNANDES, 2012).

Segundo Beber (1999) a economia quando se trata do uso de fibras de carbono se

dá em longo prazo e, em se tratando das restrições econômicas atuais, mostra-se mais

viável promover o reforço de estruturas e edificações, ao invés de demoli-las.

Esperava-se que quanto maior fosse a espessura de argamassa aplicada para

proteção do PRFC, a resistência do sistema aumentasse, pois, o isolamento térmico feito

pela argamassa refratária protegeria a cola epóxi, o que garantiria menor perda das

propriedades do material.

Utilizou-se um programa experimental que considera a aplicação de três espessuras

de argamassa, buscando verificar a influência do revestimento refratário no sistema.


Seja por razões econômicas, ambientais ou socioculturais, quando uma edificação tem o

desempenho estrutural comprometido, o procedimento natural é buscar recuperá-la e não

reconstruí-la. No passado, em função do pouco conhecimento sobre o comportamento


estrutural, as soluções limitavam-se à adição de novos elementos e apoios e ao incremento

das seções resistentes, métodos que são empregados até hoje. No entanto, com o

aprimoramento das técnicas de reforço, apesar da grande variedade de lesões às quais

estão sujeitas, já é possível afirmar que quase sempre há uma solução para reparar

estruturas danificadas (DUARTE, 2004).

2.1. RECUPERAÇÃO ESTRUTURAL

É importante definir se a estrutura passará por recuperação, reforço, ou por ambos os

processos. Recuperação é o retorno da integridade das peças estruturais incluindo à vida

útil estrutural, enquanto o reforço pressupõe a perda da resistência residual, ou seja, a

estrutura em questão não está mais atendendo às solicitações de projeto. Assim, nem

sempre o reforço é recomendado para elementos em estágio avançado de degeneração,

onde a recuperação é importante (DUARTE, 2004). Por isso, deve-se fazer um estudo de

caso e analisar amplamente a estrutura, a fim de utilizar a técnica correta e assim, obter o

resultado desejado.

Uma das mais notáveis técnicas, apresentadas nos últimos anos, envolve a aplicação

de materiais compósitos, mais especificamente os compósitos de fibra de carbono, como

alternativa à substituição das tradicionais chapas de aço, empregadas com indubitável

sucesso, desde a década de 60. Quando se reforça uma estrutura de concreto armado com

a utilização de sistemas compostos estruturados com fibras de carbono, recomenda-se

avaliar a resistência ao fogo da estrutura existente segundo os procedimentos normativos

correntes (BEBER, 1999).

O reforço estrutural realizado com fibra de carbono é simplificadamente descrito

pelas seguintes etapas: preparação do substrato de concreto na qual é necessária a

remoção da película superficial e abertura de seus poros, aplicação de primer, aplicação da

resina epoxídica e colagem do tecido ou lâmina de fibra de carbono com resina epoxídica

saturante. Dessa maneira, o reforço pode ser realizado de um material em contato direto

com o substrato ou um composto (fibra de carbono com resina epoxídica), na grande

maioria dos casos (RAY 2015).

2.2. POLÍMERO REFORÇADO COM FIBRA DE CARBONO

Segundo Machado (2002), no Brasil o primeiro caso do uso do PRFC tratou-se do reforço

estrutural do viaduto Santa Tereza, no ano de 1998, em Belo Horizonte, Minas Gerais. O


viaduto tombado pelo patrimônio histórico teve sua capacidade elevada em 45tf e para isso,

o PRFC foi determinante, devido às restrições quanto o aumento da seção transversal.

2.2.1. Fibra de carbono

De todas as fibras sintéticas possíveis de serem utilizadas no reforço de estruturas, destaca-

se o sistema polimérico estruturado com fibra de carbono. A grande força de ligação entre

os átomos de carbono, associada à sua leveza, faz desse compósito um material altamente

diferenciado. Ele pode ser encontrado em forma de mantas, tecidos, barras e laminados e é

conhecido no meio técnico pela sigla (PRFC) Polímero Reforçado com Fibra de Carbono. É

indicado para qualquer elemento estrutural onde são exigidos pouco peso, elevada

resistência à tração e corrosão e necessidade de resistência à fadiga. Por ser bastante leve

e não necessitar de escoramento há redução do custo com mão de obra e do tempo de

paralisação da edificação (ARQUEZ, 2010).

No Brasil, a falta de normatização para uso do PRFC é uma barreira. Países como

Japão e Canadá já estabeleceram procedimentos de projeto específicos para a utilização do

reforço de PRFC em estruturas de concreto (ARQUEZ, 2010).

Segundo explica Duarte (2004), diferente do aço, a fibra de carbono não é afetada

pela corrosão eletroquímica e resiste aos efeitos corrosivos de ácidos, álcalis, sais e outros

agentes agressivos. A principal vantagem, entretanto, diz respeito à velocidade de execução

e a pouca interferência provocada no ambiente, o que favorece o uso em edificações em

funcionamento.

O polímero reforçado com fibra de carbono apresenta propriedades de

amortecimento interno (ACI, 1996). Isto conduz a uma melhor absorção de energia

dinâmica, reduzindo a transmissão para estruturas adjacentes. Este aspecto do

comportamento dos materiais compósitos pode ser extremamente relevante, principalmente

para aplicações em estruturas, tais como pontes e viadutos que estão sujeitos à ação de

cargas móveis (BEBER, 2003).

2.2.2. Características

Os compósitos de fibra de carbono resistem às tensões de tração de até 4.500 MPa

(aproximadamente dez vezes mais que o aço de construção) e podem apresentar módulo

de elasticidade a partir de 230.000 MPa (DUARTE, 2004). O material tem um peso

específico cerca de cinco vezes menor do que o do aço estrutural, da ordem de 7,85 g/cm³

(MACHADO, 2002)


O coeficiente de dilatação térmica dos compósitos unidirecionais de CFC varia

segundo suas direções longitudinal e transversal e depende do tipo da fibra, da resina e do

volume de fibra no compósito. O material sofre contração com o aumento de temperatura e

dilata com a diminuição da temperatura (MACHADO, 2002).

As fibras têm como funções principais fornecer resistência e rigidez ao compósito.

Estas propriedades variam em função do tipo, tamanho, grau de concentração e disposição

das mesmas na matriz (ARAÚJO, 2002).

2.2.3. Efeito de altas temperaturas

O comportamento ao fogo pode tornar-se um “ponto crítico” nas aplicações de sistemas de

PRFC à construção civil. Apesar de se verificar que a maioria dos compósitos não é

diretamente inflamável e que apresenta comportamento satisfatório a elevadas temperaturas

(FRANKE, 1981; SCHWARTZ, 1992), deve existir alguma preocupação, por parte do

projetista, de se informar com o fornecedor sobre esta matéria.

Os materiais compósitos apresentam menor condutividade térmica que o aço,

consequentemente reduzindo o efeito do fogo nas camadas internas de adesivo. O material

compósito carboniza ao invés de queimar, mantendo o reforço operante por um período de

tempo maior que o reforço com chapa de aço colada (JUVANDES, AZEVEDO e ANTONIO,

2010).

A temperatura a partir da qual o polímero começa a perder eficiência é conhecida

como temperatura de transição vítrea (TG). Acima dessa temperatura o módulo de

elasticidade é significativamente reduzido devido a mudanças em sua estrutura molecular.

Em um material composto, as fibras de carbono, que possuem melhores propriedades

térmicas do que as resinas, podem continuar suportando alguma carga na sua direção

longitudinal até que a sua temperatura limite seja alcançada (situada no entorno de 1.500

ºC), entretanto devido à redução da força de transferência por meio da cola entre as fibras,

as propriedades de tração do composto como um todo são reduzidas após a ultrapassagem

da temperatura de transição vítrea. Experimentos demonstram que para temperaturas da

ordem de 240ºC, bastante acima de TG, ocorre uma redução de cerca de 20% na

resistência à tração do composto (MACHADO, 2002)

2.3. RESINA EPÓXI

As resinas epóxi são materiais sintéticos, usados como ponte de aderência entre dois

elementos, bastante diversificadas em relação às suas propriedades, são encontradas


desde o estado líquido com baixa viscosidade e sem solvente, até sólidas, com alto ponto

de fusão (ARQUEZ, 2010).

Segundo Helene (1995), estão cada vez mais sendo utilizados com maior

responsabilidade, como por exemplo, na construção de elementos pré-fabricados, na

correção de manifestações patológicas (reforços estruturais, preenchimento de fissuras e

juntas de concreto novo com antigo), em pisos industriais, entre outras aplicações.

Representam uma importante classe dos polímeros termorrígidos e são

comercializadas desde a década de 40. Podem ser formuladas em uma grande variedade

de formas com o intuito de fornecer um amplo espectro de características e propriedades

mecânicas (HOLLAWAY, 1999). Além disso, apresentam excelente aderência a diversos

tipos de fibras e substratos, são resistentes a ações químicas e apresentam baixa retração

no processo de cura (ACI 440 COMMITTEE, 1996 apud JUVANDES, 1999).

As resinas epoxídicas empregadas em aplicações de engenharia estrutural

geralmente são formulações do tipo bicomponente (resina e endurecedor) e são formadas

pela reação química do oxigênio contido na resina com o hidrogênio das aminas contidas no

endurecedor. Esta mistura está condicionada ao tempo de mistura, à temperatura e à

umidade local (JUVANDES, 1999).

2.4. INCÊNDIO EM ESTRUTURAS

O concreto endurecido é um material incombustível, de baixa condutividade térmica e não

desprende gases tóxicos quando exposto ao calor (COSTA, 2002).

A água livre no concreto endurecido é evaporada a aproximadamente 100 °C. A água

de gel e a água de cristalização são liberadas da matriz de concreto a partir de temperaturas

não muito superiores a 100°C (CUOGHI & FIGUEIREDO, 2007).

A pasta de cimento começa a perder estabilidade entre 100 e 200 °C, na forma de

redução de resistência à compressão. Acima dos 200°C ocorre uma reação físicoquímica: a

água evaporada reduz as forças de Van Der Walls entre as camadas de silicatos de cálcio

(CSH). A redução parcial da adesão química acentua o aparecimento de fissuras e ocorre

uma ligeira perda de resistência, podendo persistir até os 300 °C. Aos 200 °C

aproximadamente, o módulo de elasticidade apresenta de 70% a 80% do seu valor inicial,

enquanto que, aproximadamente aos 420 °C, ele apresenta de 40% a 50% (NEVILLE,

1997).

Para análise das estruturas, o incêndio é caracterizado pela relação entre a

temperatura dos gases quentes e o tempo.


A influência do fogo nos projetos de engenharia não configura a projeção de

resistência da estrutura para resistir a todo o período de incêndio e sim, para um

determinado tempo, denominado TRRF (Tempo Requerido de Resistência ao Fogo) e

apresentado pela NBR 14432 (2001). Esse tempo é determinado através da altura da

edificação e sua respectiva ocupação e aumenta à medida que aumenta o risco à vida

humana e em maiores alturas (VARGAS & SILVA, 2003).

A temperatura diminui nas regiões próximas ao centro da seção transversal. Dessa

forma, quanto maior a seção transversal, maior é o núcleo frio. Quanto mais afastada estiver

a armadura da face exposta ao calor, menor é a temperatura. (KLEIN; CAMPAGNOLO e

GASTAL 2000).

2.5. ARGAMASSA REFRATÁRIA

Segundo Fernandes (2012), um material refratário é aquele que possui a capacidade de

suportar altas temperaturas sem perder suas propriedades físicoquímicas. Usualmente são

encontrados em fornos industriais, de laboratórios de pesquisa e ensino, caldeiras, fornos

domésticos e churrasqueiras. As principais características desses materiais são alta

refratariedade, estabilidade mecânica, química, dimensional e ao choque térmico, baixa

condutividade térmica e baixa permeabilidade.

A NBR 8826 (2014) define argamassa refratária como produto refratário não

conformado, constituído de grãos finamente moídos, podendo ser misturado com água e/ou

aditivos ligantes, sendo adequado para assentar, unir ou proteger outros refratários. Pode

ser acondicionado no estado seco ou úmido (ABNT, 2014).

As argamassas convencionais são materiais de construção, com propriedades de

aderência e endurecimento, obtidos a partir da mistura homogênea de um ou mais

aglomerantes, agregado miúdo (areia) e água, podendo conter ainda aditivos e adições

minerais. As argamassas refratárias possuem uma característica peculiar quando são

submetidas a altas temperaturas, conferindo maior proteção à peça em que estão aplicadas.

Esse material trata-se de uma mistura homogênea de agregados finos e superfinos,

aglomerantes inorgânicos e água, contendo ou não aditivos ou adições, com propriedades

de aderência e endurecimento (FERNANDES, 2012):

O desempenho de uma argamassa de proteção térmica não é apenas no isolamento

da temperatura, mas também na capacidade que ela possui de preservar o máximo possível

à resistência inicial do concreto e diminuir os riscos de lascamentos explosivos (CUOGHI &

FIGUEIREDO, 2007).



Este capítulo apresenta os procedimentos experimentais para obter os resultados.

3.1 Primeira Etapa – Moldagem dos Corpos de Prova

Foram realizados 5 passos dentro da primeira etapa. Iniciou-se obtendo os materiais

necessários para o programa experimental, até a cura do substrato de concreto, sendo elas:

3.1.1 Obtenção do material necessário para as formas e os corpos de prova

Durante este passo foi adquirido o madeirite com cola fenólica, e o concreto para a

confecção das formas e dos corpos de prova prismáticos.

3.1.2 Confecção das formas prismáticas

Neste passo foi realizada a marcação das dimensões, os cortes no material e a montagem

das peças. Ilustrado na Figura 1.

3.1.3 Moldagem dos corpos de prova prismáticos

O traço do concreto utilizado foi calculado para atingir 35MPa de resistência à compressão

aos 28 dias e obter um abatimento a fim de facilitar o processo (1; 3; 3,5; 0,655; 0,15).

Os corpos de prova prismáticos de concreto foram moldados com dimensões de

45cm x 10cm x 10cm. O adensamento foi realizado obedecendo a NBR 5738/2015, que

recomenda que corpos de prova prismáticos com dimensão básica de 100 mm sejam

moldados com uma camada e 75 golpes distribuídos uniformemente em toda sua camada

transversal para um adensamento manual. Foi colocada sob os corpos de prova prismáticos

uma camada de papel plastico, previnindo a perda de umidade por calor exessivo.

Demonstrado na Figura 1.

3.1.4 Desforma dos corpos de prova de concreto

Os corpos de prova prismáticos foram deixados em repouso e desformados 48 horas após a

moldagem, possibilitando assim, que atingissem suficiente resistência para que a desforma

fosse realizada sem prejudicar suas características geométricas e mecânicas.


Figura 1 – Passos 3.1.2 e 3.1.3

3.1.5 Cura umida do concreto

A cura foi realizada em um tanque de água saturada de cal. Silva B, (2016) realizou um

estudo sobre a influência do tipo de cura na resistência à compressão e constatou que com

o tanque saturado de cal, a resistência à compressão chega o mais perto do ideal se

comparada a outros métodos de cura.

3.2 Segunda Etapa – Aplicação de PRFC

Para realização do reforço estrutural com fibras de carbono, foi utilizado, como apoio, o

Manual de Reforço das Estruturas de Concreto Armado com Fibras de Carbono,

desenvolvido por Machado (2002) e a ficha técnica do produto Viapoxi Adesivo Gel.

O Viapol® Carbon é um sistema de reforço estrutural, constituído de resinas e fibra

de carbono. Esse sistema foi doado pela Viapol Euclide Group. Sistema composto por:

• Viapol® Carbon CFW300: Manta de fibra de carbono que apresenta,

conforme especificações do fabricante, uma espessura de 0,165 mm, uma resistência

máxima a tração de 4900 MPa, módulo de elasticidade de 230 GPa e uma gramatura de

300g/m².

• Viapoxi AdesivoGel: Adesivo à base de resina epóxi, bi componente de

elevada fluidez e isento de solventes. Foi utilizado para colagem da manta nos prismas de

concreto. Ele apresenta segundo o fornecedor, uma resistência à compressão de até 75

MPa, massa específica de 1,92g/cm³ e tempo de trabalhabilidade de 60 a 90 minutos.

3.2.1 Dimensionamento da fibra de carbono

Para garantir que a prensa utilizada atingisse a resistência necessária para o rompimento do

corpo de prova prismático, foi realizado o dimensionamento da área transversal de fibra de

carbono necessária, para que ocorresse o rompimento com aproximadamente 50tf com

base em Machado (2002) e ACI COMMITTEE 440 (2002). Para que fosse possivel o


dimensionamento, foi necessário adaptações, pois os materiais existentes são para

dimensioamento de concreto armado e não concreto simples.

A Figura 2 apresenta o esquema de cargas aplicadas contendo [A] ilustração da

aplicação de cargas da figura, [B] o diagrama de esforços cortantes e [C] o diagrama de

momentos fletores relativos à carga máxima a ser plicada.

Como se considerou o corpo de prova sem o reforço de aço para resistir aos

esforços de tração, os cálculos apresentados a seguir foram efetuados para que o composto

PRFC resistisse a estes esforços e não apenas atuasse como reforço da estrutura.

3.2.2 Preparo da superfície do corpo de prova

Escolheu-se a superfície com maior atrito para aplicação da fibra, com intuito de garantir a

melhor aderência possível das interfaces. Primeiramente houve a aplicação do primer da

Viapol na superfície seca e esperou-se duas horas até que fosse correto aplicar a resina

epoxídica, como indica o fabricante.

Figura 2 – Esquema de cargas aplicadas

3.2.3 Desenho e corte das fibras de carbono

Durante este período de espera de duas horas, foi realizada a marcação e os cortes da fibra

de carbono CW300. O corte dos pedaços de fibra de carbono (Figura 3) nas dimensões de

7cm x 20cm com 0,165cm de espessura foi dimensionado conforme informado no 3.2.1.

3.2.4 Aplicação da resina adesiva epoxídica


Realizou-se a aplicação de uma camada de resina epoxídica Viapoxi Adesivo Gel com

função de colar a fibra de carbono ao substrato e transferir as tensões aplicadas no corpo de

prova prismático para a malha de fibra de carbono. (Figura 3)

3.2.5 Aplicação da malha de fibras de carbono

Com demarcações feitas nos prismas de concreto, foi aplicado o tecido de fibra de carbono.

Utilizou-se um pequeno rolo para aplicar uma pequena pressão sobre a fibra já colocada na

face do prisma, a fim de melhorar a aderência entre as camadas (Figura 3).

Figura 3 – Passos 3.2.3; 3.2.4 e 3.2.5 respectivamente.

3.2.6 Reaplicação de resina adesiva epoxídica

Foi aplicada uma nova camada de resina adesiva epoxídica para garantir uma melhor

aderência entre o concreto e a fibra, formando assim o PRFC.

3.3 Terceira Etapa – Aplicação da argamassa refratária

Esta etapa trata da aplicação da argamassa refratária na superfície que contém a fibra de

carbono aplicada.

3.3.1 Aplicação de areia

Aplicou-se uma pequena camada de areia com o intuito de melhorar a aderência entre a

resina e a argamassa que seria posteriormente aplicada. Esta aplicação ocorreu

imediatamente após a etapa 3.2.6.

3.3.2 Adaptação das formas

Para garantir a aplicação da argamassa refratária com a espessura especificada, foi

realizada uma modificação nas formas, garantindo assim a confiabilidade da espessura

necessária. A argamassa ensaiada foi a da empresa Siláqua preparada com o traço

sugerido pelo fabricante, 1; 5; 2.

3.3.3 Aplicação da argamassa refratária

Após a aplicação da areia, seu excesso foi retirado com o auxílio de um compressor de ar,

para garantir que nenhuma partícula solta prejudicasse a aderência. Com o auxílio da forma,


foi aplicada uma camada de argamassa de cada espessura em grupos de 15 corpos de

prova na interface reforçada com fibra de carbono dos prismas de concreto.

3.3.4 Cura úmida da argamassa

Por orientação do fornecedor da argamassa, os corpos de provas prismáticos foram levados

para a cura de 72 horas em câmara úmida.

3.3.5 Desforma dos corpos de prova de concreto

Após as 72 horas pré-determinadas, os corpos de prova foram retirados da câmara úmida e

desformados. A Figura 4 apresenta passos da terceira etapa.

Figura 4 – Passos 3.3.2, 3.3.3 e 3.3.5 respectivamente.

3.4 Quarta Etapa – Exposição dos corpos prismáticos a temperatura de 200°C

O aquecimento das peças prismáticas de concreto foi uma das etapas principais do

programa, pois através dela é simulado o calor provocado por um incêndio. Nesta etapa as

peças de concreto foram colocadas na estufa sob uma temperatura de 200°C durante 24

horas. A Figura 5 contem alguns corpos de prova assim que colocados na estufa.

Figura 5 – Corpos de prova prisáticos subetidos a 200ºC


3.5 Quinta Etapa – Determinação da resistência

Logo após a quarta etapa, as peças foram ensaiadas à tração na flexão. O ensaio foi

realizado de acordo com a NBR 12142 (2010) com o intuito de observar a influência do calor

na resistência à tração na flexão da peça reforçada com o PRFC revestida com argamassa

refratária em relação à peça de referencial. A Figura 6 apresenta o corpo de aprova após ser

ensaiado.

Figura 6 – Corpo de prova prisatico após ropimento.


Os resultados apresentados e avaliados são referentes aos quarenta e cinco corpos de

prova prismáticos de concreto revestidos com argamassa refratátia Siláqua com 10mm,

15mm e 20mm de espessura e aos quinze corpos de prova prismáticos de concreto sem o

revestimento.

Após todas as peças revestidas com revestimento de argamassa refratária e sem o

revestimento serem submetidas a uma temperatura de 200ºC por um período de 24 horas

na estufa, elas foram ensaiadas em uma prensa hidráulica para realização do ensaio à

tração na flexão.

O Quadro 1 apresenta os resultados por ordem crescente e análises realizadas na

Quinta Etapa do programa experimental dos corpos de prova prismáticos com e sem

revestimento da argamassa refratária Siláqua. Verifica-se a variação de resistência entre os

quatro grupos de corpos de prova, mostrando os acréscimos médios na resistência dos

prismas revestidos com argamassa refratária em relação aos prismas referenciais.


Quadro 1 – Carga de ruptura x Corpos de prova prismáticos.

N ReferênciaArgamassa

Espessura de 10 mm

Argamassa

Espessura de 15 mm

Argamassa

Espessura de 20 mm

1 4,37 12,89 13,57 9,37

2 6,94 13,19 13,97 10,16

3 7,39 13,88 14,18 10,19

4 7,78 14,03 14,21 10,56

5 8,21 14,34 14,64 10,57

6 8,92 14,38 14,83 10,99

7 9,30 14,44 15,53 12,40

8 9,72 14,49 15,87 12,50

9 9,88 14,82 16,67 12,50

10 10,40 15,61 17,04 12,71

11 10,56 15,73 17,94 14,04

12 10,93 16,05 17,97 15,63

13 10,98 17,15 19,59 16,50

14 12,57 18,84 19,61 17,43

15 13,05 19,62 20,00 17,70

Média 9,4000 15,2973 16,3747 12,8833

Desvio Padrão 2,2450 1,9410 2,2198 2,7741

Coeficiente de Variação (%) 24% 13% 14% 22%

Variação Percentual em

Relação a Referência- 63% 74% 37%

Carga Máxima Aplicada [F] [kN]

O Gráfico 1 apresenta a variação entre as resistências à tração na flexão dos corpos

prismático de referência e os revestidos com argamassa.

Gráfico 1 - Força de ruptura x Corpos de prova prismáticos.

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Ca

rga k

N

Peças Prismáticas de Concreto

Referência

Argamassa - Espessura de 10 mm



Pode-se observar que os três grupos de corpos de prova revestidos apresentaram

proteção do reforço, portanto, os corpos prismáticos apresentaram um ganho resistência


significativa em relação à média dos prismas referenciais, tendo 75,56% dos corpos

prismáticos possuindo ganho.

Para que fosse possível analisar de forma consistente a variância dos dados,

utilizou-se a análise ANOVA, que testa a hipótese de que existe diferença significativa entre

as médias dos rompimentos, e, se o fator espessura exerce influência no resultado. A

hipótese nula afirma que todas as médias das amostras são iguais, enquanto a hipótese

alternativa afirma que pelo menos uma é diferente, então se F > Fcrítico e P < 0,05 significa

que os valores são significativos.

Na análise realizada foi determinado que a variação das espessuras do material

propiciaria valores expressivos, esse fato fica evidente quando comparamos o valor de F

com Fcrítico, obtendo nas três comparações valores maiores para F, além disso, o valor de P

foi menor que 0,05 nos três casos. A Tabela 1 apresenta os resultados da análise ANOVA,

executados através do programa Microsoft Excel.

Tabela 1 – Resumo ANOVA

RESUMO

Grupo Contagem Soma Média Variância

Referência 14 136,63 9,759285714 3,342499451

Argamassa - Espessura de 10 mm 12 173,85 14,4875 0,927747727



ANOVA

Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico

Entre grupos 336,4791749 3 112,159725 25,31584679 3,10121E-10 2,782600423

Dentro dos grupos 230,3816161 52 4,430415695

Total 566,860791 55

Se F > Fcrítico então existe uma grande variância entre os grupos de amostras.

Caso contrrário, assume a hipótese de que as amostras são semelhantes em todos os grupos de dados.


Após a análise dos resultados obtidos no programa experimental, é perceptível que os

objetivos estabelecidos no começo deste trabalho foram atingidos, visto que foi analisada a

influência na resistência à flexão da aplicação de diferentes espessuras de argamassa

refratária em peças de concreto reforçadas com PRFC, quando as mesmas são submetidas

à temperatura de 200ºC. Comparando os ensaios realizados, pôde-se observar:

A. Quanto ao ensaio:

I. Cada etapa foi realizada no mesmo dia para todos os corpos de prova prismáticos,

minimizando qualquer tipo de influência na variação dos resultados.


II. O revestimento de argamassa refratária de 20 mm de espessura se desprendeu

facilmente do corpo de prova no ato do rompimento.

B. Quanto aos resultados dos ensaios realizados com peças reforçadas com PRFC

revestidas com argamassa refratária com espessuras de 10 mm, 15 mm e 20 mm

submetidas à temperatura de 200ºC:

I. Houve influência na resistência à tração na flexão das peças de concreto reforçadas

com PRFC, quando submetidas à temperatura de 200ºC, corroborando parcialmente

com a hipótese.

II. Realizando uma análise por ordem crescente dos resultados, 93% das peças com

espessura de 10 mm, 100% das peças com espessura de 15 mm e 33% das peças

com espessuras de 20 mm obtiveram ganho de resistência quando comparadas com

as peças de referência.

III. As peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de 10

mm obtiveram ganho médio na resistência, possuindo acréscimo de 63%, e um

coeficiente de variação de 13%.

IV. As peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de 15 mm

obtiveram ganho médio na resistência, possuindo acréscimo de 74% e um

coeficiente padrão de 14%.

V. As peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de 20 mm

obtiveram ganho médio na resistência, possuindo acréscimo de 37%, e um

coeficiente de variação de 22%.

VI. A espessura de 15 mm apresentou maior ganho de resistência comparado com as

espessuras de 10 mm e 20 mm.

VII. Todas as peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de

15 mm obtiveram ganho médio na resistência comparado com a espessura de 10

mm, possuindo acréscimo de 7%, porém, conforme análise de variância realizada,

este acréscimo não é significativo, pois a diferença das médias entre os dois grupos

é mínima.

VIII. Todas as peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de


mm, possuindo acréscimo de 27%.


IX. Todas as peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de


mm, possuindo acréscimo de 19%.

X. Acredita-se que o rompimento se deu por consequência do desprendimento da fibra

de carbono, após a resina epoxídica atingir sua temperatura de transição vítrea,

perdendo assim sua resistência e causando o rompimento do sistema.

REFERÊNCIAS

ABNT - ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS –NBR 6118 – Projeto de estruturas de concreto – Procedimento. 2014. _____NBR 8826 – Informação e Documentação: Referência- Elaboração. 2014. _____NBR 12142 – Revestimento de paredes externas e fachadas com placas cerâmicas e com utilização de argamassa colante - Procedimento. 1996. _____NBR 13755 – Concreto — Determinação da resistência à tração na flexão de corpos de prova prismáticos. 2010. _____NBR 14432 – Exigências de resistência ao fogo de elementos construtivos de edificações – Procedimento. 2001. _____NBR 15113 – Resíduos sólidos da construção civil e resíduos inertes – Aterros – Diretrizes para projeto, implantação e operação. 2004. ACI Committee 440 - Guide for the design and construction of externally bonded FRP systems for strengthening concrete structures, 118 p.2002 ACI Committee 440 – States-of-the-art report on fiber reinforced plastic reinforced for concrete structures. 1996. ARAÚJO, A.C. N. Estudo Experimental do Reforço à Flexão de Vigas de Concreto Armado Utilizando Compósitos com Tecido de Fibras de Carbono. Dissertação de Mestrado, PUC-Rio. Rio de Janeiro, 2002. ARQUEZ, A. P. Aplicação de laminado de polímero reforçado com fibras de carbono (PRFC) inserido em substrato de microconcreto com fibras de aço para reforço à flexão de vigas de concreto armado. Dissertação de Mestrado, Escola de Engenharia de São Carlos. São Carlos, 2010. BEBER, A.J. Avaliação do desemprenho de vigas de concreto armado reforçadas com lâminas de fibra de carbono. Dissertação (mestrado), Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto Alegre, 1999. BEBER, A.J. Comportamento estrutural de vigas de concreto armado reforçadas com compósitos de fibra de carbono. Tese (Doutorado), Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto Alegre, 2003. COSTA, C. N.; FIGUEIREDO, A. D. de; SILVA, V. P. e. O fenômeno do lascamento (“spalling”) nas estruturas de concreto armado submetidas incêndio – uma revisão crítica. In: CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO, 44. Belo Horizonte: IBRACON, 2002. CUOGHI, R.S.; FIGUEIREDO, S.C.A.S., Aspectos de análise de risco das estruturas de concreto em situação de incêndio. São Paulo, 2007.


DUARTE, A. Recuperação Estrutural. Disponível em: <http://techne.pini.com.br/engenharia-civil/84/artigo286279-1.aspx>. Acesso 13/06/2016 as 16:32 horas. FERNANDES, M. R. F., Estudo das propriedades das argamassas refratárias úmidas com o tempo de estocagem. Escola de Engenharia da UFMG. Belo Horizonte, 2012. FORTES, A.S; PADARATZ, I.J.; BARROS, A.O.; FREIRE, I.F. Eficiência do reforço de CFRP em estruturas de concreto sob efeito térmico. V simpósio EPUSP sobre estruturas de concreto, 2003. HELENE, P. R. L. Ensaios para controle de adesivos epoxy destinado a estruturas de concreto. Revista A Construção São Paulo. São Paulo: IPT, ed. 3, p. 8, 1995. HOLLAWAY, L. C., LEEMING, M. Strengthening of reinforced concrete structures: Using externally-bonded FRP composites in structural and civil engineering, 1999. JUVANDES, Luiz, F.P, Reforço e Reabilitação de Estruturas de Betão Usando Materiais Compósitos de CFRP. Porto, 1999. JUVANDES, L.; AZEVEDO, D. M. M.; ANTONIO, H. Avaliação de modelos de dimensionamento para o reforço a flexão com CFRP. Congresso nacional de Mecânica Experimental. Universidade do Minho. Portugal, 2010. KLEIN, D. L.; CAMPAGNOLO, J. L.; GASTAL, F. P. L. XXIX Jornadas Sudamericanas de Ingenieria Estructural. Punta del Este, 2000. MACHADO, Ari, P. Manual de Reforço das Estruturas de Concreto Armado com Fibras de Carbono - Viapol. São Paulo, s.d. MACHADO, A.P. Manual de reforço das estruturas de concreto armado com fibras de carbono. Belo Horizonte, 2002. NÉIA, J.A.; GARCIA, L.C.D.; HÜTNER JR., O.L. Reforço com fibra de carbono em alvenaria estrutural de blocos cerâmicos antigos. Curitiba, 2011. TCC (Pós-Graduação), Instituto IDD. NEVILLE, Adam M., Propriedades do Concreto. Trad. Salvador E. Giamusso. São Paulo: PINI, 1997. REY, Decio. Como reforçar estruturas de concreto armado. Disponível em: <https://www.linkedin.com/pulse/como-refor%C3%A7ar-estruturas-de-concreto-armado-decio-rey>. Acesso 06/06/2016 as 15:22 horas. SILVA, B, Análise da influência do tipo de cura na resistência a compressão de corpos de prova de concreto. Disponível em: <http://www.civil.ita.br/graduacao/tgs/resumos/2009/TGIEI003_Bruno_Silva.pdf>, Acesso 14/06/2016 as 02:30. SCHWARTZ, M.M. Composite materials handbook, 2ª edição, McGraw-Hill Companies, Inc., Nova York, 1992. VARGAS, M.R.; SILVA, V.P., Resistência ao Fogo das Estruturas de Aço. Instituto Brasileiro de Siderurgia - IBS; Centro Brasileiro de Construção em Aço - CBCA, Rio de Janeiro, 2003.


ANÁLISE DA FALHA DE CONCRETAGEM DE PILARES DE UMA

EDIFICAÇÃO: ESTUDO DE CASO

Raquel Munaro (Arquiteta e Urbanista, Domini Incorporadora LTDA) [email protected]

(Prof. Dra., Universidade Federal da Integração Latino Americana) [email protected]

Resumo: O presente estudo objetiva avaliar falhas nas juntas de concretagem de pilares e suas

consequências à estrutura, em uma edificação localizada em Caxias do Sul, RS, face à exposição

das armaduras na cabeça de alguns pilares após o término do lançamento do concreto. A

metodologia utilizada é a investigação de caráter qualitativo, por meio da pesquisa explicativa e

estudo de caso. Contemplou a coleta de dados referentes à dosagem do concreto, a verificação

da resistência à compressão, com a análise de cada caminhão destinado à concretagem dos

pilares afetados, através de ensaio em corpos de prova e testemunhos extraídos in loco, o ensaio

de esclerometria e a caracterização climática das condições de lançamento do concreto. Após a

análise dos dados foi possível evidenciar que houve falhas de cunho tecnológico e/ou humano

tanto na dosagem do concreto quanto na concretagem dos pilares, sendo possível propor

alternativas para a correção adequada da avaria em estudo.

Palavras-chave: Concreto armado; Junta de concretagem; manifestação patológica;

controle tecnológico do concreto;

ANALYSIS OF THE CONCRETING FAILURE OF PILLARS OF A

BUILDING: CASE STUDY

Abstract: The study aims to verify failure in the concrete joints of columns and their

consequences to the structure, in a building in Caxias do Sul, RS, due to the exposure of the

reinforcement to the head of some pillars after the concrete finish. The methodology used is

quality investigation, through an explanatory research along with the study. Includes the

collection of concrete dosage data, the verification of the compression resistance, with the a

sample from every kind of concrete used on the affected pillars, through previous tests on

testing pillars and the family testimony collected in loco, the sclerometry test and the Climatic


characterization when the concrete was used. After a data analysis, it was possible to verify

the failure were technological and / or human both in the concrete dosage and in the

concreting of the pillars, and it is possible to propose alternatives for the adequate correction

of the failure in study.

Keywords: Reinforced concrete; Concrete joint; Pathological manifestation, Technological

control of concrete

1. INTRODUÇÃO

O desenvolvimento tecnologias, materiais de construção e processos construtivos

inovadores tem fomentado a construção de edificações cada vez mais esbeltas e

econômicas. Entretanto, a carência de mão de obra especializada, a alta competitividade do

setor e/ou a busca por maiores lucros por meio da redução dos custos de produção têm

interferido negativamente na qualidade das habitações produzidas no Brasil nos últimos

anos (DAL MOLIN, et al., 2016).

Neste sentido muitas construções começaram a apresentar níveis de degradação

superior aos desejados, apresentando problemas relacionados à qualidade e a durabilidade,

caracterizados pelo envelhecimento precoce devido, sobretudo, ao aparecimento de

manifestações patológicas, que afetam a estética, a segurança, a utilização e a durabilidade

das construções (POSSAN e DEMOLINER, 2013).

Meira e Padaratz (2002), em estudo realizado no Brasil, observaram que os

investimentos em ações de manutenção, em uma estrutura com elevado grau de

deterioração, podem chegar a aproximadamente 40% dos custos de execução do

componente degradado.

Além da deterioração das estruturas de concreto ao longo do tempo diversas

aplicações deste material têm apresentado problemas precoces, devido, sobretudo, a falhas

no processo de produção, lançamento adensamento ou cura do concreto. Estas estão

relacionadas à existência de ninhos de concretagens (popularmente conhecidos como

“bicheiras”), à falta de aderência entre camadas de concreto e à exposição das armaduras.

Estas falhas geram diversos transtornos no processo de produção das estruturas de

concreto armado, uma vez que necessitam ser corrigidas durante a execução da obra,


demandando tempo e recursos (humanos e financeiros) além de gerar atrasos nos

cronogramas de execução e entrega da obra. Whittle (2012) destaca que a fim de melhorar

a qualidade em todos os aspetos do projeto e construção fazem-se necessárias mais

pesquisas e desenvolvimento científico para entender melhor os materiais de construções

sobre as condições de uso.

Diante o exposto, pretende-se com este estudo analisar qual a causa da falha na

concretagem dos pilares do terceiro subsolo de uma edificação multifamiliar localizada na

cidade de Caxias do Sul/RS, que deixou exposta sua armadura, descrevendo o caso e os

fatos que levaram à percepção desta falha. O relato dos dados de concretagem/concreto do

terceiro subsolo, tais como a comparação da resistência requerida em projeto com

resistência entregue pelo fornecedor e resistência dos testemunhos é imprescindível para

diagnosticar o problema e as consequências geradas na estrutura dessa edificação e poder

propor, em conjunto com o calculista estrutural responsável, as ações necessárias para a

reparação do problema.


Para a realização desta pesquisa fez-se uso da investigação de caráter qualitativo, por meio

da pesquisa, exploração e descrição de um caso. O método consiste em coletar dados por

meio de observação, revisão documental, discussões com envolvidos nas etapas de

execução, a fim de desenvolver uma perspectiva que elucide o porquê da falha de

concretagem, objeto deste estudo (SAMPIERI, COLLADO, e LUCIO, 2013).

Neste estudo de caso foram obtidos dados da estrutura em análise oriundos de:

a) ensaios de resistências à compressão dos corpos de prova cilíndricos,

moldados no dia da concretagem, com 100 mm de diâmetro, adensados

manualmente e curados conforme orientações da ABNT NBR 5738:2015;

b) reuniões entre o responsável técnico pela execução da obra, o projetista

estrutural e os responsáveis técnicos pela concreteira contratada;

c) ensaio esclerométrico realizado em três pilares em recuperação (P16, P22 e

P24) e dois pilares que não apresentaram a falha (P19 e P21, no subsolo 02),

selecionados aleatoriamente como referência; e,


d) testemunhos extraídos das etapas 01 e 02 de concretagem dos pilares

(amostras retiradas da estrutura do concreto consolidado), conforme NBR

7680:2015.

A fim de complementar a pesquisa realizada, apresenta-se o levantamento

fotográfico como ferramenta importante para auxiliar na descrição do fato pesquisado, bem

como proporcionar maior entendimento ao tema.

3. ESTUDO DE CASO

O caso em estudo ocorreu na cidade de Caxias do Sul, RS - Brasil, em uma construção

residencial, com 27 unidades habitacionais, composta por três subsolos e térreo em

concreto armado, nove pavimentos de apartamentos e reservatório superior, em alvenaria

estrutural com bloco cerâmico.

A falha foi identificada após a limpeza dos pilares do subsolo três (ver figuras 1 e 2)

para remoção de poeiras e resquícios de produtos para facilitar a desforma, em preparação

para aplicação de camada de acabamento com nata de concreto, meses após a

concretagem dos pilares. Com a realização dessa limpeza com jato d’água sob pressão e

escova de aço, percebeu-se que o concreto começou a fragmentar no ponto da junta de

concretagem, ligação que merece atenção especial para sua realização.

Conforme indicado na figura 2, à medida que o processo de limpeza evoluiu, parte do

concreto da segunda metade da concretagem, se desfez em tamanha porcentagem que

expôs a armadura dos pilares P6, P12 e P16, figuras 3, 4 e 5, respectivamente. Também

afetou o cobrimento nos pilares P22, P23 e P24, conforme pode ser observado nas figuras

6, 7 e 8, respectivamente.


Figura 1: corte longitudinal esquemático.

P06

P16

P12

P24P23P22

P29 P30

Figura 2: Marcação dos pilares avariados.


Figura 3: Armadura exposta do pilar 6 (P6).

Figura 4: Armadura exposta do pilar 12 (P12).

Figura 5: Armadura exposta do pilar 16 (P16)

Figura 6: Comprometimento do cobrimento do pilar 22 (P22)




Sabe-se que os pilares deste pavimento tiveram o concreto lançado em duas etapas

em função da altura do pavimento que é de 3,00 m. Na primeira etapa foi realizado o

lançamento de concreto auto adensável, com “brita 0” e aditivo para amentar a plasticidade,

preenchendo pouco mais da metade de cada pilar, quando este tinha dimensão igual ou

superior a 60x60 cm, e 3/4 quando inferior a esta dimensão. Na segunda etapa, utilizou-se o

concreto convencional, CPII, com “brita 1”, sem aditivo plastificante, completando os pilares.

É importante salientar que entre uma etapa e outra houve precipitação de chuva intensa, o

que interrompeu a concretagem na etapa 01, sendo concretada a etapa 02 somente no dia

seguinte, criando a chamada junta fria de concretagem.

Cabe ressaltar que as juntas de concretagem são inerentes à estrutura, mas devem-

se ter cuidados no momento de execução, observando questões estéticas da sua

localização, de resistência e durabilidade. Atendendo os requisitos de limpeza da superfície

a ser emendada e garantindo a aderência entre as partes (SOUZA, 1948). Segundo Botelho

e Marchetti (2010), ao executar a junta de concretagem, deve-se atentar à limpeza da

superfície do concreto já endurecido, removendo a nata de concretagem e outros resíduos

antes do lançamento do novo concreto.

Também se faz necessário manter a superfície irregular, a fim de possibilitar melhor

aderência do concreto e, quando necessário, aplicar adesivo próprio na junta. A orientação


da NBR 6118:2014, item 21.6, nos casos como o descrito, é que devem ser previstas

armaduras de costura quando não for propiciada a correta rugosidade da superfície antiga.

Observa-se, nas figuras 9 e 10 que, logo após a constatação da falha e durante o

processo de limpeza para a realização do reforço estrutural ainda não era possível observar

flambagem1 da armadura. Como medida preventiva e para evitar danos maiores, em

conjunto com a limpeza dos pilares, foi dado início ao escoramento da estrutura.

Figura 9 – P16, sem apresentar flambagem aparente na armadura.

Figura 10 – P24, sem apresentar flambagem aparente na armadura.

Mesmo com a estrutura escorada, durante o período de estudos e discussão de

causas do problema e melhor forma de reparar a estrutura, nota-se que a armadura do pilar

P06, apresentou flambagem1 (figura 11), mesmo com o escoramento realizado, a fim de

distribuir a carga suportada pelo pilar P06. Este fenômeno somente foi percebido no pilar

onde a armadura exposta tem maior proporção em relação ao concreto aparentemente

saudável. Neste pilar já havia sido dado início à escarificação2 da estrutura, preparo

preliminar para garantir a aderência do novo concreto de reparação.

1 Flambagem: Termo usado para designar a encurvadura de um elemento estrutural. 2 Escarificação: Série de arranhões ou pequenas incisões praticadas sobre uma superfície, para garantir rugosidade e aderência


Flambagem

Figura 11 – P6, apresentação de flambagem da armadura.

A fim de controlar e registrar condições e fatos de todo o processo de concretagem

da obra é preenchida uma planilha, chamada de rastreabilidade do concreto, um documento

importante no processo de execução da obra que apontando onde foi utilizado cada volume

do concreto recebido, além de informações pertinentes, como obra, data/horário,

responsável, aplicação/pavimento, volume, resistência (fck) requerida, dentre outros dados.

Esse documento propiciou a localização das informações sobre o concreto aplicado no

terceiro subsolo e deu início a investigação. Faz parte da rastreabilidade do concreto o

croqui do local de lançamento do concreto.

Ao ser constatada a falha no terceiro subsolo, os três pavimentos superiores

(segundo subsolo, primeiro subsolo e térreo) já haviam sido executados e encontravam-se

na etapa inicial de elevação da alvenaria (Figura 1). Fator de grande preocupação, pois a

carga imposta sobre os pilares fragilizados colocou em risco vidas de operários da obra e

poderia causar danos irreversíveis na estrutura.



Com a constatação do problema nos pilares, a primeira ação foi analisar os resultados dos

ensaios dos corpos de prova desta concretagem onde ocorreu a constatação que a

resistência à compressão aos 28 dias de idade (fcj) continha resultados abaixo do solicitado

em projeto estrutural (fck), estabelecido em 30Mpa. Através desse resultado foi solicitado

imediatamente o ensaio da contraprova, moldada em conjunto com os corpos de prova de

cada volume de concreto do dia da concretagem. Neste momento, com resultados

igualmente abaixo do requisitado com mais de 150 dias de idade do concreto, se amplia a

investigação, através a extração de testemunhos para encaminhamento para ensaio de

compressão.

Foram extraídos ao todo 12 testemunhos dos pilares. Pilar 6 (P6), pilar 24 (P24), pilar

29 (P29) e pilar 30 (P30) a extração foi realizada somente da segunda etapa de

concretagem, com concreto convencional. Já os pilares 12 (P12), pilar 16 (P16), pilar 22

(P22) e pilar 23 (P23) foram extraídos testemunhos das duas etapas de concretagem, com

concreto auto adensável na primeira etapa e convencional na segunda etapa. Esta definição

foi passada pelo calculista estrutural, de acordo com os esforços que cada pilar foi projetado

a suportar, mais esforço dois testemunhos, menos esforço, um testemunho.

A tabela 1 apresenta um comparativo das resistências encontradas em cada ensaio,

para os pilares que apresentaram problemas. Observa-se que na 2ª etapa da concretagem

se encontram as menores resistências à compressão, tanto nos corpos de prova quanto nos

ensaios dos testemunhos. A tabela apresentada divide os pilares por etapa de concretagem,

tipo de concreto e nota fiscal de cada caminhão betoneira utilizado os pilares.

Também houve a realização de ensaio não destrutivo de esclerometria, de acordo

com a NBR 7584:2012 – Concreto endurecido - Avaliação da dureza superficial pelo

esclerômetro de reflexão. O ensaio foi realizado nos pilares P19, P22 e P24 do terceiro

subsolo e pilares P16 e P21, no segundo subsolo. O resultado deste ensaio pode-se

comparar com os resultados anteriores e contatou-se que ficaram abaixo dos resultados dos

corpos de prova na etapa 02 da concretagem, abaixo também da resistência requerida em

projeto, de 30 MPa.


Tabela 1: Quadro comparativo de resistência do concreto de acordo com ensaios de laboratório.

Sabe-se também, que o concreto recebido para as duas etapas da concretagem,

além de ser de tipologia diferente, auto adensável e convencional, o que não deprecia a

aplicação, desde que dosado e aplicado de forma adequada, foi enviado pela mesma

empresa concreteira, porém de unidades distintas, percebido pela numeração das notas

fiscais, com valores mais baixos na primeira e avançados na segunda etapa e validado pela

empresa fornecedora do concreto.

A segunda etapa de lançamento do concreto ainda ocorreu no dia seguinte, pois a

obra teve de ser interrompida devido à forte chuva que atingiu a cidade no dia de

concretagem. Ao ser retomada a concretagem dos pilares, não foi realizada a limpeza da

nata de concreto formado na superfície do concreto antigo, já em processo de cura,

tampouco houve escoamento da água acumulada na fôrma (em função da chuva). Além da

falta de conferência e execução de rugosidade do antigo concreto para possibilitar a

aderência do novo concreto e a execução de armadura de costura.


Para recuperação, após serem refeitos os cálculos das exigências dos esforços

aplicados nos pilares, foi proposto preenchimento das lacunas de concreto dos pilares P06,

P12 e P16 (figuras 12 e 13), de menor dimensão, com aumento da seção na região próxima

das vigas e reforço com armadura e também aumento de seção nos pilares P22, P23 e P24

Nota-se no pilar P24 que houve a remoção do concreto degradado e consequente criação

de superfície rugosa para melhorar aderência do novo concreto utilizado, o chamado grout,

(figura 14 e 15). A aplicação se deu através do pavimento superior, através de furos na laje

(figura 16), próximo à base do pilar.

A escolha do grout foi definida pela fácil aplicação, devido sua fluidez, e elevada

resistência mecânica (SOUZA, 1948). Antes da aplicação, foi observada a correta limpeza

da superfície com jatos de água, removendo poeiras e outras partículas que poderiam afetar

a adesão do concreto novo com o antigo. Esse procedimento foi adotado para a

recuperação dos demais pilares afetados.

Figura 12 – Preenchimento com grout da falha de concretagem no pilar P12.

Figura 13 - Reforço com grout nos pilares P06 e P16.


Concreto

removido

Figura 14 – Remoção do concreto degradado e criação de superfície rugosa.

Figura 15 – Reforço de armadura no pilar P24.

Figura 16 – Furos no segundo subsolo para aplicação do grout nos pilares do pavimento do terceiro subsolo.

Foi realizado o monitoramento da estrutura e das possíveis consequências no

pavimento superior, segundo subsolo, e não foi identificada nenhuma manifestação

patológica causado pelo problema apresentado.



Os resultados deste trabalho permitem a reflexão sobre as deficiências no setor da

construção civil, que independente dos processos de controle e registros da execução de

cada etapa da obra e também dos muitos os avanços tecnológicos que qualificam cada vez

mais a matéria empregada na construção, ainda é tida como uma atividade artesanal ou

pouco industrializada. Os recursos humanos que atuam no setor e executam os projetos,

possuem as mais variadas habilidades, ou falta delas, sendo passível a ocorrência da falha

humana, agente com grande carga de responsabilidade sobre os problemas apresentados.

A partir da análise dos ensaios realizados, dos dados levantados e estudo de

bibliografias sobre o tema, foi possível apurar as principais causas para os problemas dos

pilares mencionados sendo possível apontar dois fatores principais, um de caráter

tecnológico e outro humano. A deficiência na dosagem do concreto na central sendo

percebida através dos baixos resultados dos ensaios de compressão, demonstrando um

equívoco ao quantificar e especificar os agregados e produtos para a composição do

concreto convencional, pois mesmo com mais de 150 dias de cura ele não atingiu a

resistência requerida. A parcela humana sobre a degradação dos pilares, associada com

concretagem em dias distintos, propiciou a união entre o concreto endurecido com o novo

sem a adequada execução dos processos recomendados para essa situação e citadas em

capítulos anteriores.

Percebe-se que o processo construtivo demanda atenção especial e ainda requer

muito estudo e pesquisas, a fim de minimizar as ocorrências patológicas e evitar desperdício

de tempo e recursos, humanos, materiais e financeiros. Estamos apenas no início da

caminhada e da busca por evolução na forma de solucionar os problemas, com agilidade e

qualidade.

REFERÊNCIAS

Associação Brasileira de Normas Técnicas. NBR 6118: Projeto de estruturas de concreto - Procedimento. Rio de Janeiro, 2014.

______. NBR 5738: Versão Corrigida: 2016 – Concreto – procedimento para moldagem e cura de corpos-de-prova. Rio de Janeiro, 2015.

______. NBR 5739: Concreto – ensaios de compressão de corpos de prova cilíndricos. Rio de Janeiro, 2007.


______. NBR 7584: Concreto endurecido — Avaliação da dureza superficial pelo esclerômetro de reflexão. Rio de Janeiro, 2012.

______. NBR 7680:2015 – Concreto – Extração, preparo, ensaio e análise de testemunhos de estrutura de concreto. Rio de Janeiro, 2015.

DAL MOLIN, D.C.C; MASUERO, A. B.; ANDRADE, J. J. O.; POSSAN, E.; MASUERO, J. R.; MENNUCCI, M. M. Contribuição à Previsão da Vida Útil de Estruturas de Concreto. In: Claudio de Souza Kazmierczak, Márcio Minto Fabrício. (Org.). Avaliação de Desempenho de Tecnologias Construtivas Inovadoras: Materiais e Sustentabilidade. 1ed. Editora Scienza, 2016, v. , p. 223-270.

MEIRA, G. R.; PADARATZ, I. J. Custos de recuperação e prevenção em estruturas de concreto armado: uma análise comparativa. In: ENCONTRO NACIONAL DE TECNOLOGIA DO AMBIENTE CONSTRUÍDO, IX, 2002, Foz do Iguaçu. Anais... Porto Alegre: 2002, p. 1425-1432.

POSSAN, E.; DEMOLINER, C. A. Desempenho, durabilidade e vida útil das edificações: abordagem geral. Revista Técnico-Científica CREA-PR, v. V1, p. 1-18, 2013.

SAMPIERI, R.H; COLLADO, C.F.; LUCIO, M.P.B. Metodologia de pesquisa. Tras. Deyse Vaz de Moraes. México: Penso, 2013.

SOUZA, V.C.M. Patologia, recuperação e reforço de estruturas de concreto; São Paulo: PINI, 1948.

WHITTLE, R. Failures in Concrete Structures: Case Studies in Reinforced and Prestressed Concrete. CRC Press. 2012. 148p.


UTILIZAÇÃO DO ENSAIO PULL OFF NA DETERMINAÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO DE CONCRETOS COMPARANDO

COM OUTROS ENSAIOS NÃO DESTRUTIVOS

Mauro Vitor Greco Tavora (Mestrando do Programa de Pós Graduação em Engenharia e Construção Civil, UFPR); [email protected].

Isaac Aguiar Oliveira (Mestrando do Programa de Pós Graduação em Engenharia e Construção Civil, UFPR); [email protected].

Dayane de Cristo Miranda (Estudante de Engenharia Civil, UFPR); [email protected].

Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Doutor, UFPR); [email protected].

Resumo: A inspeção de estruturas de concreto demanda com frequência a determinação da

resistência à compressão dos concretos in loco e, para tal, podem ser aplicadas técnicas

não destrutivas que evitam danos significativos na estrutura durante o ensaio. Neste

contexto, para verificar a adequabilidade do pull off como ferramenta de inspeção de

concretos, o mesmo foi comparado com outras duas metodologias, esclerometria e

ultrassom, também técnicas não destrutivas. As três técnicas não destrutivas foram

aplicadas em 12 corpos de prova prismáticos de 65x32x10 cm, com 3 classes de resistência

distintas (C20, C30 e C40). Seus resultados foram correlacionados com a resistência à

compressão dos concretos, determinada por meio da ruptura de corpos de prova cilíndricos

de 10x20 cm. As correlações se mostraram satisfatórias para os três ensaios. O pull off

apresentou alto índice de correlação (R2 = 0,91), porém inferior às outras duas técnicas:

esclerometria (R2 = 0,98) e o ultrassom (R2 = 0,99).

Palavras-chave: inspeção de estruturas de concreto; ensaios não destrutivos;

esclerometria; ultrassom; pull off.


USE OF THE PULL TEST IN DETERMINING THE COMPRESSIVE

STRENGTH OF CONCRETE COMPARED TO OTHER NON-

DESTRUCTIVE TESTS

Abstract: Inspection of concrete structures often demands the determination of the

compressive strength of concrete in loco, and for that, non-destructive techniques may be

applied to avoid significant damage in the structure during the tests. In this context, to verify

the suitability of pull off as a concrete inspection tool, it was compared with two other

methodologies, rebound hammer test and ultrasonic test, also non-destructive techniques.

The three non-destructive techniques were applied in 12 prismatic specimens (65x32x10 cm)

with three different compressive strength classes (C20, C30 and C40). Their results were

correlated with the compressive strength of the concretes, determined by the rupture of

cylindrical specimens (10x20 cm). Correlations were satisfactory for all three tests. The pull

off test presented a high correlation (R2 = 0.91), but lower than the other two techniques:

rebound hammer test (R2 = 0.98) and ultrasonic test (R2 = 0.99).

Keywords: inspection of concrete structures; non-destructive tests; rebound hammer test;

ultrasonic test; pull off.

1. INTRODUÇÃO

Uma das propriedades mais importantes do concreto armado é a sua resistência à

compressão, sendo este um dos principais parâmetros utilizados para o dimensionamento

de estruturas. Determinar esta propriedade mecânica em estruturas já acabadas, sem

causar danos à sua superfície ou funcionalidade, são preocupações atuais dos profissionais

da engenharia (PEREIRA; MEDEIROS, 2012).

A resistência à compressão é determinada de forma simples, a partir da ruptura de

corpos de prova (cps) por compressão axial. Os cps são moldados em paralelo às

concretagens de uma obra e, após o tempo necessário para o endurecimento e elevação de

resistência do concreto, as amostras são enviadas a um laboratório para o ensaio de

caracterização. Assim, com os resultados dos ensaios de resistência à compressão simples,

pode-se verificar se o concreto atingiu a resistência mínima almejada em projeto.


Para seguir essa sequência de ações, é necessário prever a moldagem de corpos de

prova e, portanto, não se aplica a estruturas de concreto já executadas, como, por exemplo,

edifícios antigos, onde por qualquer razão se vê necessária à determinação da resistência à

compressão do concreto com o qual a estrutura foi executada. Para tal, foram desenvolvidas

técnicas alternativas, com as quais é possível estimar a resistência à compressão, a partir

de ensaios in loco e correlações com outras propriedades.

Conhecidos como ensaios não destrutivos ou semidestrutivos, essas técnicas vêm

contrapor a necessidade de retirada de testemunhos, que por sua vez danificam a estrutura

e em alguns casos é impraticável, por questões estruturais ou mesmo físicas, como por

exemplo, regiões da estrutura pouco acessíveis ao equipamento de extração. Uma técnica

bastante conhecida e já normatizada no Brasil é a esclerometria (ABNT NBR 7584:1985),

porém esse método apresenta resultados com grande variação de valores, colocando

sempre em dúvida a sua acuidade e necessitando sempre de uma complementação com

outras técnicas, como por exemplo, o ultrassom (ABNT NBR 8802:1992).

O pull off é também uma técnica não destrutiva, que já está normatizada no Brasil no

campo de argamassas, porém pouco explorada no âmbito da determinação das

propriedades dos concretos. Essa técnica se baseia na correlação entre a resistência à

tração do concreto - determinada a partir da força de arrancamento, que consiste na força

necessária para arrancar um disco colado na superfície do concreto - e a resistência à

compressão do mesmo.

Um estudo sobre pull off comparando-o com outras técnicas convencionais aplicadas

em concretos se mostra bastante relevante, pois, este ensaio pode ser uma alternativa às

técnicas utilizadas atualmente para estimar a resistência à compressão do concreto ou

ainda ajudar a corroborar os resultados de outros ensaios.

Além disso, considerando que as estruturas de concreto possuem um tempo de vida

útil, que segundo a ISO 13823:2008 é “o período efetivo de tempo durante o qual uma

estrutura ou qualquer de seus componentes satisfazem os requisitos de desempenho do

projeto, sem ações imprevistas de manutenção ou reparo” e que os primeiros prédios altos

com estrutura em concreto armado no Brasil datam da década de 1920 (LOTURCO, 2008)

muitos desses edifícios se encontram em estado de envelhecimento avançado, e devem ser

inspecionados, para se verificar se os mesmos ainda possuem condições de desempenhar

suas funções, garantindo a segurança de seus usuários. Portanto, uma técnica eficiente e


prática para a determinação das características mecânicas das estruturas em concreto

armado se mostra indispensável neste cenário.

Logo, esse trabalho tem como objetivo geral estudar o ensaio pull off como

ferramenta na estimativa da resistência à compressão de concretos, comparando-o com

outros ensaios, de forma a apresentá-lo como uma opção prática para a área de inspeções

de estruturas de concreto armado.


Historicamente, a resistência mecânica do concreto é o parâmetro mais empregado para se

avaliar a qualidade do material (ANDRADE; TUTIKIAN, 2011) e para medir essa

propriedade podem ser empregados diversos métodos, que, por sua vez, podem ser

englobados em duas classes principais: os ensaios destrutivos e os ensaios não destrutivos.

Os ensaios destrutivos são empregados em maior escala, em função da sua

praticidade, rapidez na obtenção dos resultados e baixo custo. Os ensaios não destrutivos

não danificam a estrutura, entretanto, a resistência do concreto não é mensurada de forma

direta, e sim a partir de correlações com outras propriedades do material. Essas técnicas

são mais aplicadas na área de investigação de estruturas em uso, quando há sinais de

comprometimento nos elementos estruturais, que podem estar ligados a uma resistência

inadequada do concreto. Geralmente, estas técnicas são mais complexas, pois exigem

equipamentos mais sofisticados e mão de obra qualificada para a obtenção e interpretação

dos resultados (ANDRADE; TUTIKIAN, 2011).

2.1. Esclerometria

A esclerometria é um método que consiste em impactar a superfície do elemento concreto,

por meio de um equipamento conhecido por Martelo de Schmidt ou esclerômetro (Figura 1).

Em seguida mede-se o recuo do martelo que é correlacionado com a resistência à

compressão. No Brasil, o procedimento de ensaio é estabelecido pela ABNT NBR

7584:1985.

Embora a esclerometria seja uma técnica rápida e de baixo custo, ela possui

algumas exigências para que os seus resultados sejam confiáveis. O equipamento deve ser

utilizado somente em superfícies lisas e elementos imóveis e não deverão ser ensaiados

concretos com idades baixas ou resistências abaixo de 7MPa, pois a superfície pode vir a

ser danificada pelo martelo (IAEA, 2002).


Figura 1 - Martelo de Schmidt ou Esclerômetro

Outros fatores como grau de umidade do concreto e características dos agregados

podem distorcer os resultados (ABNT NBR 7584:1985) e, além disso, superfícies

carbonatadas podem elevar os valores estimados pelo esclerômetro. Segundo Réus (2016)

o fenômeno da carbonatação eleva os resultados devido à colmatação dos poros do

concreto na zona carbonatada, influenciando diretamente os resultados obtidos pela

esclerometria. A ABNT NBR 7584:1985, que regulamenta este ensaio, indica que os valores

obtidos com o ensaio em superfícies carbonatadas podem ser superestimados em até 50%.

Levando em consideração que em estruturas antigas há uma grande chance das superfícies

dos elementos de concreto estarem carbonatadas, os resultados da esclerometria não

representariam o interior dos elementos tornando necessária a complementação desta

metodologia com outras técnicas, como o ultrassom. Essa complementação com outras

técnicas aumentam o custo e o tempo de execução, atenuando, assim, as principais

vantagens da esclerometria.

2.2. Ultrassom

No Brasil, o procedimento de ensaio pelo método do ultrassom é estabelecido pela ABNT

NBR 8802:1992. Com as leituras de velocidade de ultrassom (Figura 2) é possível elaborar

correlações com a resistência à compressão do concreto e usar este gráfico para estimar a

resistência de outras áreas sem extrair testemunhos, que é caro e demorado.

Diferente da esclerometria, esse método abranje o interior dos elementos e não

somente a superficie, porém, o teor de umidade do concreto a ser ensaiado é responsável

por variações significativas, que devem ser consideradas para uma correta correlação e

estimativa da resistência à compressão do concreto. Outras variações na velocidade do


pulso podem ocorrer devido a condições distintas de cura e hidratação do cimento ou à

presença de água livre nos poros e vazios do concreto (IAEA, 2002).

Além da umidade, Pereira & Medeiros (2012) afirmam que outros fatores importantes

podem influenciar na velocidade de propagação, como comprimento de percurso,

dimensões da peça a ensaiar, presença de armaduras e temperatura.

Figura 1 - Equipamento do ensaio de ultrassom

A presença de armaduras tem influência nos resultados das correlações entre a

velocidade de propagação das ondas e a resistência mecânica do concreto, principalmente

quando as barras de aço estão dispostas na direção de propagação (ABNT NBR

8802:1992). Esse fato não inviabiliza, porém dificulta o uso da técnica sendo necessária

uma complementação com outras técnicas, como a pacometria, que serve para localizar as

armaduras para um posterior posicionamento dos transdutores, de forma a desviar das

mesmas durante o ensaio.

2.3. Pull off

O método pull off se baseia em uma possível correlação entre a força de tração necessária

para arrancar um disco metálico colado na face de um elemento de concreto, rompendo

uma parcela do material, e a resistência à compressão deste concreto (CASTRO et al,

2009). As suas primeiras versões foram desenvolvidas na Inglaterra, na Queen’s University,

no início dos anos 70, para avaliar a resistência à compressão de vigas com alto teor de

alumina (MALHOTRA; CARINO, 2004).

Para a execução do ensaio é utilizado um equipamento apoiado no concreto por

meio de um tripé (Erro! Fonte de referência não encontrada.). Esse dispositivo conecta-


se, por meio de uma haste com rosca, ao disco metálico pela qual é aplicada uma tensão

máxima de 10kN, em uma razão aproximadamente de 6 kN/min (MALHOTRA; CARINO,

2004).

Figura 3: Equipamento para o ensaio Pull Off

O ensaio pode ser realizado de duas formas: colando o disco diretamente na

superfície do concreto, obtendo-se com isso após o arrancamento uma superfície de ruptura

próxima à base do disco (Figura 4a) ou então, efetuando um corte superficial em torno do

disco (Figura 4b). A execução do corte pode ajudar a evitar a influência das condições da

superfície do concreto, como no caso das superfícies carbonatadas (MALHOTRA; CARINO,

2004).

Figura 4: – Formas de aplicação dos disco para o ensaio Pull Off (MALHOTRA & CARINO,

2004).


Foi constatado por Evangelista (2002) que a carga de ruptura do ensaio com a

presença do corte tende a ser menor do que a do ensaio sem o corte, para concretos iguais,

relacionando esta redução à concentração de tensões ao redor do corte e à ausência de

concreto nesta região.

Grullón et al. (2004) apud Evangelista (2002) afirmam que a relação entre a força de

tração e a resistência à compressão do concreto depende dos seguintes fatores: idade, tipo

e dimensão máxima dos agregados, condições de cura, dosagem e tipo de cimento. Já

segundo Bungey (1992) apud Evangelista (2002), além das propriedades do concreto,

outros fatores podem influenciar os resultados, como: material do disco, diâmetro e

espessura do disco, efeitos do corte feito no concreto, sistema de reação do equipamento e

velocidade de aplicação de carga.

Na Europa, o pull off é normatizado pela BS 1881-207 (1992), já no Brasil, este

ensaio é usado, tradicionalmente, para medir a resistência de aderência de argamassas, e é

normatizado pela ABNT NBR 14081-4. No momento em que se passa a usar o pull off para

ensaiar elementos em concreto, deve-se levar em consideração um novo fator que é o

agregado graúdo, de grande influência, e que varia em função da sua forma, posição em

relação à superfície de teste e origem. Evangelista (2002) constatou a necessidade de uma

curva de correlação para o concreto com agregado graúdo de origem calcária e outra para

concretos com agregados de basalto, cascalho, granito e arenito.

A rigidez do disco também é um parâmetro importante, pois limita a relação entre

espessura e diâmetro dos discos. Essa dependência pode ser observada na Figura 5, que

mostra que para garantir uma distribuição uniforme de tensões, e consequentemente uma

carga máxima de ruptura, a espessura dos discos de aço devem ser de pelo menos 40% do

diâmetro do mesmo, ao passo que, no caso dos discos de alumínio, a proporção sobe para

60%. Estes resultados experimentais foram estabelecidos com base em análises com

elementos finitos (EVANGELISTA, 2002).

Antes do ensaio utilizando o pull off, a superfície do concreto deve ser preparada

com lixamento e/ou desengorduramento, para garantir uma boa colagem dos discos. Os

discos, por sua vez, são colados utilizando resinas Epoxi como adesivo, cuja resistência

mecânica deve ser superior à do concreto em ensaio. Esses adesivos podem ainda

necessitar de um processo de cura de até 24 horas, dependendo do material (tipo de resina

e fabricantes) e de outras circunstâncias, como questões ambientais, no momento da

fixação. Superfícies úmidas podem representar uma dificuldade durante a fixação dos discos


(BUNGEY; MILLARD, 1996). Portanto, como desvantagens a este ensaio é importante

salientar o tempo de espera necessário para a cura da cola de fixação do disco, além de ser

necessário realizar um reparo nos locais onde foram realizados os arrancamentos.

Figura 5: Tensão de arrancamento versus espessura dos discos de diferentes materiais (aço

e alumínio) (BUNGEY & MADANDOUST, 1992 apud EVANGELISTA, 2002).


As diferentes técnicas não destrutivas foram aplicadas em corpos de prova prismáticos de

65x32x10 cm, moldados com três traços de concreto com resistências distintas. Foi tomado

como base, para a avaliação dessas técnicas, resultados obtidos a partir de corpos de prova

cilíndricos, moldados com os mesmos concretos, e submetidos ao ensaio de resistência à

compressão, conforme ABNT NBR 5739:2007.

A colagem dos discos, para o ensaio pull off, foi realizada por meio do adesivo

Sikadur® 32, do fabricante Sika, que pode atingir uma resistência à compressão de 60 MPa

em 1 dia, e uma resistência de aderência de 3,80 MPa com o concreto e 3,30 MPa com o

aço, ambas aos 7 dias.

Os concretos foram confeccionados utilizando cimento Portland tipo CP V ARI-RS,

cuja composição consiste em 0 - 5% de calcário e 95 -100 % de clínquer + gesso, e como

agregados uma areia média, natural de rio e uma brita de origem calcária, secos em estufa

a 100 ºC, cujas características são apresentadas na Tabela 1.


Tabela 1: Características dos agregados

Agregado Miúdo Graúdo Dimensão máxima característica (mm) - 19

Massa unitária (Kg/dm³)

1,34 1,45

Massa específica (Kg/dm³)

2,57 2,81

Material Pulverulento (%)

5,1 1,3

3.1. Dosagem, moldagem e cura.

Para atingir as classes de concreto almejadas, C20, C30 e C40, foi realizado um estudo de

dosagem experimental, com os materiais citados, baseado no método IPT-EPUSP

estabelecendo os traços para cada concreto. As concretagens foram realizadas utilizando

uma betoneira elétrica de capacidade para 120 litros e adensamento manual.

Foram moldados quatro corpos de prova prismáticos de 65x32x10 cm e seis corpos

de prova cilíndricos, com dimensões 10x20 cm, para cada classe de concreto.

Tanto os corpos de prova prismáticos quanto os cilíndricos foram submetidos a uma

cura submersa em um tanque durante 7 dias, e, após esse período, completaram-se os 28

dias ao ar livre.

3.2. Ensaios

3.2.1. Compressão

Os corpos de prova cilíndricos foram retificados e em seguida ensaiados em uma prensa

hidráulica da marca EMIC segundo a ABNT NBR 5739:2007.

3.2.2. Esclerometria

Os ensaios foram realizados utilizando um esclerômetro da marca Proceq, modelo Silver

Schmidt PC N, seguindo as recomendações da ABNT NBR 7584:1985. A aplicação foi feita

nas duas maiores faces laterais dos blocos, totalizando 16 leituras ao longo de cada uma,

distribuídas uniformemente ao longo da superfície, distando, no mínimo, 50 mm das bordas

e 30 mm entre centros de pontos de impacto.

As faces, durante os ensaios, se encontravam sempre em posição horizontal, e o

equipamento perpendicular em relação às superfícies, em posição vertical.


3.2.3 Ultrassom

O equipamento utilizado para o ensaio de ultrassom é da marca Proceq, modelo PUNDIT

LAB, com transdutores de 54 kHz.

Foram realizadas três leituras para cada bloco, nas faces laterais, posicionando os

transdutores de forma a se obterem somente transmissões diretas das ondas.

3.2.4 Pull off

O equipamento utilizado para o ensaio pull off é da marca Proceq, modelo Dyna Z 16E e os

discos utilizados são de aço com 50 mm de diâmetro e espessura de 20 mm.

Foram realizados 8 arrancamentos em cada bloco, totalizando 32 arrancamentos

para cada classe de concreto. Antes da colagem dos discos, foram executados cortes no

concreto, em cada ponto de arrancamento, utilizando uma furadeira manual equipada com

serra-corpo atingindo uma profundidade de aproximadamente 20 mm. Além disso, as

superfícies dos blocos também receberam um lixamento mecânico para melhorar a colagem

dos discos. A colagem dos discos foi executada na face superior dos blocos (maior face),

respeitando-se as distâncias mínimas de 50 mm (um diâmetro) das bordas e 100 mm (dois

diâmetros) entre discos, na qual foi utilizado o adesivo Epoxi, 48 horas antes dos ensaios.

3.2.5 Tratamento estatístico

Após finalizar todos os experimentos, os resultados foram submetidos a um tratamento

estatístico eliminando valores inconsistentes, que poderiam comprometer a validade das

análises. Este tratamento consistiu em calcular a média geral de cada amostra, em seguida

descartou-se valores que extrapolavam o intervalo limitado pelo desvio-padrão, para depois

a média ser recalculada somente com os valores válidos.


A partir dos valores obtidos por meio dos ensaios experimentais, após o tratamento

estatístico, dispostos na Tabela 2, foi possível estabelecer gráficos de correlação entre os

resultados dos ensaios de compressão simples e demais ensaios não destrutivos (Figura 6,

Figura 7, Figura 8).


Tabela 2: Valores médios do resultado final dos ensaios

Classe Compressão (MPa)

Pull Off (MPa) Esclerometria Ultrassom

(m/s) C 20 22,98 2,14 38,07 4558,92 C 30 29,38 2,59 41,58 4691,25 C 40 37,28 2,78 48,85 4824,25

Figura 2: Correlação entre Resistência à Compressão x Índice esclerométrico

Figura 3: Correlação entre Resistência à Compressão x Velocidade de ultrassom


Figura 4: Correlação entre Resistência à Compressão x Resistência no Pull Off

Diante dos resultados e divergindo da constatação de alguns autores como Bertolini

(2006), a correlação entre os resultados da esclerometria e do ensaio de resistência à

compressão se mostrou satisfatória, próxima à correlação com o Ultrassom, confirmando a

possibilidade de se usar as duas técnicas em conjunto com o intuito de refinar resultados.

Entretanto, a correlação utilizando os resultados do ensaio pull off, apesar de não ter

sido ruim, mostrou-se inferior às anteriores. Com esse resultado, torna-se interessante

revisar os fatores, que, segundo Evangelista (2002), poderiam ter influenciado os resultados.

Foram utilizados discos de um mesmo material, diâmetro, espessura e ainda a velocidade

de carga também foi a mesma para todos os arrancamentos. Os cortes realizados no

concreto foram feitos pelo mesmo operador, utilizando o mesmo tipo de equipamento e

alcançando uma profundidade de 20 ± 2 mm, não devendo ser a causa de alterações na

correlação. Todavia, ao utilizar uma furadeira manual, os cortes demandaram grande

energia do operador, podendo causar algum tipo de dano ao concreto, refletindo nos

resultados.

Uma das vantagens desta metodologia, comentada por Pereira & Medeiros (2012),

seria a possibilidade de observar resultados não satisfatórios por meio da superfície de

ruptura. Para tanto, se destacaram as seguintes possibilidades de ocorrência durante os 128

arrancamentos:


• Ruptura regular, na qual, aderida ao disco metálico, a parcela de concreto

extraída, contendo agregado graúdo, possui espessura de 20 ± 2 mm (Figura 9 A e B);

• Ruptura próxima à superfície, na qual a parcela de concreto extraída possui

uma espessura de 7±2 mm, e não contém agregado graúdo (Figura 10);

• Disco não centrado, situação que, durante a colagem dos discos houve

deslocamento dos mesmos, de forma que a área de aderência se reduziu influenciando

diretamente na tensão de arrancamento (Figura 11);

• Ruptura na cola, na qual o concreto não se rompe e a ruptura ocorre na

interface entre a cola e o concreto ou entre a cola e o disco metálico (Figura 12);

Figura 5: Ruptura regular

A B

Figura 6: Ruptura próxima à superfície


Figura 7: Deslocamento do disco

Figura 8: Ruptura na cola

As ocorrências de deslocamento do disco, ruptura na cola e outros problemas

representaram, respectivamente, 5,5%, 3,1% e 3,9% do total de arrancamentos, e seus

resultados foram desconsiderados nas análises. Rupturas próximas à superfície

representaram 10,2% e rupturas regulares 77,3%, somando 87,5% dos resultados do total

de arrancamentos.

5. CONSIDERAÇÕES FINAIS

O presente trabalho demonstrou, por meio dos seus experimentos, que é possível

estabelecer uma correlação entre os resultados do ensaio pull off com a resistência à

compressão, com uma margem de precisão adequada. Porém, nestes experimentos, dentro

de suas condições e variáveis próprias, a correlação com os resultados do pull off se


mostrou inferior, se comparada com as outras duas técnicas não destrutivas empregadas:

esclerometria e ultrassom. Portanto, em uma situação onde seja necessária a estimativa da

resistência à compressão de um concreto, de uma estrutura pré-existente, e na qual o

cenário de atuação seja semelhante às condições estabelecidas nos experimentos, é

possível que a utilização da esclerometria ou do ultrassom, como técnicas não destrutivas,

sejam mais eficientes que a técnica do pull off.

REFERÊNCIAS

ABNT NBR 5739 - Concreto - Ensaio de compressão de corpos-de-prova cilíndricos. Associação Brasileira de Normas Técnicas. p. 9, 2007.

ABNT NBR 7584, Concreto endurecido - avaliação da dureza superficial pelo esclerômetro de reflexão. Associação Brasileira de Normas Técnicas. pp. 3–5, 1985.

ABNT NBR 8802, Concreto endurecido - Determinação da velocidade de propagação de onda. Associação Brasileira de Normas Técnicas, p. 8, 1992.

ANDRADE, J. J.; TUTIKIAN, B. F., Concreto: Ciência e Tecnologia. São Paulo: G. C. Isaias, 2011.

ABNT NBR 14081-4, Argamassa colante industrializada para assentamento de placas cerâmicas, Parte 4: Determinação da resistência de aderência à tração. Associação Brasileira de Normas Técnicas, Rio de Janeiro, 2012.

BERTOLINI, L. Materiais de Construção: patologia | reabilitação | prevenção. Oficina de

Textos, São Paulo, 2006.

BUNGEY, J. H.; MILLARD, S. G. Testing of concrete in structure, Glasgow, 1996.

BS 1881, Part 207. Testing concrete - Recommendations for the assessment of concrete strength by near-to-surface tests, Br. Stand. Inst, 1992.

CASTRO, A. L.; ÂNGULO, S. C.; BILESKY, P. C.; SANTOS, R. F.; HAMASSAKI, L. T.; Silva, E. Métodos de ensaios não destrutivos para estruturas de concreto, Revista Téchne, São Paulo, p. 56 a 62, 2009.

ESA ISO 13823, General principles on the design of structure for durability, vol. 13823, 2008.

EVANGELISTA, A. C. J. Avaliação da resistência do concreto usando diferentes ensaios não destrutivos, Tese, p. 219, 2002.

GRULLÓN, M.; BARBOSA, P.; MEDEIROS, M. H. F.; Helene, P. Correlação entre resistência à compressão e ultra-som. Influência da dosagem e da umidade, Vol II. 2004.


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LOTURCO, B., Sinônimo de construção. [Online]. Link de acesso:http://techne.pini.com.br/engenharia-civil/137/artigo287574-1.aspx. [Acesso em: 04-Mar-2017], 2008.

MALHOTRA, V. M.; CARINO, N. J.) Non-destrutive Testing of Concrete, 2nd ed. West Conshohocken, 2004,

PEREIRA, E.; MEDEIROS, M. H. F. "Pull Off test to evaluate the compressive strength of concrete: an alternative to Brazilian standard techniques. Ensaio de ‘Pull Off’ para avaliar a resistência à normalizados no Brasil", Revista IBRACON de Estruturas e Materiais, São Paulo, vol. 5, no. 6, pp. 757–768, Dez. 2012.

RÉUS, G. C.; SOUZA, D. J.; SILVESTRO, L.; GOMES, G. R.; MEDEIROS, M. H. F.; FILHO, M. L. S. Influência da frente de carbonatação na resistência superficial do concreto obtida pelo método da esclerometria, Belém-PA, pp. 861–870, 2016.


AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DO EMPACOTAMENTO DOS

AGREGADOS NA DURABILIDADE DE CONCRETOS ATRAVÉS DE

ENSAIOS NÃO DESTRUTIVOS: RESISTIVIDADE ELÉTRICA E

PROPAGAÇÃO DE ONDAS DE ULTRASSOM

Lauri Anderson Lenz (Engenheiro Civil Mestre, Faculdade Educacional Araucária). [email protected]

Carolina Londero (Engenheira Civil Mestre, Universidade Federal do Paraná).

Nayara Soares Klein (Engenheira Civil Doutora, Universidade Federal do Paraná).

Wellington Mazer (Engenheiro Civil Doutor, Universidade Tecnológica Federal do Paraná).

Darlan Amorim Pereira (Engenheiro Civil Mestre, Universidade Federal do Paraná).

Resumo: Vem sendo observado, nos últimos anos, estudos ligados ao aumento da

durabilidade de estruturas de concreto armado. Os ensaios não destrutivos são uma

alternativa viável para verificar a presença de descontinuidades no concreto, sem alterar as

suas características físicas, mecânicas ou químicas. O objetivo deste trabalho é avaliar a

influência do empacotamento dos agregados, areia e brita, na resistividade elétrica e

propagação de ondas ultrassônicas de concretos convencionais, com resistências de 25 e

40 MPa. Estudou-se a influência do teor de agregados na resistividade elétrica e no módulo

de elasticidade dinâmico, por meio do aumento desse teor em relação ao cimento. Ao

modificar a estrutura granular dos concretos, mantendo a mesma resistência mecânica, os

resultados de módulo de elasticidade dinâmico aumentaram conforme a densidade de

empacotamento aumentou. Ao elevar o teor de agregados em relação ao cimento notou-se

aumento dos valores tanto de resistividade elétrica quanto do módulo de elasticidade

dinâmico. Ressalta-se também que tanto o empacotamento da estrutura granular quanto o

aumento do teor de agregados em relação ao cimento contribuiu para a densificação do

concreto.

Palavras-chave: Empacotamento de partículas. Resistividade elétrica. Módulo de

elasticidade dinâmico. Ultrassom. Agregados.


EVALUATION OF THE INFLUENCE OF PACKAGING OF

AGGREGATES IN DURABILITY OF CONCRETE THROUGH NON-

DESTRUCTIVE TESTS: ELECTRICAL RESISTIVITY AND

PROPAGATION OF ULTRASOUND WAVES

Abstract: In recent years, studies have been carried out related to the durability and the

prolongation of the service live of the reinforced concrete structures due to the problems of

early degradation that the structures have been suffering. The non-destructive tests become

an alternative to verify the presence of possible discontinuities in concrete, without altering

their physical, mechanical or chemical characteristics, and without interfering in their later

use. The objective of this work is to evaluate the influence of the packing of the aggregates,

sand and gravel, on the electrical resistivity and propagation of ultrasonic waves of

conventional concretes, with compressive strengths of 25 and 40 MPa. It was also studied

the influence of the aggregate content on the electrical resistivity and dynamic modulus, by

increasing the aggregate content in relation to the cement. As a result, it was observed that

the dynamic modulus has increased with increasing packing density. When increasing the

content of aggregates in relation to cement it was noticed that there was an increase in the

values of both electrical resistivity and dynamic modulus. It is also highlighted that both the

packing of the granular structure and the increase of the aggregate content contributed to the

densification of the concrete.

Keywords: Particle packing. Electrical resistivity. Dynamic modulus of elasticity.Ultrasound

wave propagation velocity tests. Aggregates.

1. INTRODUÇÃO

Está cada vez mais crescente entre os profissionais da área da construção civil o estudo

para garantir maior durabilidade das estruturas de concreto, devido aos custos elevados de

reparo e manutenção de estruturas existentes. Neville e Brooks (2013) estimam que, nos

países desenvolvidos, esses custos alcancem a margem de 40% de todos os investimentos

da indústria da construção civil. Assim, a busca pelo incremento da durabilidade passa a ser

um quesito essencial no planejamento de estruturas a longo prazo.


Segundo a ABNT NBR 6118 (2014), a durabilidade do concreto pode ser definida

como a capacidade de uma determinada estrutura resistir às influências ambientais

previstas e definidas na fase de projeto.

O ACI Commitee 201 também atribui à durabilidade do concreto de cimento Portland

a propensão de resistir à ação de intempéries, ataques químicos, abrasão ou qualquer outro

processo de deterioração. Por conseguinte, um concreto durável irá preservar sua forma,

qualidade e utilização original quando exposto ao ambiente para o qual foi projetado, sendo

necessário também estabelecer métodos para monitorar o comportamento das estruturas

(MEHTA E MONTEIRO, 2008).

Assim, a verificação de parâmetros de durabilidade consiste em uma forma de avaliar

o concreto, principalmente quando há alterações significativas na sua composição, como,

por exemplo, a redução de cimento Portland. Nesse âmbito podem-se citar como relevantes

a verificação dos fenômenos de carbonatação, de ação de íons cloreto e a realização de

ensaios não destrutivos que se correlacionem com a durabilidade do concreto.

Os ensaios não destrutivos são técnicas que podem ser utilizadas na inspeção de

estruturas de concreto armado para avaliar a qualidade de um concreto em relação à

durabilidade. Estes permitem verificar a existência de possíveis problemas, sem causar

danos ao elemento ensaiado. Existem várias técnicas de ensaio como a mensuração da

resistividade elétrica e da velocidade de propagação de ondas de ultrassom.

O interesse pelo empacotamento de partículas aumentou nas diversas áreas de

engenharia, uma vez que grande parte dos materiais industriais e naturais utilizados pelo

homem é composto por partículas de diferentes formas e tamanhos (WONG et al., 2013).

O presente trabalho tem como objetivo avaliar a influência do empacotamento de

partículas dos agregados, areia e brita, na resistividade elétrica e na velocidade de

propagação de ondas de ultrassom de concretos com resistências de 25 e 40 MPa. Além

disso, buscou-se avaliar ainda a variação do teor de agregados (m) na mensuração da

resistividade elétrica e da velocidade de propagação de ondas de ultrassom, buscando

avaliar a qualidade dos concretos em função do aumento do teor de agregados.

2. EMPACOTAMENTO DE PARTÍCULAS

Uma mistura de concreto pode ser entendida como um acondicionamento seco de partículas

de agregados, cujos espaços vazios são preenchidos com pasta de cimento. Dado que essa

matriz é mais cara e, normalmente, menos forte e durável do que uma rocha natural, a


estratégia básica de dosagem é projetar uma mistura granular prevendo uma porosidade

mínima dos agregados. Paralelamente, a composição da matriz pode ser fixada levando em

conta a resistência e a durabilidade, sendo a relação água/cimento o parâmetro chave

desse processo (DE LARRARD, 1999).

A dosagem de um concreto deve visar uma distribuição otimizada das partículas que

compõe o material, proporcionando uma mistura com o mínimo de vazios e com alta

densidade. Para aumentar a densidade diminuem-se os espaços entre as partículas,

preenchendo-os com partículas menores, procurando, assim, estabelecer um

empacotamento (VANDERLEI, 2004).

Através do empacotamento de partículas é possível melhorar o esqueleto granular

que compõem os concretos, considerando tanto os agregados como os materiais finos

componentes. Esta otimização do esqueleto granular permite reduzir o consumo de cimento

Portland, minimizando a porosidade e, consequentemente, aumentando a resistência

mecânica e a durabilidade dos concretos (FUNK E DINGER, 2008).

Ao se tratar dessa otimização, um conceito particularmente importante é o da

densidade de empacotamento de um conjunto granular, a qual pode ser definida como o

volume de sólidos presentes em uma unidade de volume total. Ela depende de fatores como

a forma dos grãos, a distribuição granulométrica das partículas e também dos métodos de

compactação aplicados. Logo, para otimizar a densidade de empacotamento, as partículas

devem ser selecionadas a fim de minimizar o volume de vazios para obter uma estrutura

granular densa e rígida. É importante ressaltar que os modelos de empacotamento utilizam

relações e proporções volumétricas de partículas e ocupação de espaço (KWAN E MORA,

2001; FENNIS E WALRAVEN, 2013).

3. ENSAIOS NÃO DESTRUTIVOS

Ensaios não destrutivos são ensaios efetuados na inspeção de materiais e equipamentos,

com o objetivo de verificar a presença de possíveis descontinuidades, sem alterar as suas

características físicas, mecânicas ou químicas, e sem interferir na sua utilização posterior

(FILHO E PEREIRA, 2005). Dentre esses ensaios, destacam-se os ensaios de resistividade

elétrica e de velocidade de propagação de ondas de ultrassom.

3.1. Resistividade elétrica


A resistividade elétrica consiste em uma propriedade que caracteriza a dificuldade com que

os íons se movimentam no concreto, controlando sua difusão pelo concreto através da

solução aquosa presente nos poros, sendo sensível ao teor de umidade de equilíbrio e à

temperatura (HELENE, 1993; POLDER, 2001). Essa propriedade, quando em conjunto com

o processo de oxigenação das barras de aço da armadura, tende a controlar o processo

eletroquímico de corrosão. Assim, a velocidade de corrosão das armaduras, e por

consequência, a durabilidade das estruturas, estão diretamente ligadas à resistividade

elétrica. As barras de aço imersas no concreto são mais propensas a atingir um estado de

corrosão quando a resistividade é inferior a 10 k�.cm, e tendem a manter um

comportamento passivo quando a resistividade do concreto é superior a 30 k�.cm

(CASCUDO, 1997).

Cascudo (1997), assim como Whitin e Nagi (2003), estabelece que uma resistividade

abaixo de 5 k�.cm indica uma probabilidade de corrosão muito alta, entre 5 a 10 k�.cm alta,

entre 10 a 20 k�.cm baixa probabilidade e acima de 20 k�.cm o risco de corrosão torna-se

desprezível.

Hoppe (2005) destaca que a relação água/aglomerante é o principal parâmetro

controlador das características do concreto que atua alterando a estrutura porosa da matriz

hidratada. Dessa forma, a resistividade elétrica tende a reduzir com o aumento da

porosidade provocada pela elevação da relação de água/aglomerante.

A verificação da resistividade elétrica do concreto pode se dar por diversos métodos,

sendo o método dos quatro eletrodos, denominado de método de Wenner, um dos mais

utilizados (CHENG et al., 2014). Uma vantagem dessa técnica é que a resistividade medida

refere-se à região do concreto localizada entre os dois eletrodos internos. A influência do

agregado, neste caso, pode ser minimizada a partir do ponto que o espaçamento entre os

eletrodos internos excede o tamanho máximo do agregado (SANTOS, 2006). Um

espaçamento de 50 mm é suficiente para a obtenção de medidas de resistividade elétrica

relativamente precisas em grande parte das estruturas de concreto (MILLARD, 1991).

O ensaio consiste em aplicar uma corrente alternada, entre dois eletrodos externos,

mensurando a diferença de potencial entre os dois eletrodos internos. Assim, a resistividade

elétrica do concreto pode ser calculada pela Equação 01.

ρ = ⋅ π ⋅ α ⋅2U

I

(1)


Em que: � é a resistividade do concreto (�.cm); U é a tensão medida (Volts); I é a corrente

aplicada (Ampere); � é a distância entre eletrodos (cm).

3.2 Módulo de elasticidade dinâmico através de ultrassom

Uma das técnicas não destrutivas que vem sendo utilizadas para a avaliação da qualidade

de estruturas de concreto é a aplicação de ondas ultrassônicas. O ensaio consiste em

aplicar um pulso ultrassônico a fim de mensurar o tempo que esse pulso leva para

atravessar a seção de concreto. Ao dividir o comprimento existente entre os transdutores

pelo tempo de propagação do pulso obtêm-se a velocidade média da propagação da onda,

sendo esse resultado influenciado pelas propriedades do material (EVANGELISTA, 2002).

O ultrassom tem sua utilização relacionada ao fato de ser possível estabelecer o

módulo de elasticidade dinâmico do concreto de forma não destrutiva. Além disso, esse

ensaio possibilita estimar a uniformidade e presença de vazios detectados devido às

diferenças de velocidade de propagação das ondas, as quais normalmente variam na

frequência de 20 kHz a 150 kHz. Para concretos convencionais a velocidade de pulso

geralmente fica entre 3700 a 4200 m/s, com uma distância de transdutores que pode variar

de 10 a 30 cm (SILVA et al., 2003).

No Brasil, as recomendações para execução do ensaio com pulso ultrassônico estão

prescritas na NBR 8802 (ABNT, 1997), a qual descreve sucintamente o ensaio,

estabelecendo condições de preparação da superfície do concreto e tipos de transmissão

das ondas. Existem três tipos de transmissão para a realização do ensaio de ultrassom,

sendo elas direta, indireta e semidireta. Estas dependem das dimensões da estrutura, da

precisão requerida e da variabilidade do concreto.

Segundo a NBR 8802 (ABNT, 1997), a transmissão direta consiste na configuração

mais recomendada, pois permite às ondas serem recebidas com maior intensidade. Os

outros tipos de transmissão só devem ser realizados quando não for possível aplicar a

transmissão direta.

A norma americana ASTM C 597 (2009) demonstra pela Equação 02 o cálculo da

velocidade da onda considerando as propriedades do concreto.

( )

( ) ( )

1

1 1 2d

conc

EV

⋅ − υ=

ρ ⋅ + υ ⋅ − υ

(2)


Em que: V é a velocidade da onda (km/s); Ed é o módulo de elasticidade dinâmico

(kN/mm²); �conc é a massa específica do concreto (kg/m³); � é o coeficiente de Poisson

dinâmico (-).

Para determinar o módulo de elasticidade dinâmico a partir de leituras com ultrassom

é necessário, então, conhecer a massa específica do concreto e o coeficiente de Poisson

dinâmico. O primeiro pode ser determinado experimentalmente, no concreto em seu estado

endurecido, conforme recomendações da NBR 9833 (ABNT, 2008), e os resultados

normalmente variam de 2.000 kg/m³ a 2.800 kg/m³. Para tensões de compressão menores

que 0,5 fc (resistência à compressão do concreto na idade de 28 dias) e tensões de tração

menores que fct (resistência à tração do concreto na idade de 28 dias), o coeficiente de

Poisson, que varia de 0,11 a 0,21, pode ser tomado como igual a 0,2 (ABNT NBR 6118,

2014).

4. PROGRAMA EXPERIMENTAL

Foram consideradas três variáveis para elaboração do programa experimental:

• Resistência à compressão do concreto convencional (classe C25 e classe C40);

• Estrutura granular (referência e modificada pelo empacotamento de partículas);

• Relação agregados secos/cimento (5,08; 6,08 e 7,08 para C25 e 3,08; 4,08 e 5,08

para C40)

As classes de resistência do concreto (fck) de 25 e 40 MPa foram escolhidos em

função de abrangerem as principais resistências utilizadas para concretos estruturais

convencionais. Buscou-se variar o valor da relação agregado seco/cimento (m) a partir do

valor encontrado para os traços com a estrutura granular modificada, para ambos os

concretos de classe C25 e C40, tendo sido usados os valores (m + 1) e (m + 2).

O cimento Portland utilizado na pesquisa é o CP II-F-32, comumente usado na

produção de concreto convencional dosado em central. A caracterização química e físico-

mecânica deste material é dada pelo fabricante, conforme apresentado na Tabela 1.


Tabela 1 – Características físicas, químicas e mecânicas do CPII-F 32

(Relatório de ensaio Itambé – mar/2015)

O agregado miúdo utilizado no estudo é uma areia industrial, obtida por britagem de

rocha granítica. Como agregado graúdo, são utilizadas brita 0 e brita 1, de origem calcária

dolomítica e basáltica, respectivamente. Para efetuar a alteração da relação agregados

secos/cimento, mantendo fixo o fator a/c e abatimento, foram utilizados os aditivos

polifuncional MasterPolyheed 38 (plastificante) da BASF e o Power Flow 1180

(superplastificante) da MC-Bauchemie.

Os concretos foram dosados experimentalmente e caracterizados em laboratório.

Foram elaboradas duas famílias de curvas de dosagem para cada classe. A primeira para

os agregados em sua condição natural, adotando a areia e a brita 1 como agregados. Esta

família de curvas foi utilizada como referência. A proporção entre areia e brita 1 foi

estabelecida segundo teor ótimo de argamassa, conforme proposto pelo método do

IPT/EPUSP (HELENE E TERZIAN, 1993). A segunda família foi produzida com os mesmos

agregados, adicionando-se ainda a brita 0. Adotou-se o método de dosagem proposto por

Tutikian e Dal Molin (2008) para concretos autoadensáveis, sendo este baseado no método

de dosagem IPT/EPUSP (HELENE E TERZIAN, 1993). O empacotamento dos três

agregados foi feito experimentalmente, seguindo os procedimentos descrito por O'Reilly

(1992).

A partir dos diagramas de dosagem confeccionados para as duas famílias de

concreto, foram definidos os traços para as duas classes de resistência à compressão a

serem estudadas (C25 e C40) resultando em 4 traços de concreto a serem estudados (1

traço de referência, 1 traço em que o esqueleto granular foi modificado pelo empacotamento

de partículas com a mesma resistência do traço referência e 2 traços em que a partir do


esqueleto granular modificado pelo empacotamento de partículas variou-se o valor da

relação agregado seco/cimento), apresentados na Tabela 2.

Tabela 2 – Traços para os concretos produzidos

Na sequência, como forma de avaliar a influência da quantidade de agregados em

relação à pasta na resistividade elétrica e na propagação das ondas ultrassônicas, variou-se

a relação agregados secos/cimento, partindo-se do teor definido para os traços C25 e C40

com a estrutura granular modificada. Assim, utilizaram-se valores iguais a 5,08; 6,08 e 7,08

para os concretos de classe C25 e 3,08; 4,08 e 5,08 para os concretos de classe C40. Os

valores iniciais da relação agregados secos/cimento para as duas classes de concreto foram

definidos a partir da dosagem e produção dos concretos com estrutura granular modificada.

A Tabela 3 apresenta os traços para os concretos produzidos, o consumo de cimento

e os teores de aditivo plastificante (P) e superplastificante (SP).

Tabela 3 – Variação do teor de agregado (m) nos concretos: traços

produzidos

Os traços foram dosados mantendo-se fixa a relação a/c, igual a 0,58 e 0,41 para os

concretos de classe C25 e C40, respectivamente. A quantidade de aditivo superplastificante


foi sendo variada para atingir o abatimento de (100 ± 10) mm, sem ultrapassar a dosagem

recomendada pelo fabricante de 0,2 a 5% sobre o peso do cimento. Observou-se que à

medida que se aumentava a porcentagem de aditivo superplastificante, alterava-se a

reologia do concreto, tornando-o mais coeso sem, entretanto, levar a segregação do

conjunto.

A produção dos concretos apresentados nas Tabelas 02 e 03 foram executadas em

laboratório, em betoneira com capacidade de 250 litros, seguindo a ordem de mistura de

materiais recomendada por Helene (1993). Esta consiste em misturar inicialmente 80% da

água com o agregado graúdo, seguido pelo agregado miúdo, cimento e o restante da água.

A mistura ocorreu em sequência com intervalos de 2 minutos entre a adição de cada

material, garantindo a completa homogeneização. Por fim, foram moldados os corpos de

prova necessários para os ensaios mecânicos e de durabilidade, resultando em 40 corpos

de prova cilíndricos no total, todos com dimensões de 10 x 20 cm, moldados em forma

metálica e com aplicação de desmoldante. O adensamento do concreto foi realizado

manualmente, conforme recomendações da NBR 5738 (ABNT, 2015).

A resistividade elétrica dos concretos estudados foi mensurada com auxílio do

equipamento RESIPOD (PROCEQ AS) pelo método de Wenner (MILLARD, 1991). Neste

ensaio, foram utilizados os mesmos corpos de prova utilizados no ensaio de ultrassom, para

determinação do módulo de elasticidade dinâmico. Foram realizadas leituras na idade de 28

dias com os corpos de prova saturados em água.

Para a determinação da velocidade de propagação de ondas de ultrassom, utilizou-se

o equipamento Pundit PL-200, da Proceq. O procedimento foi adotado conforme as

recomendações da NBR 8802 (ABNT, 1997) e empregou-se a transmissão direta entre os

transdutores, com frequência de onda de 54 kHz e propagação de onda a cada 9,3 �s.

Aplicou-se a técnica de análise estatística de variância ANOVA para os resultados

das amostras de concreto classe C25 e C40, separadamente e em conjunto. A metodologia

do teste consiste na aplicação do Teste de Turkey (VIEIRA, 2006). Para confirmar as

resistências à compressão dos concretos produzidos, seguiu-se os procedimentos descritos

na NBR 5739 (ABNT, 1994). O ensaio de compressão axial foi realizado com a utilização de

neoprene para regularização das bases dos corpos de prova e aplicação uniforme da carga.

O ensaio foi realizado em prensa EMIC com capacidade total de carga de 200 tf.



5.1 Resistência à compressão

Os resultados de massa específica e resistência à compressão dos concretos estudados

estão indicados na Tabela 4. Ressalta-se que os resultados apresentados são uma média

de cinco corpos de prova.

Tabela 4 – Resultados de resistência à compressão dos concretos

estudados

Com base na Tabela 4 e na análise de variância, observa-se que não existem

diferenças significativas entre as resistências à compressão dos concretos pertencentes à

mesma classe, C25 (concretos 1 e 2) ou C40 (concretos 5 e 6), para a idade de 28 dias, ao

efetuar somente a modificação do esqueleto granular pelo empacotamento de partículas.

Isso já era esperado, pois a dosagem realizada buscou produzir concretos com a mesma

resistência à compressão, tornando possível avaliar os efeitos da modificação do esqueleto

granular na resistividade elétrica e módulo de elasticidade dinâmico no concreto.

Já à medida que se aumenta o empacotamento dos agregados (o valor da relação

agregado seco/cimento) a partir dos concretos 2 (C25) e 6 (C40), mesmo com a redução de

cimento, a resistência aumentou até certo limite e, após este, ocorreu a queda. Isso se deve

ao fato que até certo limite o travamento dos agregados consegue aumentar a resistência

mecânica à compressão, pois as partículas do agregado se aproximam mais umas das

outras. A partir deste limite, porém, falta pasta de cimento para preencher os espaços entre

as partículas, já que a pasta pode não conseguir penetrar em todos os espaços entre

partículas, devido ao teor elevado de grãos.


5.2. Resistividade elétrica

Os resultados do ensaio de resistividade elétrica dos concretos estudados na idade de 28

dias seguem apresentados na Figura 1. Os resultados apresentados são uma média de 5

corpos de prova.

Figura 1 – Resistividade elétrica dos concretos estudados aos 28 dias: (a)

classe C25 e (b) classe C40

Ao comparar o concreto de referência Ref.25 e Ref.40 com o de estrutura granular

modificada pelo empacotamento Emp.25 (m=5,08) e Emp.40 (m=3,08) com mesma

resistência mecânica é possível constatar a partir da Figura 1 que ao modificar a estrutura

granular dos concretos ocorre a redução do valor da resistividade elétrica. A redução dos

concretos C25 é de 5,5% e dos C40 é de 1,52%. Ao aplica-se o método ANOVA de análise

de variância foi possível constatar que para ambos os casos os resultados são considerados

estatisticamente equivalentes.

Observa-se ainda pela Figura 1 que todos os concretos de classe C25 apresentam

resultados de resistividade elétrica entre 10 a 20 k�.cm, apresentando risco moderado de

corrosão de armadura, segundo classificação dada por Whiting e Nagi (2003) para 28 dias.

Já para os concretos classe C40, dois deles alcançaram resistividade elétrica acima de 20

k�.cm, o concreto Emp.40 (m=4,08) e Emp.40 (m=5,08), que corresponde a um risco baixo

de corrosão.

Nota-se para as duas classes de concretos que, ao aumentar a relação agregados

secos/cimento, há um significativo aumento na resistividade elétrica. Entretanto, do Emp.25

(m=6,08) para o Emp.25 (7,08) e do Emp.40 (4,08) para Emp.40 (5,08), percebe-se que os

resultados são estatisticamente iguais, com diferenças de médias menores que 3,5%,


demonstrando assim que a partir de um ponto, o aumento no teor de agregados causa

pouco incremento na resistividade elétrica do concreto.

5.3. Módulo de elasticidade dinâmico através do ensaio de ultrassom

O ensaio de velocidade de propagação de ondas ultrassônicas foi realizado aos 28 dias, e

os resultados da média das velocidades obtidas encontram-se no gráfico da Figura 2. Todas

as leituras foram feitas com os corpos de prova na condição saturada superfície seca. Os

resultados apresentados são uma média de 5 corpos de prova.

Figura 2 – Velocidade de pulso ultrassônico dos concretos estudados aos

28 dias: (a) classe C25 e (b) classe C40

É possível constatar pela Figura 2 que as velocidades de pulso ultrassônico foram

superiores a 4500 m/s para todos os concretos, sendo classificados assim como de

qualidade excelente, conforme relação estabelecida por Cánovas (1998). O concreto de

referência apresentou velocidades inferiores quando comparada ao concreto com estrutura

granular modificada pelo empacotamento de partículase, aplicando o método ANOVA de

análise de variância, foi possível constatar que todos os resultados apresentam diferenças

significativas uns dos outros. Isso ocorreu porque, em geral, os agregados graúdos e

miúdos têm módulo de elasticidade maior, e, por consequência, maior velocidade de

propagação da onda de ultrassom do que a pasta de cimento (CHUNG E LAW, 1985). Desta

forma, como os concretos com estrutura granular modificada possuem uma maior


quantidade de agregado, apresentam maior velocidade de propagação do pulso

ultrassônico.

Ao comparar os concretos com estrutura granular modificada pelo empacotamento

uns com os outros, observou-se que as velocidades de pulso ultrassônico foram

aumentando conforme a relação agregados secos/cimento foi incrementada, ou seja,

conforme se aumentou o valor de m. Hernández et al. (2000) comentam que quanto menor

o volume de vazios no interior do concreto, maior é a velocidade de propagação do pulso

ultrassônico, pois a velocidade de propagação no ar é menor do que nos sólidos. Logo, o

aumento do teor de agregados colaborou para reduzir o índice de vazios, o que reforça os

resultados obtidos pelo ensaio de resistividade elétrica.

Com os resultados de velocidade de pulso ultrassônico obtidos foi possível calcular o

módulo de elasticidade dinâmico dos concretos aos 28 dias, conforme mostra a Figura 3.

Para o cálculo considerou-se um coeficiente de Poisson igual a 0,2 e a massa específica no

estado endurecido dos corpos de prova.

Figura 3 – Módulo de elasticidade dinâmico dos concretos estudados aos

28 dias: (a) classe C25 e (b) classe C40

Ao comparar os concretos Ref.25 com Emp.25 (m=5,08) e Ref.40 com Emp.40 (3,08)

observa-se pela Figura 3 que o concreto com estrutura granular modificada atingiu os

maiores valores de módulo de elasticidade dinâmico, alcançando 46,8 GPa e 47,6 GPa aos

28 dias para os concretos classe C25 e C40, respectivamente, resultado 5% e 4% superior

ao concreto de referência. Ao aplicar o teste de variância, constatou-se que ambos os


concretos apresentam diferenças significativas nos resultados de módulo de elasticidade

dinâmico, o que demonstra que ao efetuar a modificação do esqueleto granular houve um

incremento dos resultados. Logo, pode-se concluir que esses concretos apresentaram maior

rigidez do que o concreto de referência, ou seja, menor é a capacidade de deformação.

Esse resultado pode ser explicado pelo fato de que os concretos com estrutura granular

modificada apresentam um empacotamento mais eficiente, com a inserção da brita 0 e a

mudança na proporção entre os agregados.

Já ao comparar os concretos com estrutura granular modificada pelo empacotamento

uns com os outros, observa-se a partir da Figura 3 que à medida que se aumenta a relação

agregados secos/cimento, aumenta-se o módulo de elasticidade dinâmico. Para o concreto

classe C25, verificou-se incremento de até 16% no módulo de elasticidade. Para o concreto

classe C40, os valores aumentaram em até 15%. Ao aplicar o teste de variância constatou-

se que os concretos Emp.25 (m=6,08) e Emp.25 (m=7,08) assim como Emp.40 (m=4,08) e

Emp.40 (m=5,08) podem ser considerados estatisticamente equivalentes. Dessa forma,

pode-se concluir que esses concretos apresentam mais rigidez do que o Emp.25 (m=5,08) e

Emp.40 (m=3,08). Ou seja, menor é a capacidade de deformação. Esse resultado pode ser

justificado pelo fato de que esses concretos apresentam menos vazios e mais agregados

que os de Emp.25 (m=5,08) e Emp.40 (m=3,08), com diminuição da quantidade de pasta.

6. CONCLUSÕES

Após a realização dos experimentos propostos e análise dos resultados obtidos, as

seguintes conclusões podem ser delineadas:

• Os ensaios de resistividade elétrica e velocidade de pulso ultrassônico dos

concretos mostraram que, conforme se aumenta a relação agregados secos/cimento (m), a

porosidade do material diminui. O bom desempenho desses concretos pode ser atribuído à

densificação que o incremento do esqueleto granular proporciona, já que a rocha que forma

os agregados é, em geral, menos porosa que a matriz de cimento dos concretos

convencionais.

• Os resultados das velocidades de pulso ultrassônico foram superiores a 4500 m/s

para todos os concretos, indicando que os concretos são de qualidade excelente. Os

concretos Ref.25 e Ref.40 apresentaram velocidades inferiores quando comparada ao

concreto com estrutura granular modificada pelo empacotamento de partículas. Os

resultados do módulo de elasticidade dinâmico do concreto com a estrutura granular


modificada para ambas as classes foram superiores aos de referência, sendo as diferenças

estatisticamente significativas. Logo, pode-se concluir que esses concretos apresentaram

maior rigidez do que o concreto de referência, ou seja, menor é a capacidade de

deformação. Esse resultado pode ser explicado pelo fato de que os concretos com estrutura

granular modificada apresentam um empacotamento mais eficiente, com a inserção da brita

0 e a mudança na proporção entre os agregados.

7. AGRADECIMENTOS

Os autores gostariam de agradecer à empresa Concrebras, que forneceu o material

necessário à realização dos experimentos apresentados neste trabalho.

REFERÊNCIAS

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ANÁLISE DO ÍNDICE DE CHUVA DIRIGIDA EM CIDADES DO PARANÁ E SUA IMPORTÂNCIA NO PROJETO DE FACHADAS

DE EDIFÍCIOS

Gustavo Dias Medeiros Batista (Estudante de Engenharia Civil, UFPR); [email protected].

Leonardo Torterolli Rufato (Estudante de Engenharia Civil, UFPR); [email protected]. Dayane de Cristo Miranda (Estudante de Engenharia Civil, UFPR);

[email protected].

Dominique Elena Giordano (Mestre, Instituto Federal do Paraná);

[email protected].

Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Doutor, Universidade Federal do Paraná);

[email protected].

Resumo: Tendo em vista a progressiva preocupação com a durabilidade das

construções, torna-se necessário estabelecer métodos para análise da influência

das condições ambientais sobre as estruturas. Neste contexto, este trabalho visa o

estudo do fenômeno de chuva dirigida (chuva associada ao vento) e sua influência

sobre a durabilidade de fachadas. A análise baseou-se nos dados de três estações

metereológicas do estado do Paraná, localizadas nas cidades de Londrina, Maringá

e Curitiba, buscando identificar as orientações de chuva dirigida mais criticas destas

cidades. Analisou-se a variação da chuva dirigida ao longo do tempo através dos

Índices de Chuva Dirigida Anual, Mensal e Direcional, que indicam, respectivamente:

o grau de exposição dessas cidades ao fenômeno de chuva dirigida, o índice de

chuva dirigida crítico para a cidade e a orientação critica das preciptações

associadas ao vento. Estes índices podem orientar os critérios de projeto de

edificações nestas cidades. Segundo os resultados, para as cidades de Curitiba e

Londrina as orientações críticas de fachada são Leste e Nordeste e para Maringá,

Norte e Nordeste.

Palavras-chave: Chuva Dirigida; Nível de Exposição; Índice de Chuva Dirigida Direcional;

Durabilidade de Fachadas.


ANALYSIS OF RAINFALL INDEX IN PARANÁ CITIES AND ITS

IMPORTANCE IN DESIGN OF BUILDINGS FACADES

Abstract: Establishing methods to analyse the influence of environmental conditions

on structures is essential when considering the progressive concern with structures’

durability. In this context, the present work aims to study the phenomenon of wind-

driven rain (rain associated with wind) and its influence on durability of facades. The

analysis was based on data from meteorological stations of three different cities in

Paraná state: Londrina, Maringá and Curitiba. It sought to identify the most critical

directions of wind-driven rain in those cities. The rainfall variation over time was

analysed using annual, monthly and directional driving rain indexes, which indicate,

respectively: those cities’ degree of exposure to wind-driven rain phenomenon, the

city’s critical driving rain index and the critical orientation of precipitations in

association with wind. Those indexes may guide building design criteria for those

cities. According to results, for the cities of Curitiba and Londrina the critical facade

orientations are East and Northeast while for Maringá, they are North and Northeast.

Keywords: Wind-Driven Rain; Exposure Level; Directional Driving Rain Index; Facade

Durability.

1. INTRODUÇÃO

Nas últimas décadas, a durabilidade das construções tem sido foco crescente de pesquisas

na Engenharia Civil. Motivados pela busca de edificações que mantenham suas condições

de segurança e usabilidade por mais tempo, engenheiros civis tem buscado entender os

processos de degradação das edificações e como atuar para mitigá-los.

A durabilidade de uma edificação está diretamente relacionada com os agentes

ambientais que causam a deterioração dos seus componentes, sendo a chuva uma das

principais causas de manifestações patológicas em ambientes externos. Dentro deste

contexto está inserido o estudo das chuvas dirigidas, ou seja, quando há presença


associada de precipitação e vento. Esse fenômeno possui alta variabilidade, pois é função

da matriz de ventos e chuvas de cada região, o que depende diretamente do clima e

topografia do local. Por essa característica, a chuva dirigida faz com que edificações com

fachadas idênticas, mas orientações distintas apresentem durabilidade variável às

manifestações patológicas causadas por umedecimento.

Portanto este trabalho se propõe a analisar os dados referentes às chuvas e ventos

de três grandes cidades do estado do Paraná: Londrina, Maringá e Curitiba. O estudo visa

apresentar as orientações mais críticas para o fenômeno de chuva associada a vento e os

graus de agressividade para as diferentes cidades. Assim, engenheiros civis, arquitetos e

profissionais da construção terão em mãos uma variável importante que pode balizar as

escolhas de projeto, tais como decisões relativas aos materiais, soluções arquitetônicas e

orientação das fachadas, em prol da maior durabilidade das edificações.


Segundo Blocken e Carmeliet (2004), chuva dirigida é a chuva (precipitação pluviométrica)

que recebe uma componente de velocidade horizontal pela ação do vento e então passa a

cair obliquamente. É a chuva carregada pelo vento e, em uma definição mais restrita, é

lançada de encontro ao envelope da edificação (MOOK, 2003). Pode ainda ser definida

como a quantidade de chuva com uma componente horizontal que passa através de uma

superfície vertical pela ação do vento (GIONGO et al, 2011).

2.1. Chuva dirigida e durabilidade de fachadas

A fachada - como elemento fundamental da envoltória do edifício - age como barreira

protetora aos agentes atmosféricos e, assim sendo, sofre com uma das agressões físicas

mais importantes: a da água da chuva (POYASTRO, 2011). Para edificações, a chuva

dirigida é uma grande fonte de umidade, afetando seu desempenho higrotérmico e a

durabilidade de suas fachadas (GIONGO et al, 2011).

De acordo com Choi (1999), dano causado pela penetração de água nas fachadas

de edifícios tem sido reconhecido como um grande problema de manutenção. Estes danos e

seus decorrentes prejuízos financeiros podem ser atribuídos a dois tipos de processos. O

primeiro está relacionado à penetração de água da chuva para o ambiente interior através

das fachadas, causando inconvenientes aos habitantes, danificando acabamentos do

edifício e bens em seu interior. O segundo está relacionado à entrada de umidade nos


materiais que constituem a envoltória do edifício, danificando-os. O primeiro processo

usualmente ocorre em curta duração de tempo e a degradação depende da intensidade da

chuva dirigida. Já o segundo mecanismo é um processo de longo prazo e a degradação

está relacionada a quantidade total de chuva dirigida ao longo desse período. Ainda como

consequência da chuva dirigida, o aumento da umidade nas paredes externas aumenta a

condutividade térmica destas, tornando-as mais permeáveis ao calor (CHAND; BHARGAVA,

2002).

Na ausência de vento, as gotas de chuva cairiam verticalmente e causariam pouco

umedecimento dos envoltórios dos edifícios. Contudo, sob a ação da velocidade do vento, o

impacto da chuva dirigida em paredes exteriores passa a submeter as fachadas a diferentes

níveis de umidade, conforme ilustrado na Figura 1 (THOMAZ, 1990).

Figura 1: Influência do vento na direção da chuva dirigida e na exposição das fachadas: (a) Condição sem vento e (b) Condição com vento (THOMAZ, 1990).

De acordo com Giongo et al (2011) e Melo Jr e Carasek (2011), os danos causados

por esta umidade em abundância vão desde problemas estéticos até degradações

profundas. Entre eles estão a proliferação de micro-organismos, a descoloração dos

revestimentos, a formação de manchas e eflorescências, a variação dimensional de

elementos construtivos, a corrosão eletroquímica dos metais e infiltrações, levando à

degradação dos materiais que constituem os componentes das fachadas.

2.2. Índice de chuva dirigida (ICD anual, ICD direcional e ICD mensal).

A medição direta da chuva dirigida (medição da quantidade de água passando por um plano

vertical) claramente seria a maneira mais natural de quantificar cargas de chuva dirigida em

diferentes localidades. Contudo, o equipamento necessário para isso (medidor de parede

vertical ou “driving rain gauge”) não é um equipamento padrão em estações meteorológicas


e, portanto, a chuva dirigida não é medida de maneira rotineira (RYDOCK et al, 2005). Seria,

então, interessante que a chuva dirigida fosse mensurada através de dados usualmente

lidos nas estações. Tendo isso em vista, pesquisadores verificaram a relação proporcional

entre a quantidade de chuva dirigida e as variáveis climáticas de influência como velocidade

do vento, direção do vento e precipitação - estas sendo medições realizadas em estações

padrão, o que conduziu aos métodos semi-empíricos de medição (BLOCKEN; CARMELIET,

2004). Estes métodos baseiam-se em relações entre dados de vento e precipitações

pluviométricas obtidos de estações meteorológicas para o cálculo da chuva dirigida e suas

direções principais (TOMAZ et al, 2014).

Segundo Blocken e Carmeliet (2004), nos anos 60, o CIB (Conseil International du

Bâtiment) estabeleceu o índice de chuva dirigida (ICD) como sendo o produto entre a

velocidade média do vento e a quantidade total de precipitação, conforme a Equação 1.

ICD=V×P/1000 (Eq.1)

Onde:

ICD = índice de chuva dirigida (m²/s)

V = velocidade média do vento (m/s)

P = precipitação total (mm)

Quando o ICD é calculado a partir de médias anuais de velocidade do vento e de

precipitação acumulada anual - ou seja, baseando-se em dados de anos completos - ele é

denominado ICD anual (ou ICDa), sendo este um método razoavelmente preciso para

comparação entre o total acumulado de chuva dirigida em paredes de diferentes lugares

(GIONGO et al, 2011). Dessa forma, este parâmetro é importante como um critério global de

balizamento de projetos de fachadas de edifícios de modo a torná-las mais duráveis,

embora não seja comumente considerado na prática de projeto (TOMAZ et al, 2014).

Sabe-se que a incidência de vento tem sentidos preferenciais para cada localidade e

isso resulta em níveis de exposição à chuva dirigida diferentes para as várias orientações de

uma fachada. Sendo assim, o ICDa generaliza em tal grau a informação que não orienta o

projetista na especificação de soluções diferentes para as distintas orientações das

fachadas de um edifício, não lhe permitindo racionalizar o projeto da fachada da melhor

maneira possível. Tendo isso em vista, idealizou-se o ICD direcional (ou ICDd), que separa

a intensidade de chuva dirigida incidente em cada sentido, permitindo quantificar o nível de


agressividade pela chuva dirigida para cada orientação de uma fachada (TOMAZ et al,

2014).

Empregando a mesma Equação 1 calcula-se o ICD para cada orientação do vento

(Norte, Nordeste, Leste, Sudeste, Sul, Sudoeste, Oeste e Noroeste). Para realizar o cálculo,

utiliza-se a precipitação total dos dias em que o vento foi predominante na orientação em

questão e a velocidade média anual do vento nesta mesma direção, atentando ao fato de

que em dias de precipitação nula a velocidade do vento não entra no cálculo de sua média.

Esse índice direcional facilita a visualização e a análise da influência de cada direção

quanto à exposição à chuva dirigida, uma vez que podem ser feitos gráficos do tipo roseta,

como mostrado na Figura 2, o que facilita a visualização do grau de exposição para cada

direção de fachada (MARTINEZ, 2013).

Figura 2: Gráfico tipo roseta do ICDd (MARTINEZ, 2013).

A importância do ICDd encontra-se no fato de que este pode ser utilizado para

fundamentar o uso de materiais mais resistentes a umidade em fachadas mais críticas de

um mesmo edifício, de modo a otimizar o desempenho dos materiais empregados

(MARTINEZ, 2013). Dessa maneira, materiais mais nobres e uma execução mais cuidadosa

devem ser utilizados nas fachadas onde o ICDd é mais elevado – no exemplo da Figura 2,

estas seriam as fachadas voltadas às direções Sul e Nordeste, respectivamente. Já nas

fachadas em que o ICDd é mais baixo, os materiais usados para o revestimento da fachada

podem ser menos nobres, o que pode implicar em redução dos custos, sem comprometer a

durabilidade e eficiência da edificação (TOMAZ et al, 2014).


Ainda é possível calcular índices de chuva dirigida mensais (ICD mensais) para se

fazer uma comparação do comportamento da chuva dirigida durante o ano [3]. Com isso

pode-se verificar qual é a chuva dirigida crítica que um local recebe, ou seja, qual é a carga

máxima de chuva dirigida que uma edificação será submetida ao longo dos meses de um

ano. Esse valor pode ainda ser utilizado como a carga máxima de projeto da edificação

(TOMAZ et al, 2014).

2.3. Classes de exposição

Com a finalidade de gerar parâmetros de referência para classificar o nível de impacto da

chuva dirigida em uma localidade quanto ao Índice de Chuva Dirigida (ICD), foram criadas

por pesquisadores faixas distintas de exposição. Com isso, a partir do ICD anual, pode-se

classificar uma localidade quanto ao seu grau de exposição.

A primeira classificação foi proposta por Lacy (1977), englobando três faixas

(Protegido, Moderado e Severo), de acordo com ICDa da localidade.

Em 2002, Chand e Bhargava (2002) propuseram uma nova faixa de classificação no

critério de Lacy (1977), devido aos altos índices de chuva dirigida encontrados na Índia. A

Tabela 1 mostra a classificação proposta.

Tabela 1: Classificação segundo o grau de exposição por Chand e Bhargava (2002)

Índice de Chuva Dirigida (m²/s) Grau de Exposição

ICD � 3 Protegido

3 � ICD � 7 Moderado

7 � ICD � 11 Alto

ICD > 11 Severo

Por se tratar de uma classificação mais recente, utilizou-se no presente trabalho o

critério de Chand e Bhargava (2002).


Para este trabalho, foi utilizado o método de cálculo semiempírico, que consiste na análise

dos dados de precipitação e velocidade do vento. Os objetos de estudo foram 3 cidades do

Paraná, cujos dados meteorológicos foram obtidos através do SIMEPAR (Sistema


Meteorológico do Paraná), para uma série histórica de Janeiro de 2006 até Dezembro de

2015.

Os dados obtidos consistem de precipitação, em milímetros de chuva, velocidade do

vento média, em m/s, e direção do vento, variando a cada 45° para cada sentido da rosa

dos ventos, sendo o Norte equivalente a 0°, e crescendo no sentido horário. É importante

ressaltar que os arquivos de precipitação obtidos abrangem todos os dias do ano, o que

inclui aqueles em que a precipitação foi igual a zero. Sendo assim, foi necessário

desconsiderar estes dias com valores nulos, visto que para o cálculo do Índice de Chuva

Dirigida, é necessário que haja precipitação.

Para o cálculo do ICDa, determinou-se a precipitação total para cada ano, assim

como as respectivas velocidades médias, e aplicou-se a Equação 1. O nível de exposição

de cada cidade, de acordo com o critério de Chand e Bhargava (2002), foi determinado

através da média de todos os anos analisados durante este período.

O cálculo também foi realizado para uma divisão de dados mensal, de modo que foi

possível determinar o mês mais crítico ao longo dos anos. Para este caso, foram calculadas

a soma da precipitação mensal e a velocidade média mensal, de modo a obter as variáveis

para a Equação 1 e estabelecer o ICD mensal. Em seguida, calculou-se a média da série de

anos analisada, para estipular o nível de exposição do mês correspondente.

Para o Índice de Chuva Dirigida Direcional, foram necessárias algumas adaptações

nos dados. Uma vez que o arquivo de direção do vento indicava os pontos cardeais e

colaterais em graus, foi preciso alterar os valores para a direção correspondente, como

mostra a Figura 3.

Figura 2: Direção dos ventos expressas em graus, para o cálculo do Índice de Chuva Dirigida Direcional.


Foram então separados, para cada direção, a precipitação total e a velocidade média

do vento, e realizado o cálculo do ICDd através da Equação 1 para cada ano. Por fim, fez-se

a média da série histórica e determinou-se a direção com o maior nível de exposição para

cada cidade analisada.

Além das tabelas com os cálculos, os resultados também foram expressos na forma

de gráficos, para melhor entendimento e análise.


4.1. ICDa As Tabelas 2, 3 e 4 mostram os valores obtidos de precipitação anual, velocidade média do

vento e ICDa, para as cidades de Curitiba, Londrina e Maringá, para os anos de 2006 a

2015, além do nível de exposição, segundo os critérios de Chand e Bhargava (2002).

Tabela 2: Precipitação anual, velocidade média do vento e ICDa para Curitiba.

AnoVeloc. Média

(m/s)

Precipitação Anual

(mm)

ICDa

(m²/s)

Nível de Exposição -

Chand & Bhargava (2002)

2006 2,052 916,400 1,88 Protegido

2007 2,188 1241,800 2,72 Protegido

2008 2,046 1182,800 2,42 Protegido

2009 2,034 1645,400 3,35 Moderado

2010 2,031 1761,800 3,58 Moderado

2011 2,052 1841,400 3,78 Moderado

2012 2,047 1467,400 3,00 Moderado

2013 2,111 1411,600 2,98 Protegido

2014 2,077 1573,200 3,27 Moderado

2015 2,003 1835,200 3,68 Moderado

3,065 Moderado

Curitiba

ICD médio (2006 - 2015)


Tabela 3: Precipitação anual, velocidade média do vento e ICDa para Londrina.

AnoVeloc. Média

(m/s)


(mm)

ICDa

(m²/s)



2006 2,313 1054,800 2,44 Protegido

2007 2,329 1305,800 3,04 Moderado

2008 2,373 1288,200 3,06 Moderado

2009 2,200 2442,200 5,37 Moderado

2010 2,325 1768,000 4,11 Moderado

2011 2,334 1440,400 3,36 Moderado

2012 2,298 1433,800 3,30 Moderado

2013 2,381 1878,800 4,47 Moderado

2014 2,391 1378,200 3,30 Moderado

2015 2,200 2441,600 5,37 Moderado

3,782 Moderado

Londrina

ICD médio (2006 - 2015) Tabela 4: Precipitação anual, velocidade média do vento e ICDa para Maringá.

AnoVeloc. Média

(m/s)


(mm)

ICDa

(m²/s)



2006 2,639 1220,800 3,22 Moderado

2007 2,724 1289,800 3,51 Moderado

2008 2,559 1182,000 3,03 Moderado

2009 2,316 1739,000 4,03 Moderado

2010 2,499 1214,200 3,03 Moderado

2011 2,671 1637,600 4,37 Moderado

2012 2,616 1742,600 4,56 Moderado

2013 2,678 1747,200 4,68 Moderado

2014 2,718 1840,400 5,00 Moderado

2015 2,608 2527,200 6,59 Moderado

4,203 Moderado

Maringá

ICD médio (2006 - 2015) Ao analisar as três cidades, percebe-se claramente um aumento do valor do ICDa ao

longo dos anos. Em Curitiba, o valor máximo foi de 3,78 m²/s em 2011, enquanto em

Londrina foi de 5,37 m²/s em 2009. Já para Maringá, o máximo atingido foi 6,59 m²/s, em

2015. Para os três municípios, o nível de exposição médio para este período, segundo o

critério de Chand e Bhargava (2002) é Moderado, com valores de 3,065 m²/s, 3,782 m²/s e

4,203 m²/s, respectivamente.

Na Figura 4 observa-se esta evolução do ICDa ao longo dos anos para as três

cidades. Seria necessário um período de dados mais longo para entender melhor o

comportamento climático das cidades e, consequentemente, fazer uma análise mais

completa.


Figura 3: Variação do ICDa em Curitiba, Londrina e Maringá.

Para o período de 2006 a 2015, percebe-se que na cidade de Londrina ocorrem três

picos no valor do ICDa, nos anos de 2009, 2013 e 2015, que diferem do comportamento

característico da cidade e ficam consideravelmente acima da média. Já para a cidade de

Maringá, observa-se um crescimento regular ao longo dos anos, com leves quedas em 2008

e 2010, até atingir seu valor máximo em 2015. No caso da capital paranaense, o ano de

2006 foi o que teve o menor ICDa, com o valor de 1,88 m²/s, localizando-se na faixa de

exposição protegida. A partir de 2009, o índice passou para Moderado com um pico em

2011, seguido por uma queda, mas com novo crescimento até o ano de 2015.

4.2 ICD Mensal

A Figura 5 apresenta os resultados obtidos para a média de ICD mensais dos 12 meses

para as cidades de Curitiba, Londrina e Maringá. Para as três cidades os maiores índices

(ICDs críticos) ocorrem para o mês de Janeiro – 0,39, 0,48 e 0,46 m²/s, respectivamente.

Seguindo Janeiro, os meses de Novembro e Dezembro são aqueles que apresentam maior

ICD mensais para as três localidades.


Figura 4: Média de ICD mensal da série histórica analisada para Curitiba, Londrina e Maringá.

4.3. ICDd

As Figura 6, 7 e 8 mostram a média da incidência da chuva dirigida direcional para cada

uma das três cidades estudadas, no período de 2006 a 2015.

Figura 5: ICDd médio de Curitiba entre 2006 e 2015


Figura 6: ICDd médio de Londrina entre 2006 e 2015

Figura 7: ICDd médio de Maringá entre 2006 e 2015


Para a cidade de Curitiba, a direção com o maior ICDd foi a Leste, com um valor de

0,98 m²/s. Já a direção menos crítica foi a Sul, com valor quase nulo de 0,01 m²/s. Também

é importante notar que a direção Nordeste também apresentou um valor relativamente alto

para a cidade, com 0,91 m²/s.

Para Londrina, a direção mais crítica também foi a Leste, com um valor de 1,21 m²/s,

seguida, assim como em Curitiba, pela direção Nordeste, com 0,79 m²/s. O valor menos

crítico foi 0,08 m²/s, na direção Sul.

Já para Maringá, a direção Norte se mostrou a mais problemática, com um ICDd de

1,48 m²/s, seguida pela direção Nordeste, com 1,26 m²/s. O menor valor foi para a direção

Sul, com 0,08 m²/s.


Com os índices de chuva dirigida anuais médios obtidos pelos dados do SIMEPAR, as três

maiores cidades do estado do Paraná puderam ser consideradas de exposição moderada

quanto ao fenômeno de chuva dirigida, segundo o critério de Chand e Bhargava (2002).

Tendo em conta que, sob o ponto de vista de escolhas de projeto, analisar apenas o ICDa

de uma região leva a assunção de que o nível de agressividade é uniforme para todas as

direções de fachada, os índices de chuva dirigida direcionais médios para cada uma das

três cidades foram obtidos, gerando gráficos do tipo roseta. Esta ferramenta de fácil

visualização pode permitir que projetitas destas três cidades consigam distinguir quais

direções de fachada serão as mais críticas em suas edificações futuras, permitindo-lhes

discretizar quais fachadas necessitam de materiais mais resistentes a umidade e deverão

ter execução mais cautelosa, de maneira que recursos financeiros sejam empenhados

somente na medida do necessário. Isso permitirá a racionalização do projeto e a

consequente redução de custos. Para Curitiba, as direções de fachada que demandariam

mais atenção são Leste e Nordeste, respectivamente. O mesmo acontece para Londrina. Já

para a cidade de Maringá, as direções mais críticas ao projeto e execução são Norte e

Nordeste, nesta ordem.

Pela obtenção do ICD crítico (maior ICD mensal) para cada cidade, pode-se concluir

que Janeiro é o mês com o maior índice de chuva dirigida das três localidades - 0,39 m²/s

para Curitiba, 0,48 m²/s para Londrina e 0,46 m²/s para Maringá. No momento de

elaboração de projetos de fachadas, além do nível de exposição da cidade como um todo

(ICDa), o ICD crítico deve ser levado em consideração, pois corresponde à maior incidência


de chuva dirigida que a edificação vai receber durante todo o ano, podendo ainda ser

utilizado como a carga máxima de projeto para chuva dirigida da edificação.

Tendo em vista que a chuva dirigida é um fenômeno climático, esta encontra-se

sujeita a anos atípicos e variações imprevisíveis - variações estas que foram apresentadas

em forma de gráficos ao longo dos anos da série histórica tomada para análise. Em

decorrência dessas variações já esperadas, é recomendado que avaliações sejam feitas

preferencialmente com séries históricas de 10 a 30 anos, ou no mínimo 5 anos, pois do

contrário o nível real de exposição de uma localidade pode ficar subestimado ou

superestimado (GIONGO et al, 2011). Em razão disso, pode-se concluir que a série de

dados tomada para análise foi consistente para avaliação das localidades – pois é composta

de 10 anos. Contudo, recomenda-se que os índices calculados sejam atualizados ano após

ano pela alimentação com novos dados, buscando sempre informações mais completas e

que se aproximem ao máximo da realidade das cargas de chuva dirigida a que uma

edificação futura será imposta ao longo de sua vida útil.

Além do supracitado, recomenda-se para trabalhos futuros o desenvolvimento de um

critério para a classificação do nível de agressividade quanto à chuva dirigida para cada

direção de fachada, através do ICDd, uma vez que os critérios de Chand e Bhargava (2002)

e de Lacy (1977) só podem ser associados aos ICD anuais, não podendo serem

discretizados para cada direção cardeal. Soma-se a isso um possível trabalho de

associação entre os tipos de revestimentos de fachadas mais comumente utilizados e os

respectivos valores de ICDd que estes revestimentos suportariam para uma vida útil

estipulada, de maneira a auxiliar melhor os projetitas na escolha de materiais para fachadas.

REFERÊNCIAS

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LACY, R. E. Climate and Building in Britain: building research establishment. London: Her Majesty's Stationery Office, 1977. 185 p.


AVALIAÇÃO DA POZOLANICIDADE DO PÓ DE CERÂMICA

VERMELHA E SEU EFEITO MITIGADOR DO ATAQUE POR

SULFATOS DE SÓDIO EM BARRAS DE ARGAMASSA

Fernanda Brekailo (Graduanda em Engenharia Civil, Universidade Estadual de Ponta Grossa); [email protected].

Elias Pereira (Engenheiro Civil Mestrando, Universidade Estadual de Ponta Grossa); [email protected].

Eduardo Pereira (Professor Doutor, Universidade Estadual de Ponta Grossa); [email protected].

Resumo: A incorporação de adições minerais ao cimento provoca alterações na

microestrutura de compósitos cimentícios, podendo mitigar a degradação ocasionada pelo

ataque por sulfatos. Neste trabalho realizou-se o estudo de reaproveitamento de resíduo de

cerâmica vermelha como adição mineral e seu efeito mitigador do ataque por sulfatos.

Apesar de a cerâmica não apresentar os requisitos mínimos no ensaio de Chapelle

modificado e não apresentar resultados que indiquem reatividade pozolânica na DRX, o

material atendeu aos requisitos químicos e atingiu a resistência à compressão mínima nos

ensaios de IAP com cal e ID com cimento, podendo ser classificado como adição mineral

pozolânica. Na determinação da variação dimensional de barras de argamassa, as

diferentes porcentagens de substituição da adição mineral na composição do material

ligante apresentaram expansões maiores que a argamassa de referência, não possuindo,

portanto capacidade de mitigar o ataque por sulfatos.

Palavras-chave: Adição pozolânica, Pó de cerâmica vermelha, Argamassa, Ataque por

sulfatos.

EVALUATION OF POZZOLANICITY OF CERAMIC POWDER RED

AND ITS EFFECT OF ATTACK MITIGATING OF SODIUM

SULPHATES IN ARGAMASSA BARS

Abstract: The addition of minerals to the cement causes changes in the microstructure of

cement composites, making able to mitigate the degradation caused by sulfate attack. In the


present paper studies were performed on the reutilization of red ceramic residue as a mineral

addition and its mitigating effect against the sulfate attack. Although the ceramic did not meet

the minimum requirements in the modified Chapelle test and did not present results

indicating pozzolanic reactivity in XRD, the material met the chemical requirements and

reached the minimum compressive strength in the IAP lime and cement ID tests, thus can be

classified as pozzolanic mineral addition. In the determination of the dimensional variation of

mortar bars, the different percentages of substitution of the mineral addition in the

composition of the binding material presented larger expansions than those at the reference

mortar, therefore not having the capacity of mitigating the sulfate attack.

Keywords: Pozzolanic addition, Ceramic powder red, Mortar, Sulphate attack.

1. INTRODUÇÃO

O concreto deve ser durável, mantendo sua capacidade de desempenhar sua função

prevista, preservando sua forma, resistência e condição de utilização. Porém, a durabilidade

não é só função do material, mas sim da interação do material com o meio ambiente onde

ele está inserido, devendo, portanto, ser capaz de resistir, além dos esforços que estará

sujeito, aos processos de deterioração devido aos agentes agressivos do meio (SILVA

FILHO, 1994; MEHTA; MONTEIRO, 2008; NEVILLE, 2016). Os processos de deterioração

podem ter origem em fenômenos físicos, químicos ou mecânicos, mas raramente possuem

uma única causa, podendo ocorrer processos físicos e químicos simultaneamente (HOPPE

FILHO et al., 2015; NEVILLE, 2016).

Neste contexto, destaca-se o ataque por sulfatos como um importante fenômeno

químico de degradação do concreto. Os íons SO42-, que podem ter origem tanto interna

como externa, quando presentes na solução dos poros da matriz, reagem com o hidróxido

de cálcio (portlandita), silicato de cálcio hidratado (C-S-H), monossulfato hidratado e, ainda,

com o C3A do cimento não hidratado, formando gipsita, etringita secundária e taumasita

(CASANOVA; AGULLÓ; AGUADO, 1996; PINHEIRO-ALVES, 2007; MEHTA; MONTEIRO,

2008). A expansão e a ruptura que ocorre no concreto pelo ataque por sulfato se devem ao

fato de tanto a gipsita como a etringita formada ocuparem um volume maior do que os

compostos que lhe deram origem (NEVILLE e BROOKS, 2013). Além disso, pode ocorrer

perda de massa e diminuição progressiva da resistência devido a perda da coesão dos

produtos da hidratação do cimento (MEHTA e MONTEIRO, 2008). O tipo de cátion


associado ao sulfato, concentração de íons nos poros, a composição do cimento, a

permeabilidade e a absorção capilar de água da matriz são fatores determinantes do grau

de degradação (HOPPE FILHO et al., 2015).

Uma forma de evitar o ataque por sulfatos de origem externa é dificultar o fluxo de

fluídos que possam transportar íons sulfatos para o interior da estrutura utilizando um

concreto de baixa permeabilidade, sendo possível obter este material utilizando adições

minerais junto ao cimento Portland (SILVA FILHO, 1994; HOPPE FILHO et al., 2015). O uso

adições minerais junto ao material ligante provoca alterações de natureza química, física e

físico-química no concreto que definem o seu desempenho. Modificam a microestrutura, o

que altera a porosidade da matriz hidratada, pelas reações pozolânicas no caso de adições

reativas, unido a presença de pequenas partículas que podem ocupar os vazios,

promovendo o efeito fíler (MORAES, 2001; HOPPE FILHO et al., 2015).

Além disso, a incorporação de adições minerais na composição do material ligante

traz benefícios econômicos e ambientais, pois reduzem o consumo de cimento, preservando

recursos naturais e reduzindo o consumo de energia, além de dar um uso nobre para um

material que seria um passivo ambiental, tendo em vista que as adições minerais em grande

parte são resíduos de outros processos industriais, questões estas muito importantes no

ramo da indústria da construção civil, que possui elevado impacto ambiental (MEDEIROS et

al., 2016). Desta forma é possível unir benefícios econômicos e ambientais com melhorias

na durabilidade do concreto sujeito ao ataque por sulfatos, aumentando a vida útil da

estrutura e evitando falhas prematuras, diminuindo assim o risco de acidentes e prejuízos

financeiros (HOPPE FILHO, 2002).

Diante da relevância destas questões, faz-se importante a realização de pesquisas

para encontrar novos materiais que possam ser utilizados como adições minerais. A maioria

dos estudos concentram-se no uso dos resíduos de construção como agregados. Ocorre

que mesmo nestes casos uma parcela significativa dos agregados consiste em material

pulverulento, sendo esta característica relevante para o desempenho dos concretos e

argamassas, ressaltando a importância da busca de uma destinação adequada para a

parcela fina destes materiais. Sendo assim, o objetivo do presente trabalho foi realizar o

estudo de uma alternativa de aproveitamento de resíduo de cerâmica vermelha, proveniente

de tijolos e blocos cerâmicos, avaliando sua potencialidade pozolânica e sua capacidade de

mitigação do ataque por sulfatos de origem externa.



Para avaliar o efeito da incorporação de resíduo de cerâmica vermelha em compósito de

cimento Portland utilizou-se um material cerâmico oriundo de rejeitos de blocos cerâmicos

(tijolos de cerâmica vermelha). O material passou por um pré-beneficiamento em

equipamento de abrasão Los Angeles e o resultante peneirado para obtenção de

pulverulento. O material final é o passante na peneira 200 (abertura de 0,075 mm).

A caracterização físico-química do resíduo cerâmico iniciou-se pela determinação da

sua massa específica conforme NM 23 (ABNT, 2000) e análise química por fluorescência de

raios X (FRX).

A caracterização quanto à reatividade pozolânica foi feita por difratometria de raios-X

(DRX) para identificação das fases cristalinas e, também, do halo amorfo que sinaliza a

reatividade das adições. Procedeu-se a determinação do teor de hidróxido fixado pelo

método Chapelle modificado conforme NBR 15895 (ABNT, 2010). Avaliou-se ainda o

potencial pozolânico seguindo procedimento sugeridos na NBR 5751 (ABNT, 2012) – Índice

de atividade pozolânica (IAP) com cal e NBR 5752 (ABNT, 2014) – índice de desempenho

com cimento. A Tabela 1 apresenta as proporções de mistura das argamassas em massa

para determinação dos índices de atividade pozolânica com cal e índice de desempenho

com cimento.

Tabela 1 - Proporção de mistura das argamassas para IAP com cal e ID com cimento.

Argamassas Massa dos materiais (g)

Cimento Hidróxido de cálcio

Areia normal

Material cerâmico Água Aditivo

Plastificante Argamassa para

IAP com cal - 208 1872 476,4 478,2 -

Argamassa A para ID com cimento 624 - 1872 - 300 -

Argamassa B para ID com cimento 468 - 1872 156 295,79 4,21

O material foi utilizado como substituição parcial ao cimento em argamassas e

avaliado quanto ao potencial de mitigação ao ataque por sulfatos em solução de sulfato de

sódio. A metodologia utilizada foi a proposta pela NBR 13583 (ABNT, 2014). Neste caso,

foram estudados cinco traços, cada um com diferentes porcentagens de substituição:

referência (sem adição), 3%, 5%, 12% e 20%.


A argamassa sem substituição foi utilizada como argamassa de referência. Os

valores de 3 e 5% foram adotados baseados no limite máximo de material fino passante na

peneira de abertura 0,075 mm que pode estar presente no agregado miúdo, valores estes

determinados pela NBR 7211 (ABNT, 2009). O limite de 12% foi adotado considerando que

as adições são constituídas totalmente de grãos gerados durante a britagem, o que altera o

limite máximo de material fino passante que pode estar presente no agregado miúdo,

conforme determinado também pela NBR 7211 (ABNT, 2009). O valor de 20% de

substituição foi adotado com base na quantidade máxima de material fino passante que

pode estar presente no agregado miúdo de agregado reciclado da classe ARM, determinado

na NBR 15116 (ABNT, 2009). A Tabela 2 apresenta as proporções de mistura das

argamassas em massa para as diferentes porcentagens da adição mineral.

Tabela 2 - Proporção de mistura das argamassas para avaliação do potencial de mitigação ao ataque por sulfatos em solução de sulfato de sódio.

Argamassas Massa dos materiais (g)

Cimento Areia normal

Material Cerâmico Água

Argamassa com 0% de substituição 750

2400

-

450 Argamassa com 3% de substituição 727,5 22,5 Argamassa com 5% de substituição 712,5 37,5

Argamassa com 12% de substituição 660 90 Argamassa com 20% de substituição 600 150

Para os ensaios de índice de atividade pozolânica com cal e com cimento e avaliação

quanto ao potencial de mitigação ao ataque por sulfatos em solução de sulfato de sódio foi

constituída a granulometria da areia proveniente do rio Tibagi com 4 frações iguais da série

normal, sendo elas as frações retidas nas peneiras de abertura 1,20, 0,60, 0,30 e 0,15 mm,

conforme a NBR 7214 (ABNT, 2012). O cimento Portland utilizado foi do tipo CPIIF-40. O

hidróxido de cálcio PA foi produzido pelo fabricante Dinâmica® Química Contemporânea

Ltda. O sulfato de sódio PA utilizado foi produzido pelos fabricantes Fmaia® e Biotec®. O

aditivo plastificante utilizado foi o Eucon PL 310, do fabricante Viapol®.

A mistura dos materiais nestes ensaios foi feita conforme recomendações da NBR

7215 (ABNT, 1996), porém os materiais secos foram misturados e homogeneizados antes

de serem colocados na argamassadeira para garantir que a adição, que é um pó muito fino,

estivesse bem misturada aos materiais e evitar a formação de grumos.



Os resultados da caracterização físico-química cimento Portland estão apresentados na

Tabela 3 e todos os índices apresentação valores dentro dos limites da especificação.

Tabela 3 - Caracterização físico química do cimento CPII-F-40. Ensaios Químicos

Perda ao Fogo MgO SO3 Resíduo Insolúvel % % % %

4,59 6,21 3,21 0,99 Ensaios Físicos

Massa Espec. Finura

Blaine Água de Consist.

Tempo Pega #200 #325 Início Fim

g/cm³ % cm²/g % min 3,05 0,00 0,36 4538,18 221,36 287,05

Expansib. a Quente Resistência à Compressão 1 dia 3 dias 7 dias 28 dias

Mm MPa 0,32 25,28 36,53 41,66 48,06

A massa específica média do pó de cerâmica vermelha empregado neste estudo é

2,53 g/cm3. Este dado foi utilizado para o cálculo da quantidade de material a ser

empregado no ensaio de determinação do índice de atividade pozolânica com cal.

A composição química do material cerâmico está apresentada na Tabela 4. O

material atendeu a todos os requisitos químicos especificados pela NBR 12653 (ABNT,

2014) quanto ao somatório dos teores SiO2 + Al2O3 + Fe2O3, onde apresentou o valor de

96,09%, superior ao mínimo para todas as classes de material pozolânico, bem como teor

abaixo do máximo para SO3 e álcalis totais.

Tabela 4 - Resultados da composição química do material cerâmico. Composição química, em %.

SiO2 CaO Fe2O3 Al2O3 K2O SO3 TiO2 ZnO MnO Álcalis totais 55,32 0,19 5,27 35,5 1,28 1,23 1,09 0,01 0,04 0,84

Na Figura 1 está apresentado o resultado de DRX. Foram encontrados picos

predominantemente referentes ao quartzo (SiO2), com pequenas quantidades de caulinita

(Al2Si2O5(OH)4), muscovita (KAl2Si3AlO10(OH,F)2), óxido de ferro (Fe2O3) e óxido de cálcio

(CaO). O material cerâmico não apresenta halo amorfo, não podendo neste caso ser, por

este ensaio, atribuído potencialidade pozolânica ao material.


Figura 1 - Difratograma de raios-X da amostra de material cerâmico.

O material cerâmico apresentou o consumo de 395 mg Ca(OH)2/g amostra, pelo

método de Chapelle modificado, conforme a norma NBR 15895 (ABNT, 2010). O consumo

mínimo atribuído a materiais pozolânicos é de 330 mg CaO/g pozolana, o que corresponde

por estequiometria a 436 mg Ca(OH)2/g pozolana (RAVERDY et al., 1980). O resíduo de

cerâmica vermelha apresentou abaixo do mínimo, não podendo então ser classificado como

pozolana por este ensaio. O resultado do ensaio Chapelle corrobora o estudo de Gobbi

(2014), onde quanto maior o tempo de moagem, ainda mais quando associado à calcinação,

maior o teor de hidróxido de cálcio fixado, indicando maior reatividade.

No presente estudo optou-se por não fazer a moagem e a calcinação do material pela

demanda energética que estes processos demandam, fugindo das questões ambientais

relacionadas à redução o impacto gerado por este passivo ambiental. Outro aspecto

relevante é que durante o uso de agregados reciclados, a fração pulverulenta é adicionada

as misturas cimentícias na forma in natura, sendo então relevante esta análise sem

manipulação do material cerâmico.

Os dados obtidos no ensaio de IAP com cal foram tratados com o intuito de identificar

e eliminar os valores discrepantes. Para tanto se adotou procedimento similar ao de Lima

(2005) e Pereira (2009), onde os dados cujo valor absoluto subtraído da média de suas

repetições era maior que o desvio padrão foram considerados espúrios. Assim, as médias e

desvio padrões dos grupos foram recalculados sem considerar estes valores. Esta mesma

análise foi adotada para os resultados do ensaio de ID com cimento.


As argamassas com adição cerâmica apresentaram resistência à compressão média

de 6,61 MPa no ensaio de índice de atividade pozolânica com cal, valor este acima do limite

de 6,0 MPa determinado pela NBR 12653 (ABNT, 2014), indicando que o material cerâmico

é classificado como adição mineral pozolânica.

Na Figura 2 constam os resultados de resistência à compressão obtidos no ensaio de

índice de desempenho com cimento para as argamassas com a adição de pó de concreto.

De acordo com a NBR 12653 (ABNT, 2014), para ser considerada pozolana, a argamassa

com 35% de adição deve apresentar 90% da resistência obtida pela argamassa de

referência. No presente estudo a média apresentada pela referência foi de 43,81 MPa.

Assim sendo, o valor de 90% corresponde a 39,43 MPa, limite apresentado na Figura 2. De

acordo com a análise estatística da resistência obtida pela argamassa com adição de

cerâmica vermelha, pode-se afirmar que a mesma atingiu o limite mínimo, também sendo

classificada como pozolana por este ensaio.

Figura 2 - Resultados de resistência à compressão obtidos no ensaio de ID com cimento e limite imposto pela NBR 12653 (ABNT, 2014).

Para os dados obtidos no ensaio de ataque por sulfatos, a análise estatística foi

realizada utilizando o valor da diferença entre o desvio padrão das leituras das barras

imersas em solução de sulfato de sódio e desvio padrão das barras em solução saturada de

cal, tendo em vista que o cálculo da expansão resultante é função da diferença entre as

médias das leituras das barras imersas em cada solução.


A expansão resultante das barras da argamassa padrão e das argamassas com

diferentes porcentagens de substituição por pó de cerâmica vermelha expostas à solução de

sulfato de sódio até a idade de 42 dias está apresentada na Figura 3, conforme NBR 13583

(ABNT, 2014). Os resultados mostram que com as substituições a expansão resultante

aumentou, evidenciando que a adição cerâmica não possui potencial em mitigar o ataque

por íons sulfato.

Figura 3 - Expansão das argamassas contendo diferentes porcentagens da adição mineral na composição do material ligante, até a idade de 42 dias, conforme método de ensaio

NBR 13583 (2014).

Marciano (1993 apud Hoppe Filho et al., 2015) propõe que aos 42 dias a expansão

resultante limite é de 0,030% e para valores abaixo deste limite a argamassa pode ser

considerada resistente ao ataque por sulfatos. Como mostrado na Figura 5, a argamassa de

referência não é resistente ao ataque por sulfatos, apresentando valor de expansão superior

a 0,030%, e nenhuma das porcentagens de substituição apresentou uma redução capaz de

atingir o limite proposto. O aumento na porcentagem de substituição aumentou o valor da

expansão resultante o deixando ainda mais distante de 0,030%.


Figura 4 - Expansão resultante, aos 42 dias, das argamassas contendo diferentes porcentagens da adição mineral na composição do material ligante, conforme recomendações da NBR 13583 (2014), e

limite de expansão resultante proposto por Marciano (1993 apud Hoppe Filho et al., 2015).

Visando uma avaliação mais completa da expansão das barras, as leituras

continuaram além dos 42 dias. Desta forma, foi possível observar todas as barras imersas

na solução de sulfato de sódio iniciarem a apresentar fissuras e a forma destas fissuras. A

Figura 5 mostra algumas das fissuras apresentadas pelas argamassas com 12 e 20% de

substituição da adição mineral na composição do material ligante imersas em solução de

sulfato de sódio. As fissuras iniciaram aos 35, 56, 63, 63 e 98 dias para as argamassas com

substituição de 20, 12, 5, 3 e 0%, respectivamente, e de forma muito singela nestas idades

para os traços de 3 e 0%. Percebe-se então que, quanto maior a porcentagem de

substituição, antes iniciaram as fissuras, indicando que as argamassas ficaram mais frágeis.


Figura 5 - Fissuras nas barras de argamassas imersas em solução de sulfato de sódio: (a) barras argamassas com 12% de substituição; (b) barras argamassas com 20% de substitução.

O uso da adição de cerâmica aumentou a expansão das barras de argamassa

expostas à solução de sulfato de sódio possivelmente pelo fato da adição aumentar a

porosidade da argamassa, pois o material cerâmico não é capaz de realizar as reações

pozolânicas que modificariam a microestrutura da matriz e, desta forma, alterariam o

comportamento da argamassa frente à ação dos ínos sulfato. Quanto mais porosa a matriz,

maior o ataque por sulfatos de origem externa. Como no ataque a argamassa tem seus

poros preenchidos com etringita, que possui volume maior que os compostos que substituiu,

a expansão resultante nestas argamassas é maior. As barras com substituição

apresentaram maior expansão e tiveram seus poros preenchidos com uma quantidade

maior de etringita, como mostra as análises das micrografias das argamassas mostradas na

Figura 6.

a b


Figura 6 - Microestrutura de argamassa imersa em solução de sulfato de sódio aos 100 dias, evidenciando a presença de cristais aciculares de etringita: (a) sem adição; (b) 20% de substituição

do cimento por pó de cerâmica vermelha.

4. CONCLUSÕES

O pó de cerâmica vermelha estudado apresentou no ensaio de Chapelle modificado valor

abaixo do mínimo atribuído as pozolanas e não apresentou resultados que indiquem

reatividade pozolânica no DRX. Apesar destes resultados negativos, atendeu aos requisitos

químicos para ser considerado como pozolana e atingiu a resistência à compressão mínima

nos ensaios de IAP com cal e ID com cimento, atendendo a NBR 12653 (ABNT, 2014) e

sendo classificado, portanto, como uma adição pozolânica.

Entretanto, o material não apresentou potencial de mitigação no ataque por sulfatos

em nenhuma das porcentagens de substituição da adição mineral na composição do

material ligante, e quanto maior a porcentagem de substituição as argamassas ficaram mais

frágeis, apresentando fissuras em idades menores.

5. AGRADECIMENTOS

A Fundação Araucária pelo apoio financeiro através da bolsa de estudos. A Universidade

Estadual de Ponta Grossa pela cessão de seus laboratórios, especialmente ao Complexo de

laboratórios multiusuários (C-LABMU). Ao Instituto LACTEC e a Universidade Federal do

Paraná pela colaboração durante o desenvolvimento deste trabalho.

a b


REFERÊNCIAS

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EFEITO DO GRAU DE HIDRATAÇÃO, TIPO DE ADIÇÃO MINERAL E

GRAU DE SATURAÇÃO DO CONCRETO NAS LEITURAS DE

RESISTIVIDADE ELÉTRICA.

Analiet Calvo Valdés (Mestranda PPGECC-UFPR); [email protected].

Fernanda Gadler (Mestranda PPGECC-UFPR); [email protected].

Isaac Aguiar Oliveira (Mestranda PPGECC-UFPR); [email protected].

Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Professor Doutor PPGECC-UFPR);

[email protected].

RESUMO: As estruturas de concreto, por meio da interação que possuem com o meio

ambiente, estão submetidas a diversos tipos de agentes físicos e químicos, que fazem com

que as obras se degradem ao longo do tempo. A tendência atual com relação à manutenção

de estruturas e prevenção de patologias é usar, conjuntamente com as inspeções visuais,

ensaios químicos, físico-químicos e até microestruturais que permitam caracterizar o

material e monitorar os efeitos da interação do mesmo com o meio em sua volta. Um dos

principais parâmetros utilizados para o monitoramento de estruturas é a resistividade

elétrica. Este parâmetro sofre influência de diversos fatores como, por exemplo, grau de

saturação, grau de hidratação e composição química do material. Este trabalho estuda o

efeito da variação de tais fatores na resistividade, para uma umidade relativa constante e em

condições estacionárias típicas de uma situação de imersão, além da verificação dos

mesmos com relação à absorção de água por capilaridade usando baixas relações a/c,

tempos de cura extensos (hidratação alta) e adição de minerais reativos como a cinza

volante e sílica de casca de arroz.

Palavras-chave: resistividade elétrica, absorção, resistência, cinza volante, sílica de casca

de arroz.

Effect of the degree of hydration, type of mineral addition and

degree of saturation of the concrete in the electrical resistivity

readings

ABSTRACT: Concrete structures, through interaction with the environment, are exposed to

many types of physical and chemical agents, which cause degradation of constructions over


time. The current trend in relation to the maintenance of structures and prevention of

pathologies is to use, together with the visual inspections, chemical, physical-chemical and

even microstructural tests that allow to characterize the material and monitor the effects of its

interaction with the environment. One of the main parameters used for the monitoring of

structures is the electrical resistivity. This parameter is influenced by several factors, such as

degree of saturation, degree of hydration and chemical composition of the material. This

research evaluates the effect of the variation of such factors on the resistivity, for a constant

relative humidity and in stationary conditions typical of an immersion situation, besides the

verification of the same ones with respect to the absorption of water by capillarity using low

water cement ratios, extensive curing time (high hydration) and addition of reactive minerals

such as fly ash and rice husk silica.

Keywords: Electrical resistivity, absorption, resistance, fly ash, rice husk silica

1. INTRODUÇÃO

As estruturas de concreto em condições de serviço estão submetidas a diversos tipos de

agentes físicos e químicos, que fazem com que as obras se degradem ao longo do tempo.

Uma consequência possível desta interação é a corrosão das armaduras em estruturas de

concreto armado, que tem sido citada como a principal causa da sua deterioração (MEHTA,

1992).

Em diversos países, os gastos anuais com reparos, recuperações e reposições de

elementos estruturais afetados por corrosão da armadura são expressivamente elevados, e

os prejuízos econômicos e sociais são grandes (CASCUDO, 1991; HELENE, 1993). Neste

contexto o monitoramento e prognóstico das estruturas de concreto armado é uma

ferramenta útil. Para fins de monitoramento, além dos ensaios mecânicos, pode-se optar

pelos ensaios químicos, físico-químicos e até microestruturais, ensaios estes que permitem

analisar com maior grau de confiabilidade as consequências da interação entre o material e

o ambiente (BERTOLINI, 2006).

Um dos principais parâmetros utilizados para o monitoramento da corrosão é a

resistividade elétrica, que muitas vezes é decisiva para se estimar a velocidade de corrosão

(BERTOLINI, 2006; MEDEIROS, 2001). A resistividade do concreto é uma propriedade de

transporte do material que têm influência significativa na durabilidade e desempenho em

longo prazo da estrutura de concreto armado. Em concreto, as propriedades de transporte

estão diretamente relacionadas à rede de poros capilares dentro da matriz de cimento, que


controla a penetração da água, a perda de umidade, a difusão de gases como o CO2 e a

entrada de espécies iônicas agressivas (MEDEIROS, 2001; MCCARTER et al., 2009).

Na prática para o monitoramento de estruturas de concreto armado, a medida da

resistividade é associada a outras técnicas de avaliação da estrutura como, por exemplo, a

medida do potencial eletroquímico estabelecido no sistema armadura-concreto. Em geral,

admite-se que a corrosão da armadura é certa e deve apresentar taxa elevada quando a

resistividade elétrica do concreto está baixa e a medida do potencial indica a sua

despassivação (ARAUJO et al., 2014).

A baixa resistividade do concreto está relacionada também à rápida penetração de

cloretos. Adicionalmente os mapas de resistividade podem mostrar as áreas mais porosas,

nas quais a penetração de agentes agressivos provavelmente acontecerá de maneira mais

rápida e a taxa de corrosão poderá ser mais alta. Em consequência, medidas preventivas

podem ser tomadas a partir dessa informação (C. ANDRADE et al., 2000). A norma

AASHTO T358 estabelece que para valores de resistividade menores do que 5 k� cm a taxa

de corrosão da armadura é provavelmente alta e para valores maiores do que 20 k� cm são

baixas (DODDS et al., 2017).

Depois da ocorrência das manifestações provenientes da corrosão, a resistividade

elétrica é relevante para determinar as possíveis ações de manutenção. Desse modo, as

medidas de resistividade elétrica podem fornecer informações importantes, indicando as

áreas onde a corrosão é mais forte em uma estrutura inspecionada (C. ANDRADE et al.,

2000). Ainda, a resistividade elétrica do concreto pode ser considerada para modelar a vida

útil de estruturas de concreto devido à praticidade de execução da técnica de medição a

qual pode ser repetida com frequência sem afetar a integridade física da estrutura devido à

sua natureza não destrutiva. Além disso, o ensaio de resistividade tem um baixo custo e é

de fácil implementação. Dessa forma, a resistividade elétrica é uma medida interessante

para controle da qualidade do concreto (MEDEIROS-JUNIOR et al., 2015). De qualquer

forma, é importante reforçar que a interpretação dos dados coletados requer experiência, já

que a resistividade do concreto é influenciada por muitos fatores, tais como: umidade, teor

de sais, temperatura, proporção da mistura, materiais que constituem o concreto, dimensões

da peça, densidade e localização da armadura (MEDEIROS, 2001).

Ainda, através da medição da variação da resistividade elétrica é possível avaliar,

além da probabilidade de corrosão na estrutura, as mudanças na microestrutura do

concreto. Essas mudanças podem ser relacionadas às adições utilizadas ou até mesmo ao


grau de hidratação que é correlacionado com a idade da amostra. O volume da água

evaporável na pasta em um concreto saturado varia de aproximadamente 60% na hora da

mistura para aproximadamente 40% quando o cimento está completamente hidratado. Esta

água contém íons, primeiramente Na+, K+, Ca++, SO4-- e OH-, cujas concentrações variam

com o tempo. A concentração de alguns íons aumenta enquanto que a de outros diminui.

Assim, com a evolução da hidratação a porosidade vai diminuindo e os vazios, que

inicialmente eram ocupados pelo eletrólito, vão sendo preenchidos pelos compostos que se

formam no decorrer do tempo (MONFORE, 1968).

Neste sentido, um estudo que avaliou o efeito das adições minerais na resistividade

elétrica de concretos convencionais, concluiu que, em função da hidratação e densificação

existe um incremento na resistividade elétrica dos concretos, em maior ou menor

intensidade. O incremento no valor da resistividade está relacionado ao tipo de adição ou de

cimento (MEDEIROS JUNIOR et al., 2014). As adições minerais alteram significativamente a

microestrutura da matriz de cimento devido aos efeitos pozolânicos e microfiller que

apresentam. Estes materiais ao provocar o refinamento da estrutura dos poros da matriz e,

especificamente, no caso dos materiais pozolânicos, diminuir a concentração iônica da

solução influenciam na resistividade, influenciam na resistividade. O refinamento da

estrutura dos poros é resultado da reação das adições pozolânicas com o Ca(OH)2 e com a

água formando gel C-S-H o que torna o material mais denso. Essa densificação da matriz e

do aumento da quantidade de poros de menores diâmetros provavelmente mais tortuosos e

descontínuos, dificulta a condução da corrente através do concreto e, portanto aumentam a

resistividade elétrica (SANTOS, 2006). Alguns autores destacam maiores valores de

resistência à compressão e resistividade elétrica muito maiores do que a mistura de

referência, em traços com incorporação de até 30% de adições minerais. Os autores

ressaltam ainda que, com o aumento do percentual de incorporação, de 10% para 20% de

cinza de casca de arroz, houve um aumento de quase 100% nos valores de resistividade

elétrica (GASTALDINI et al., 2009). De qualquer forma, é importante destacar que, segundo

a literatura (RAMEZANIANPOUR et al., 2011), não é recomendado usar a resistividade

elétrica como indicador de resistência à compressão. Isso se deve ao fato de que, mesmo

em concretos com materiais similares, diferentes relações podem ser encontradas,

geralmente devido ao fato da diferença entre os mecanismos de resistência à compressão e

resistividade elétrica.


Como já mencionado, a relação água/cimento influencia consideravelmente a

estrutura porosa da pasta de cimento, especificamente no volume total de poros e na

quantidade de poros de maiores diâmetros (SILVA, 2016; SANTOS, 2006). A água em

excesso na mistura do concreto, após a solidificação, tende a evaporar fazendo do poro

capilar uma via de acesso ao interior da peça de concreto (FRIZZO, 2001). Logo, quando a

porosidade for alta, a resistividade do material tende a ser alta para concretos com baixa

umidade, devido à redução da quantidade de eletrólito. E quando o concreto estiver

saturado, esta alta porosidade reduz a sua resistividade deixando-o mais condutivo, pois a

água e os íons liberados pela dissolução dos minerais do próprio concreto formam uma

solução condutiva (ABREU, 1998). Sendo assim, para uma umidade relativa constante e em

condições estacionárias, a resistividade do concreto é aumentada usando baixas relações

a/c, tempos de cura extensos (hidratação avançada) ou pelo uso de adições minerais

reativos como escórias de alto forno, cinza volante ou sílica fume (C. ANDRADE et al.,

2000). Quanto ao grau de saturação na rede de poros capilares do concreto, este varia em

função das condições atmosféricas do ambiente no qual está exposto. Considerando que a

passagem de corrente pelo concreto depende do teor de eletrólito contido em seus poros,

alterações no teor de umidade da matriz acarretarão em alterações na resistividade elétrica

do concreto (SILVA, 2016).

Diante das hipóteses levantadas e discutidas na literatura, o presente trabalho

pretende contribuir para o melhor entendimento do comportamento da resistividade do

concreto exposto a diferentes níveis de saturação e hidratação, além de verificar a influência

das adições minerais neste parâmetro.

2. MATERIAIS E MÉTODOS

O trabalho tem como foco testar a sensibilidade do ensaio de resistividade elétrica

quanto ao avanço da hidratação e quanto ao grau de saturação do concreto, que variou

através da disposição dos corpos de prova a ambiente com níveis diferentes de umidade

relativa do ar.

Em função do foco apresentado, as variáveis independentes deste trabalho são:

� Tempo de cura: (cinco níveis - 3, 7, 28, 63 e 91 dias);

� Adição pozolânica: (dois tipos: cinza volante e sílica de casca de arroz,

ambas utilizadas com teor de incorporação de 30% em substituição parcial do cimento


Portland nos concretos produzidos) - (três níveis - referência sem adição, substituição do

cimento em 30% de cinza volante e substituição do cimento em 30% de sílica de casca de

arroz).

As variáveis dependentes são os ensaios propriamente ditos, realizados no

experimento, que estão descritos a seguir:

� Resistência à compressão axial nas cinco idades;

� Absorção de água por sucção capilar;

� Absorção de água por imersão;

� Resistividade do concreto.

Como parâmetros fixados, pode-se citar o traço do concreto (1 : 2,70 : 3,20), relação

água/cimento de 0,58 e consistência medida pelo abatimento do tronco de cone de (100 ±

20) mm. Para produção dos concretos foi utilizado cimento tipo CPII-F, areia média natural,

brita 1 e água potável, além das adições (cinza volante e sílica de casca de arroz). Além

destes, é importante ressaltar que foi utilizado também aditivo superplasticante,

condicionado à avaliação do abatimento estabelecido, nos teores de 0,5%, 0,75% e 1,0%,

para o concreto de referência, o concreto com adição de cinza volante e o concreto com

adição de sílica de casca de arroz, respectivamente.

Para realização dos ensaios foram moldados seis corpos de prova cilíndricos (10cm

x 20cm) para cada tipo de concreto e idade de avaliação, sendo 3 utilizados para medição

da resistência à compressão e 3 para os ensaios de absorção por sucção capilar e absorção

por imersão (que foram medidos no mesmo corpo de prova). A medida de resistividade foi

realizada neste último grupo de 3 corpos de prova onde foram feitas as medições de

absorção.

O procedimento para realização do ensaio de absorção por sucção capilar seguiu as

recomendações da NBR 9779/2012, sendo que, a secagem inicial em estufa, até constância

de massa, foi realizada a uma temperatura de 60ºC, para que não houvessem danos à

microestrutura do concreto. Depois da finalização das leituras do ensaio de absorção por

sucção capilar, os corpos de prova foram acondicionados em câmara seca, com

temperatura e umidade controlada, até secagem completa verificada através de constância

de massa. Depois de secos, os corpos de prova foram submergidos em água para

determinação da absorção por imersão, conforme diretrizes da NBR 9778/2005.

Contabilizando apenas a duração dos dois ensaios de absorção, sem contar o tempo

de secagem em estufa até constância de massa, foram decorridos 6 dias (72 horas para


cada ensaio). Sendo assim, a avaliação da absorção (tanto por sucção quanto por imersão)

nos corpos de prova de idade de 3 e 7 dias foi comprometida, já que o tempo de ensaio é

muito próximo à idade do concreto a ser ensaiado. Deste modo, o resultado do ensaio de

absorção pode não ser assertivo, já que as reações de hidratação foram alteradas, inclusive

possivelmente interrompidas pela secagem em estufa. Por conta disso, as medidas de

absorção foram avaliadas nos corpos de prova com idade a partir de 28 dias. De qualquer

forma, é importante ressaltar que as leituras de resistividade foram realizadas em todas as

idades, normalmente, nos corpos de prova que estavam acondicionados em câmara úmida

(assim como os demais ensaiados quanto à resistência à compressão), com temperatura e

umidade controladas (23ºC e 95%, respectivamente), sendo efetuada a medição nas idades

pré-determinadas até os 91 dias de idade.

Deste modo, o acompanhamento da resistividade elétrica dentro da câmara úmida

determinou o monitoramento do efeito do avanço da hidratação. Já o efeito do grau de

saturação, foi avaliado através da medida da resistividade elétrica no estado seco e

posteriormente nas medições realizadas à medida que o concreto foi absorvendo água.

Com esses dados, foi possível a realização de curvas de saturação e hidratação, avaliando

inclusive o efeito das duas adições, através das medidas de resistividade elétrica.

2.2 Resistividade do concreto

As leituras de resistividade foram realizadas com o equipamento Resipod da Proceq,

de fabricação suíça. O método de ensaio foi o de medição de campo para solos, conhecido

como Sonda Wenner, ou método de quatro pontos. Normatizado pela ASTM G-57 (2012),

este método é um procedimento que consiste na medição da resistividade elétrica entre as

faces opostas de uma unidade de material (ASTM G-57, 2012). Contudo, aplica-se

atualmente em estruturas de concreto.

A sonda utilizada consiste em quatro eletrodos firmemente fixados para manter o

espaçamento entre eles. Cada um dos eletrodos faz contato com a superfície do concreto

através de um eletrólito condutivo. Conforme recomenda C. Andrade et al. (2000), antes das

medições serem tomadas, a superfície do concreto foi levemente umedecida para promover

ou melhorar o contato com o eletrodo, para isto, foram feitos contatos rápidos com uma

esponja molhada sobre a superfície na qual foram feitas as medições. Ainda, foram feitas 6


leituras em cada corpo de prova, sendo determinado o valor médio das mesmas, de forma a

obter um conjunto representativo de dados.

Figura 1 - Princípio de medição - Sonda Wenner

3. RESULTADOS

Para análise dos dados deste trabalho foi utilizada como ferramenta estatística o

Teorema do Limite Central e a Análise Múltipla das Médias para constatação se há ou não

influência e diferenças significativas das variáveis dependentes e independentes.

Os resultados das Resistividades Elétricas (�.m) e Resistências à Compressão

(MPa) dos cp’s Referência, com adição de Cinza Volante e com adição de Sílica de Casca

de Arroz foram coletados aos 7, 28, 63 e 91 dias, Figuras 2 e 3.

A Figura 2 apresenta os resultados das medições de Resistividade Elétrica (�.m).

Para os cp’s referência há um aumento dos valores da resistividade até a idade de 63 dias,

a partir desta idade foi constatado que os valores são estatisticamente iguais não

apresentando variação significativa. Para os cp´s com adição de cinza volante há diferenças

significativas das médias para todas as idades, a maior média aferida foi aos 91 dias, 10,13

�.m, sabendo que este tipo de adição possui reações tardias talvez necessitasse aumentar

o tempo de análise, fato que será levado em consideração em trabalhos futuros. Para os


cp’s com adição de sílica de casca de arroz há diferenças significativas das médias para

todas as idades, a maior média aferida foi aos 91 dias, 34,28 �.m.

A Figura 3 apresenta os resultados da Resistência à Compressão (MPa). Para os

cp’s referência até a idade de 28 dias há diferenças significativas das médias entre as

idades, a partir desta idade os valores aferidos apresentaram-se estatisticamente iguais não

apresentando variações significativas. Para os cp’s com adição de cinza volante as médias

a partir da idade de 63 dias apresentaram-se estatisticamente iguais, atingindo limite médio

de resistência mais tardio que os cp’s referência. Para os cp’s com adição de sílica de casca

de arroz, todas médias ao longo das 4 idades, apesentaram-se significativas, a maior

resistência média foi aferida aos 91 dias, 59,20 MPa.

Figura 2 – Resistividade elétrica (�.m)


Figura 3 – Resistência à Compressão (MPa)

A Figura 4 e 5 apresentam os resultados dos ensaios de Absorção de Água por

Sucção Capilar (g/cm²) e os de Resistividade Elétrica (�.m) aferida no ensaio de Absorção

de Água por Sucção Capilar (g/cm²) os dados foram coletados aos 28, 63 e 91 dias de

idade. As leituras de absorção capilar foram efetuadas conforme indicação da NBR 9779,

efetuando as medidas das massas dos corpos de prova com 3h, 6h, 24h, 48h e 72h, no final

do ensaio foram obtidas as médias das absorções nestes períodos de tempo. Também as

leituras de resistividade foram efetuadas nestes mesmos intervalos.

A Figura 4 apresenta os resultados dos ensaios de Absorção de Água por Sucção

Capilar (g/cm²). Para os cp’s referência até a idade de 28 dias apresentaram aumento da

absorção capilar, a partir desta idade foi atingida constância da absorção, as médias a partir

deste ponto apresentaram-se estatisticamente iguais, sem diferenças significativas. Para os

cp’s com adição de cinza volante, o comportamento dos cp’s foi similar à referência,

apresentando aumento da absorção capilar até a idade de 28 dias, as médias também

apresentaram estatisticamente iguais após 28 dias. Para os cp’s com adição de sílica de

casca de arroz as médias para todas as idades apresentaram diferenças significativas para

todas as idades, a maior média de absorção foi aferida aos 91 dias, 0,30 g/cm².

A Figura 5 apresenta os resultados das medições de Resistividade Elétrica (�.m)

aferidas nos ensaios de Absorção de Água por Sucção Capilar (g/cm²). Para todos os cp’s

referência, cinza volante e sílica de casca de arroz, a maiores leituras médias de

resistividade foram aferidas foi aos 91 dias, 12,04 �.m, 33,78 �.m e 98,88 �.m. Para todas

as análises as médias se apresentaram estatisticamente diferentes.


Figura 4 – Absorção de Água por Sucção Capilar (g/cm²)

Figura 5 – Resistividade Elétrica (�.m) aferida no ensaio de Absorção de Água por Sucção

Capilar (g/cm²)

Nos gráficos representados pelas Figuras 6 e 7 são apresentados os resultados dos

ensaios de Absorção de Água por Imersão (%) e os de Resistividade Elétrica (�.m) aferida

no ensaio de Absorção de Água por Imersão (%). As leituras de absorção por imersão foram

efetuadas conforme indicação da NBR 9778, a massa foi aferida após 24h, 48h e 72h, no

final do ensaio foram obtidas as médias das absorções nestes períodos de tempo. Também

as leituras de resistividade foram efetuadas nestes mesmos intervalos.


Na Figura 6 são representadas as leituras médias dos valores de absorção de água

por imersão, importante notar que as respostas para este ensaio se dão em porcentagem,

ou seja, elas mostram o índice de saturação em cada idade dos cp’s. Para os cp’s referência

a maior leitura média ocorreu aos 91 dias, 1,33 %, todas as médias se apresentaram

estatisticamente diferentes. Para os cp’s com adição de cinza volante as leituras aos 28 e 63

dias apresentaram médias estatisticamente iguais, assim, as maiores leituras médias

ocorreram aos 91 dias, 1,39%. Para os cp’s com adição de sílica de casca de arroz todas as

leituras médias apresentaram ser estatisticamente diferentes, as maiores leituras médias

ocorreram aos 91 dias, 1,04%.

A Figura 7 apresentam os resultados das leituras de Resistividade Elétrica (�.m)

aferidas no ensaio de Absorção de Água por Imersão (%). Para os cp’s referência, em todas

as idades, elas apresentam leituras médias estatisticamente iguais. Para os cp’s com adição

de cinza volante as leituras de resistividade apresentam valores médios estatisticamente

diferentes, a maior leitura média aferida foi aos 91 dias, 16,15 �.m. Para os cp’s com adição

de sílica de casca de arroz as leituras de resistividade apresentam valores médios

estatisticamente diferentes, a maior leitura média aferida foi aos 91 dias, 57,72 �.m.

Figura 6 – Absorção de Água por Imersão (%)


Figura 7 – Resistividade Elétrica (�.m) aferida no ensaio de Absorção de Água por Imersão

(%)

As Figuras 8, 9 e 10 apresentam as correlações entre os ensaios executados,

objetivando encontrar um efeito padrão entre o grau de hidratação e saturação com a

resistividade elétrica. Todas as correlações significativas deste trabalho apresentam-se

como diretamente proporcionais.

Na Figura 8 são representadas as Correlações logarítmicas entre as Resistências à

Compressão (MPa) e às Resistividades Elétricas (�.m). Foram encontradas boas

correlações entre estas grandezas, para os cp’s referência apresentou R² = 0,8773, para os

cp’s com adição de cinza volante apresentou R² = 0,9192 e para os cp’s com adições de

sílica de casca de arroz apresentou R² = 0,9347. Esse fato é corroborado por outras

pesquisas que também indicam a relação, diretamente proporcional entre resistividade e

resistência à compressão, ou seja, quanto maior a resistência maior a resistividade (CHEN

et al., 2014).

Na Figura 9 são representadas as Correlação lineares entre as Resistividades

Elétrica (�.m) e as Absorções de Água por Capilaridade (g/cm²). Para estas correlações os

cp’s que obtiveram pior índice de correlação R² foram os cp’s referência com R² = 0,6121, já

os cp’s com adição de cinza volante e sílica de casca de arroz apresentam R² = 08185 e R²

= 0,9641.

Na Figura 10 são representadas as Correlações lineares entre as Resistividades

Elétricas (�.m) e Absorções de Água por Imersão (%). Os únicos cp’s que apresentaram

correlação significativa foi o referência com R² = 0,9924, já os cp’s com adições de cinza


volante e com sílica de casca de arroz não apresentaram correlação significativa, R² =

0,0289 e R² = 0,0005.

Figura 8 – Correlação logarítmica entre Resistência à Compressão (MPa) x Resistividade

Elétrica (�.m)

Figura 9 – Correlação linear entre Resistividade Elétrica (�.m) e Absorção de Água por

Capilaridade (g/cm²)


Figura 10 – Correlação linear entre Resistividade Elétrica (�.m) e Absorção de Água por

Imersão (%)

4. CONCLUSÕES

Diante dos resultados apresentados, no que diz respeito ao grau de saturação, é

possível concluir que até a idade de 28 dias a relação com a resistividade elétrica é

diretamente proporcional, independente do tipo de adição. na medida em que a idade é

avançada, a relação não é mais direta, sendo o fator determinante o tipo de adição. Quanto

ao grau de hidratação, a relação é direta, ou seja, quanto maior o grau de hidratação maior

a resistividade do material, independentemente do grau de saturação e tipo de adição. Os

valores de resistividade aumentaram progressivamente com o aumento da idade dos corpos

de prova, com os três traços apresentando desempenho similar.

Outra conclusão relevante diz respeito à resistência, corroborando com as indicações

da literatura, sendo que quanto maior a resistência maior a resistividade. Os resultados de

resistência comprovaram que a resistência dos corpos de prova aumentou em paralelo com

o nível de hidratação e consequentemente os valores de resistividade também progrediram.

Por fim, quanto às adições, os traços com adição de cinza volante e sílica de casca

de arroz apresentaram maior resistividade do que o traço de referência em todas as idades

consideradas. A resistividade nos corpos com cinza volante apresentou menores valores do


que nos corpos com sílica de casca arroz, sendo assim, é possível concluir que quanto mais

ativa seja a adição usada maior serão os valores de resistividade.

5. AGRADECIMENTOS

Às empresas Supermix e Itambé, nas pessoas dos engenheiros Maurício Bianchini e

Jorge Christófolli, respectivamente, pela doação dos materiais utilizados na pesquisa e

auxílio na execução dos ensaios de resistência à compressão. Ainda, ao Conselho Nacional

de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq) pela disponibilização da verba para

aquisição dos equipamentos de laboratório empregados nesta pesquisa.

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