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FACULDADE DE TECNOLOGIA

UNIVERSIDADE DE BRASÍLIA

AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ARGAMASSAS

COM ADIÇÕES DE CINZA DE CASCA DE ARROZ

AMORFA E CRISTALINA EM RELAÇÃO À CORROSÃO

DE ARMADURAS EM AMBIENTE CONTAMINADO

COM ÍONS CLORETO

TILSON BALTAZAR DA COSTA FILHO

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO EM ESTRUTURAS E

CONSTRUÇÃO CIVIL



DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL E AMBIENTAL

AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ARGAMASSAS COM

ADIÇÕES DE CINZA DE CASCA DE ARROZ AMORFA E

CRISTALINA EM RELAÇÃO À CORROSÃO DE

ARMADURAS EM AMBIENTE CONTAMINADO COM

ÍONS CLORETO

TILSON BALTAZAR DA COSTA FILHO

ORIENTADOR: ANTÔNIO ALBERTO NEPOMUCENO

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO EM ESTRUTURAS E

CONSTRUÇÃO CIVIL

PUBLICAÇÃO: E.DM – 003A/05

BRASÍLIA/DF: MARÇO DE 2005

ii



DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL E AMBIENTAL

AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ARGAMASSAS COM

ADIÇÕES DE CINZA DE CASCA DE ARROZ AMORFA E

CRISTALINA EM RELAÇÃO À CORROSÃO DE ARMADURAS EM

AMBIENTE CONTAMINADO COM ÍONS CLORETO

ENGº TILSON BALTAZAR DA COSTA FILHO

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO SUBMETIDA AO

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL E AMBIENTAL DA

FACULDADE DE TECNOLOGIA DA UNIVERSIDADE DE

BRASÍLIA, COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA

A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM ESTRUTURAS E

CONSTRUÇÃO CIVIL.

APROVADA POR:

Prof. Antonio Alberto Nepomuceno, Dr. Ing. (ENC–UnB)

(Orientador )

Prof. Elton Bauer, Dr. (ENC–UnB)

(Examinador Interno)

Profª Janaíde Cavalcante Rocha, Dr. Ing. (UFSC)

(Examinador Externo)

DATA: Brasília, 11 de março de 2005

iii

FICHA CATALOGRÁFICA

COSTA FILHO, TILSON BALTAZAR DA

Avaliação do desempenho de argamassas com adições de cinza de casca de arroz amorfa e

cristalina em relação à corrosão de armaduras em ambiente contaminado com íons cloreto

[Distrito Federal] 2005.

xxiv, 201p., 210 mm x 297 mm (ENC/FT/UnB, Mestre, Estruturas e Construção Civil,

2005). Dissertação de Mestrado - Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia.

Departamento de Engenharia Civil e Ambiental.

1.- Corrosão 2 – Cimento

3.- Cloretos 4 – Cinza de casca de arroz

5.- Argamassa 6 – Resistência de Polarização

I. ENC/FT/UnB II - Título (Série)

REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA

COSTA FILHO, T.B. (2005). Avaliação do desempenho de argamassas com adições de

cinza de casca de arroz amorfa e cristalina em relação à corrosão de armaduras em

ambiente contaminado com íons cloreto. Dissertação de Mestrado em Estruturas e

Construção Civil, Publicação E.DM – 003A/05, Departamento de Engenharia Civil e

Ambiental, Universidade de Brasília, Brasília, DF, 201 p.

CESSÃO DE DIREITOS

NOME DO AUTOR: Tilson Baltazar da Costa Filho

TÍTULO DA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO: Avaliação do desempenho de

argamassas com adições de cinza de casca de arroz amorfa e cristalina em relação à

corrosão de armaduras em ambiente contaminado com íons cloreto.

GRAU/ANO: Mestre/2005

É concedida à Universidade de Brasília permissão para reproduzir cópias desta dissertação

de mestrado e para emprestar ou vender tais cópias somente para propósitos acadêmicos e

científicos. O autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta dissertação

pode ser reproduzida sem a autorização por escrito do autor.

Tilson Baltazar da Costa Filho

Rua Professor Adolfo Ramires, n 2049

Conjunto dos Professores – Capim Macio

CEP: 59078-460 Natal/RN – Brasil

iv

DEDICATÓRIA

Ao meu Pai e minha Mãe com muito amor,

a minha eterna gratidão.

v

AGRADECIMENTOS

À Deus, que sem a sua ajuda nada poderia ser feito.

Ao Professor Antônio Alberto Nepomuceno, meu orientador, meus sinceros

agradecimentos por sua dedicação inestimável e por ter sempre tempo disponível para

orientação o que foi fundamental neste período de dissertação.

Ao Laboratório de Ensaios de Materiais pelo importante apoio na etapa de procedimento

experimental e aos técnicos do Departamento de Engenharia Civil e Ambiental (UnB), em

especial a Severino e Xavier pelo grande auxílio prestado durante os ensaios.

Aos Professores do Mestrado em Estruturas e Construção Civil da UnB, pelo ensino e

amizade dados nesses dois anos de convivência.

Aos meus colegas do mestrado, pela amizade e ajuda nos momentos difíceis; em especial

aos meus amigos Ítalo, Otavio, André, Li Chong e Claudio.

À CAPES, pelo suporte financeiro.

Às empresas Cimento CIPLAN e FURNAS CENTRAIS ELÉTRICAS S.A., pelo apoio no

desenvolvimento deste trabalho.

Aos colegas Aldomar, Camilo e Luciano, pela receptividade com que nos receberam em

Brasília.

Aos colegas do Ministério do Meio Ambiente pela compreensão e apoio nos momentos de

ausência e de intranqüilidade.

Aos amigos da minha terra natal, pela confiança e alegria; em especial aos meus amigos

Adriano, Bruno, Felipe, Gregório, Jonas, Rafaela, Rayanne, Sócrates e Sueldo.

vi

E, finalmente a minha família, meus pais Tilson e Célia pelo esforço na minha educação,

ao meu irmão que é um grande amigo e a toda a minha família pelo carinho, incentivo e

companheirismo, os quais foram fundamentais para a realização deste trabalho.

vii

RESUMO

AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ARGAMASSAS COM ADIÇÕES DE CINZA

DE CASCA DE ARROZ EM RELAÇÃO À CORROSÃO DE ARMADURAS EM

AMBIENTE CONTAMINADO COM ÍONS CLORETO

Autor: Tilson Baltazar da Costa Filho

Orientador: Profº. Dr. Antônio Alberto Nepomuceno

Programa de Pós-graduação em Estruturas e Construção Civil

Brasília, março de 2005

As estruturas de concreto armado quando sujeitas a corrosão das armaduras, diminuem a sua

vida útil, por ser este um mecanismo de deterioração que afeta significativamente a

durabilidade, prejudicando a estabilidade, funcionalidade e estética das estruturas.

As adições minerais, de maneira geral, têm sido adicionadas aos cimentos, concretos e

argamassas com o objetivo de resolver problemas ambientais, econômicos e tecnológicos.

Entre os problemas tecnológicos a serem resolvidos destaca-se a durabilidade das estruturas de

concreto armado, especialmente a proteção contra a corrosão de armaduras.

Entre essas adições minerais encontra-se a cinza de casca de arroz (CCA), que é um resíduo

industrial disponível em grande quantidade e sem finalidade definida, que pode substituir parte

do cimento, proporcionando a melhoria das características dos concretos fabricados com tais

resíduos. No entanto, na maioria da bibliografia analisada, especialmente a internacional, a

melhoria das características do concreto é alcançada quando a cinza de casca de arroz apresenta

a estrutura amorfa, que é obtida quando a queima da casca de arroz é feita em temperatura e

duração controladas. Contudo, como grande parte das cinzas, tanto no Brasil como em outras

partes do mundo são obtidas sem essas condições de controle a estrutura resultante é

predominantemente cristalina. Este material, no entanto, tem proporcionado bons resultados em

relação às resistências mecânicas quando finamente moído, conforme comprovam várias

pesquisas no Brasil, o que estimula a investigação de seu desempenho quanto à durabilidade,

especialmente em relação à proteção contra à corrosão.

Assim, a presente pesquisa propôs-se a investigar as alterações nos mecanismos de

despassivação e corrosão das armaduras decorrentes do uso das CCA’s amorfa (com controle

de temperatura) e cristalina (sem controle de temperatura) como adição mineral ao cimento, na

confecção de argamassas para diferentes relações a/agl e teores de substituição. A metodologia

utilizada, na qual se empregou a técnica eletroquímica de resistência de polarização (Rp) para

avaliar a corrosão das armaduras, permitiu avaliar comparativamente a capacidade de proteção

dos dois tipos de CCA’s estudadas contra a penetração de agentes agressivos às armaduras.

Com os resultados obtidos pode-se afirmar que a utilização de cimentos com substituição de

CCA cristalina, principalmente em teores normais de substituição (5 e 10%) na confecção de

concreto armado é viável, tendo em vista que todas as características e ensaios pesquisados das

argamassas (porosimetria, absorção capilar, absorção por imersão, intensidade de corrosão e

resistência à compressão) apresentaram resultados satisfatórios, quando comparadas às

argamassas de referência e com substituição de CCA amorfa. Os resultados também mostraram

que o seu desempenho é equivalente à utilização de cimentos com substituição de CCA amorfa

e superior às argamassas confeccionadas sem adição, apesar do aumento da absorção das

argamassas com adição de CCA’s.

viii

ABSTRACT

ANALYSIS OF THE PERFORMANCE OF CEMENT MORTARS WITH RICE

HUSK ASH ADMIXTURES IN RELATION TO THE CORROSION OF

REINFORCEMENT IN CHLORIDE ENVIROMENT

Author: Tilson Baltazar da Costa Filho

Supervisor: Antônio Alberto Nepomuceno

Programa de Pós-graduação em Estruturas e Construção Civil

Brasília, march of 2005

When subjected to corrosion, the durability of the steel in reinforced concrete structures is

greatly reduced. For this reason, the deterioration significantly affects the durability of the

concrete, damaging the stability, functionality and the structures esthetics.

The mineral additions, in general, can be added to the cements, concretes and mortars with

the purpose of solving environment, economics and technology problems. The durability of

reinforced concrete, especially the prevention against corrosion of the steel reinforcement, is

one of the technological problems that must be solved.

Among these minerals additions, rice husk ash can be found. This is an industrial residue

that is already available in large quantities and has no definite use, that can be proportionally

added to cement to improve the quality of concrete produced with these results. However, in

the majority of bibliographies that have been analyzed, the best results in making concrete

are achieved when rice husk ash shows amorphous structures, which are obtained when the

rice husk is burned in controlled conditions. A large part of the ash, in Brazil or even in

other parts of the world, are obtained without these controls, resulting structure

predominantly crystalline. This material, however, has shown good results in for the

mechanicals resistances when finally crushed, according to several tests in Brazil, what

encouraged the study of its development apposed to it durability, especially in relation to its

protection against corrosion.

So, the current research proposes investigate the alterations in the mechanisnis of corrosion

of the steel reinforcement proportionate by the use of amorphous (temperature controlled)

and crystalline (without temperature control) RHA as minerals additions to the cement in the

making of the mortar for different relations w/c and contents. The polarized resistance

method was used for evaluation the corrosion of the steel reinforcement, comparing the

capacity of protection of the two types of RHA studied, against the penetration of aggressive

agents in the mortar.

With these results, was confirmed the possibility to use cement with a RHA crystalline

substitute, mainly in normal contents (5 % and 10%) for making reinforced concrete. All

characteristics and researchs realized in the mortars (porosimerity, absortion, corrosion

intensity and compression resistance) shows satisfactory results when cornpared to the

reference mortars and with an amorphous RHA substitute. The results also show the

equivalent development of the cements with an amorphous and crystalline RHA substitute,

and the better quality mortar produced with crystalline RHA cements comparing with the

reference (without addition), even with the increase in the absortion of the mortar with RHA

addition.

ix

ÍNDICE

Capítulo Página

1 - APRESENTAÇÃO ............................................................................................................... 1

1.1 - IMPORTÂNCIA DO TEMA ......................................................................................... 1

1.2 - OBJETIVOS .................................................................................................................. 4

1.3 - ESTRUTURA DO TRABALHO ................................................................................... 4

2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .............................................................................................. 6

2.1 - DURABILIDADE DAS ESTRUTURAS DE CONCRETO ARMADO ...................... 6

2.1.1 - Conceito de Durabilidade ............................................................................................ 6

2.2.2 - Conceito de Vida Útil ................................................................................................. 7

2.2 - ESTRUTURA DO CONCRETO ................................................................................... 9

2.2.1 - Agregado ..................................................................................................................... 9

2.2.2 - Matriz (Pasta de Cimento) ........................................................................................ 10

2.2.2.1 - Cimento Portland ................................................................................................... 11

2.2.2.2 - Estrutura Porosa ..................................................................................................... 12

2.2.2.3 - Zona de Transição entre a Pasta e o Agregado ...................................................... 12

2.2.3 - Fase Aquosa .............................................................................................................. 13

2.3 - ADIÇÕES MINERAIS ................................................................................................ 14

2.3.1 - Cinza Volante ............................................................................................................ 15

2.3.2 - Escória Granulada de Alto Forno .............................................................................. 15

2.3.3 - Sílica Ativa ................................................................................................................ 15

2.4 - CINZA DE CASCA DE ARROZ ................................................................................ 16

2.4.1 - Introdução ................................................................................................................. 16

2.4.2 - Aspectos Gerais ......................................................................................................... 17

2.4.3 - Características da Cinza de Casca de Arroz .............................................................. 21

2.4.4 - Efeitos do Cimento com Adição de CCA na Estrutura do Concreto ........................ 26

2.4.4.1 - Efeito Fíler ............................................................................................................. 27

2.4.4.2 - Reações Pozolânicas .............................................................................................. 29

x

2.4.5 - Efeitos do Cimento com Adição de CCA nas Propriedades do Concreto ................ 35

2.5 - CORROSÃO DAS ARMADURAS ............................................................................ 45

2.5.1 - Fundamentos da Corrosão ......................................................................................... 45

2.5.2 - Passivação das Armaduras no Concreto Armado ..................................................... 49

2.5.3 - Natureza Eletroquímica da Corrosão de Armadura no Concreto .............................. 50

2.5.4 - Fatores que Controlam a Propagação da Corrosão ................................................... 51

2.5.5 - Técnicas para Avaliação da Corrosão ....................................................................... 53

2.5.5.1 - Técnicas Eletroquímicas ........................................................................................ 53

2.5.5.2 - Técnicas não Eletroquímicas.................................................................................. 58

2.6 - MECANISMOS DE TRANSPORTE .......................................................................... 58

2.6.1 - Absorção capilar........................................................................................................ 60

2.6.2 - Difusão de Cloretos na Fase Aquosa ........................................................................ 62

2.6.3 - Permeabilidade .......................................................................................................... 64

2.6.4 - Migração iônica ......................................................................................................... 66

2.7 - CORROSÃO POR CLORETOS ................................................................................. 67

2.7.1 - Fatores que influenciam a velocidade e profundidade de penetração de cloretos ..... 71

2.7.1.1 - Relação água/cimento ............................................................................................ 71

2.7.1.2 - Composição química do cimento ........................................................................... 71

2.7.1.3 - Temperatura ........................................................................................................... 72

2.7.1.4 - Fissuras ................................................................................................................... 73

2.7.1.5 - Carbonatação .......................................................................................................... 73

3 - PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ............................................................................. 74

3.1 - PROJETO DE PESQUISA .......................................................................................... 74

3.2 - MATERIAIS UTILIZADOS ........................................................................................ 76

3.2.1 -Cinza de casca de arroz .............................................................................................. 76

3.2.2 - Cimento ..................................................................................................................... 77

3.2.3 - Areia .......................................................................................................................... 77

3.2.4 - Sílica ativa ................................................................................................................. 79

3.2.5 - Armadura .................................................................................................................. 80

3.2.6 - Água .......................................................................................................................... 80

3.3 - DEFINIÇÃO DOS TRAÇOS E GRUPOS DE ENSAIOS .......................................... 80

xi

3.4 - CORPOS DE PROVA ................................................................................................. 83

3.4.1 - Corpos de prova para ensaios de corrosão ................................................................ 85

3.4.2 - Preparação das barras ................................................................................................ 86

3.4.3 - Moldagem e cura dos corpos de prova para ensaios de corrosão .............................. 87

3.4.4 - Moldagem e cura dos corpos de prova para ensaios complementares ...................... 89

3.5 - ENSAIO COM CLORETOS ....................................................................................... 89

3.5.1 - Processo .................................................................................................................... 90

3.5.2 - Medidas eletroquímicas dos corpos de prova submetidos a ensaios com cloretos ... 91

3.6 - ENSAIOS COMPLEMENTARES .............................................................................. 93

3.6.1 - Difusão de cloretos .................................................................................................... 94

3.6.2 - Porosimetria por intrusão de mercúrio ...................................................................... 96

3.6.3 - Absorção capilar........................................................................................................ 98

3.6.4 - Absorção por imersão ............................................................................................... 98

3.6.5 - Resistência à compressão .......................................................................................... 99

3.6.6 - Perda gravimétrica das barras ................................................................................... 99

4 - RESULTADOS ................................................................................................................. 101

4.1 - ENSAIOS DE CORROSÃO (MEDIDAS ELETROQUÍMICAS) ............................ 101

4.1.1 - Evolução da intensidade de corrosão (icorr) ............................................................. 102

4.1.2 - Evolução do potencial de corrosão (E) ................................................................... 110

4.1.3 - Evolução da resistência ôhmica .............................................................................. 118

4.2 - DIFUSÃO DE CLORETOS....................................................................................... 127

4.3 - POROSIDADE .......................................................................................................... 138

4.4 - RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO ........................................................................... 145

4.5 - ABSORÇÃO DE ÁGUA POR CAPILARIDADE .................................................... 146

4.6 - ABSORÇÃO DE ÁGUA POR IMERSÃO ............................................................... 148

4.7 - PERDA DE MASSA ELETROQUÍMICA X GRAVIMÉTRICA ............................ 149

5 -ANÁLISE DOS RESULTADOS ....................................................................................... 153

5.1 - METODOLOGIA ...................................................................................................... 153

5.2 - MICROESTRUTURA DAS ARGAMASSAS .......................................................... 155

xii

5.2.1 - Porosimetria ............................................................................................................ 155

5.2.2 - Absorção Capilar ..................................................................................................... 157

5.2.3 - Absorção por imersão ............................................................................................. 160

5.3 - INGRESSO DE CLORETOS .................................................................................... 161

5.4 - ENSAIO ACELERADO DE CORROSÃO POR CLORETOS ................................ 164

5.4.1 - Fase de iniciação e propagação ............................................................................... 164

5.4.2 - Potencial de corrosão e resistência ôhmica ............................................................. 165

5.4.3 - Intensidade de corrosão ........................................................................................... 166

5.4.4 - Efeito da espessura de cobrimento .......................................................................... 169

5.5 - RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO ........................................................................... 169

6 - CONCLUSÕES ................................................................................................................ 164

6.1 - CONSIDERAÇÕES ................................................................................................... 172

6.2 - CONCLUSÃO GERAL ............................................................................................. 173

6.3 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ..................................................... 174

7 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .............................................................................. 176

ANEXOS ................................................................................................................................ 187

ANEXO A - CÁLCULO DO CONSUMO DE CIMENTO ............................................... 188

ANEXO B - PROCEDIMENTOS DA ANÁLISE DE CONCENTRAÇÃO DE CLORETOS

PELO ELETRODO DE ÍONS SELETIVO ........................................................................ 192

ANEXO C - ABSORÇÃO DE ÁGUA POR CAPILARIDADE ....................................... 195

ANEXO D - ABSORÇÃO DE ÁGUA POR IMERSÃO .................................................. 197

ANEXO E - RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO .............................................................. 199

ANEXO F - CONCENTRAÇÃO DE CLORETOS (ENSAIO DE DIFUSÃO) ............... 200

xiii

LISTA DE FIGURAS

Figura Página

Figura 2.1- Representação esquemática do modelo de vida útil, modificado (Tuutti,

1982).. ................................................................................................................... 8

Figura 2.2- Produção mundial de arroz (FAO,2003). ............................................................. 18

Figura 2.3- Micrografia da CCA no microscópio eletrônico (a) 50x, (b) 200x e (c)

150x (Jauberthie et al., 2000) .............................................................................. 23

Figura 2.4- Microanálise da CCA (Jauberthie et al., 2000). .................................................... 23

Figura 2.5- Estrutura celular da casca de arroz (Coutinho, 2001) ........................................... 24

Figura 2.6- Esquema do efeito filler. ....................................................................................... 27

Figura 2.7- Esquema da reação pozolânica. ............................................................................ 30

Figura 2.8- Difração de raio X de pastas com relação a/c igual a 0,55, onde W0 é

uma pasta de cimento Portland e W3 é uma pasta com 30% de adição de

CCA (Yu et al., 1998) ......................................................................................... 31

Figura 2.9- Variação do pH e condutividade elétrica, com o passar do tempo, em

uma mistura de CCA em solução saturada de Ca(OH)2 (Yu et al., 1998) .......... 31

Figura 2.10- Teor de CH x Aglomerante, para relação a/agl 0,35 (Rêgo, 2004). ................... 32

Figura 2.11- Teor de CH x Aglomerante, para relação a/agl 0,50 (Rêgo, 2004). ................... 34

Figura 2.12- Variação do IAP com o tempo de moagem. (Santos, 1997 apud

Prudêncio, 2002). ................................................................................................ 37

Figura 2.13- Gráfico do teor de água combinada com os compostos de hidratação

dada em porcentagem (Zhang et al., 1996) ......................................................... 40

Figura 2.14- Resistência das argamassas contendo diferentes teores de CCA.

(Santos, 1997 apud Prudêncio, 2002). ................................................................ 42

Figura 2.15- Resistência à compressão x Idade, para a relação a/agl 0,35 (Rêgo,

2004). .................................................................................................................. 42

Figura 2.16- Resistência à compressão x Idade, para a relação a/agl 0,50 (Rêgo,

2004). .................................................................................................................. 43

Figura 2.17- Evolução de resistência de argamassas (15% de CCA) – F = Queima

em leito fluidizado sem controle de temperatura; G = Queima em

xiv

grelha, extração a seco; P = Queima em grelha, auxílio de ar

comprimido; R = Queima em grelha, extração úmida. (Santos, 1997). .............. 44

Figura 2.18- Estrutura da dupla camada elétrica (Cascudo, 1997). ......................................... 46

Figura 2.19- Esquematização da influência da forma das curvas de polarização na

velocidade de corrosão (Gentil, 1987). ............................................................... 48

Figura 2.20- Diagrama simplificado de Pourbaix, pH em função do potencial

eletroquímico do ferro, para 25 C (Andrade, 1992) .......................................... 48

Figura 2.21- Ilustração esquemática da corrosão da armadura no concreto. ........................... 51

Figura 2.22- Representação esquemática da interação entre o concreto e o ambiente

agressivo as armaduras (Nepomuceno, 1992). .................................................... 59

Figura 3.1- Esquema das variáveis em estudo. ........................................................................ 75

Figura 3.2- Curva granulométrica da areia utilizada. .............................................................. 78

Figura 3.3- Vista em três dimensões do cp prismático (Pessôa, 2002). .................................. 85

Figura 3.4- Cortes transversal (a) e longitudinal (b) do cp prismático (Pessôa, 2002). .......... 85

Figura 3.5- Esquema da delimitação da área exposta ao ataque na barra, unidades em

cm (Pessôa, 2002). .............................................................................................. 86

Figura 4.1- Evoluções das intensidades de corrosão para as barras com 10mm de

cobrimento dos grupos de ensaios com cloretos com 5% de adição, para

a/c=0,35. ............................................................................................................ 102



a/c=0,50. ............................................................................................................ 103



a/c=0,35. ............................................................................................................ 103



a/c=0,50. ............................................................................................................ 104


cobrimento dos grupos de ensaios com cloretos com 10% de adição,

para a/c=0,35. .................................................................................................... 105

xv



para a/c=0,50. .................................................................................................... 105



para a/c=0,35. .................................................................................................... 106



para a/c=0,50. .................................................................................................... 106



para a/c=0,35. .................................................................................................... 107



para a/c=0,50. .................................................................................................... 108



para a/c=0,35. .................................................................................................... 108



para a/c=0,50. .................................................................................................... 109

Figura 4.13- Evoluções dos potenciais de corrosão para as barras com 10mm de


a/c=0,35. ............................................................................................................ 111



a/c=0,50. ............................................................................................................ 111



a/c=0,35. ............................................................................................................ 112



a/c=0,50. ............................................................................................................ 112

xvi



para a/c=0,35. .................................................................................................... 113



para a/c=0,50. .................................................................................................... 114



para a/c=0,35. .................................................................................................... 114



para a/c=0,50. .................................................................................................... 115



para a/c=0,35. .................................................................................................... 116



para a/c=0,50. .................................................................................................... 116



para a/c=0,35. .................................................................................................... 117



para a/c=0,50. .................................................................................................... 117

Figura 4.25- Evoluções das resistências ôhmicas para as barras com 10mm de


a/c=0,35. ............................................................................................................ 119



a/c=0,50. ............................................................................................................ 119



a/c=0,35. ............................................................................................................ 120

xvii



a/c=0,50. ............................................................................................................ 120



para a/c=0,35. .................................................................................................... 121



para a/c=0,50. .................................................................................................... 121



para a/c=0,35. .................................................................................................... 122



para a/c=0,50. .................................................................................................... 122



para a/c=0,35. .................................................................................................... 123



para a/c=0,50. .................................................................................................... 124



para a/c=0,35 ..................................................................................................... 124



para a/c=0,50. .................................................................................................... 125

Figura 4.37- Tempo de despassivação das barras de aço inseridas nos corpos-de-

prova dos grupos de ensaio com cobrimento de 10mm. ................................... 126

Figura 4.38: Tempo de despassivação das barras de aço inseridas nos corpos-de-

prova dos grupos de ensaio com cobrimento de 20mm. ................................... 127

xviii

Figura 4.39- Evolução da intensidade de corrente em função do tempo para as

argamassas selecionadas com teor de substituição de 5% e relação a/c

de 0,50. .............................................................................................................. 128



de 0,50. .............................................................................................................. 129



de 0,50. .............................................................................................................. 129

Figura 4.42- Evolução da concentração de cloretos na célula positiva em função do

tempo para as argamassas selecionadas com teor de substituição de 5%

e relação a/c de 0,50. ......................................................................................... 131



e relação a/c de 0,50. ......................................................................................... 131



e relação a/c de 0,50. ......................................................................................... 132



de 0,35. .............................................................................................................. 133



de 0,35. .............................................................................................................. 133



de 0,35. .............................................................................................................. 134



e relação a/c de 0,35. ......................................................................................... 135



e relação a/c de 0,35. ......................................................................................... 135

xix



e relação a/c de 0,35. ......................................................................................... 136

Figura 4.51- Coeficientes de difusão das argamassas estudadas. .......................................... 137

Figura 4.52- Porosidade acumulada em função das dimensões dos poros para as


de 0,35. .............................................................................................................. 138



de 0,35. .............................................................................................................. 139



de 0,35. .............................................................................................................. 139

Figura 4.55- Porosidade incremental em função das dimensões dos poros para as


de 0,35. .............................................................................................................. 140



de 0,35. .............................................................................................................. 140



de 0,35. .............................................................................................................. 141



de 0,50. .............................................................................................................. 142



de 0,50. .............................................................................................................. 142



de 0,50. .............................................................................................................. 143

xx



de 0,50. .............................................................................................................. 143



de 0,50. .............................................................................................................. 144



de 0,50. .............................................................................................................. 144

Figura 4.64- Resistência à compressão das argamassas aos 28 dias de idade, para as

argamassas selecionadas. .................................................................................. 145

Figura 4.65- Absorção de água por capilaridade em função do tempo das argamassas

selecionadas, para a relação a/c 0,35. ................................................................ 146

Figura 4.66- Absorção de água por capilaridade em função do tempo das argamassas

selecionadas, para a relação a/c 0,50. ................................................................ 147

Figura 4.67- Absorção por imersão dos traços selecionados, com 7 dias de cura

úmida, após esse período, mantidos em ambiente de laboratório. .................... 148

Figura 4.68- Perda eletroquímica x gravimétrica dos corpos de prova com a/c=0,35 e

cobrimento de 10mm. ....................................................................................... 149


cobrimento de 10mm. ....................................................................................... 150


cobrimento de 20mm. ....................................................................................... 151


cobrimento de 20mm. ....................................................................................... 152

xxi

LISTA DE TABELAS

Tabela Página

Tabela 2.1 – Composição química da CCA em % segund diversos autores (Silveira,

1996, apud Rêgo, 2001) ...................................................................................... 22

Tabela 2.2- Relação C/S média e desvio padrão das pastas de aglomerantes (Rêgo,

2004) ................................................................................................................... 35

Tabela 2.3- Variação da atividade pozolânica da CCA cristalina e amorfa com

variação do tempo de moagem (Rêgo, 2004) ...................................................... 38

Tabela 2.4- Resultado de resistência à compressão axial em índices de resistência

aos 28 e 91 dias ................................................................................................... 41

Tabela 3.1- Resultados do ensaios de caracterização das CCA’s amorfa e cristalina ............. 76

Tabela 3.2- Resultados do ensaios de caracterização dos cimentos CPI. ................................ 77

Tabela 3.3- Caracterização da areia utilizada. ......................................................................... 78

Tabela 3.4- Caracterização da sílica ativa utilizada. ............................................................... 79

Tabela 3.5- Denominação e definição dos grupos utilizados nos ensaios. .............................. 82

Tabela 3.6- Número de corpos de prova utilizados em cada ensaio. ...................................... 83

Tabela 3.7- Etapas do ensaio cíclico. ...................................................................................... 90

xxii

LISTA DE FOTOS

Foto Página

Foto 3.1- Tipos de corpos-de-prova utilizados no procedimento experimental: (a)

Ensaio de difusão de cloretos; (b) Ensaios de absorção e resistência à

compressão; (c) Ensaio de corrosão . .................................................................. 84

Foto 3.2: Forma para moldagem dos corpos-de-prova utilizados no ensaio de

corrosão por cloretos. .......................................................................................... 84

Foto 3.3- Delimitação da área de exposição da barra. ............................................................. 87

Foto 3.4 (a)- Recipiente com solução de NaCl à metade da altura dos cp’s ........................... 91

Foto 3.4 (b)- Corpo-de-prova com linha de molhagem pouco acima da metade do cp .......... 91

Foto 3.5 (a)- Aparato utilizado nos ensaios de corrosão. ........................................................ 92

Foto 3.5 (b)- Tela do software utilizado para tratamento dos dados. ...................................... 92

Foto 3.6- Célula eletroquímica constituída pelo cp prismático, os eletrodos de

referência e o contra eletrodo, com o potenciostato ao fundo. ............................ 93

Foto 3.7- Aparato composto de duas células, uma positiva e outra negativa. ......................... 95

xxiii

LISTA DE SÍMBOLOS

A ....................Área de exposição da armadura

a/c...................Água/cimento

a/agl ..............Água/aglomerante

Al2O3 ..............Óxido de alumínio

B.....................Constante dependente de ba e bc

ba ...................Tangente anódica de Tafel

bc ...................Tangente catódica de Tafel

C ....................Concentração de íons na solução

C-S-H .............Gel amorfo coloidal

C3A ................Aluminato tricálcico

C3S .................Silicato tricálcico

C4AF ..............Ferro aluminato cálcio

Ca(OH)2 .........Hidróxido de cálcio

CaCl2 ..............Cloreto de cálcio

CaCO3 ............Carbonato de cálcio

CaSO4 ............Sulfato de cálcio

CH ..................Hidróxido de cálcio

Cl- ..................Cloreto

CO2 ................Dióxido de carbono

D ....................Coeficiente efetivo de difusão

E .....................Potencial de eletrodo de equilíbrio

Ecorr ................Potencial de corrosão

E0 ...................Potencial de eletrodo de equilíbrio padrão

F .....................Constante de Faraday (C)

Fe2O3 ..............Óxido de ferro

h .....................Altura ou penetração de água no capilar

H2O ................Água

H2SO4 ............Ácido sulfúrico

Hg ..................Mercúrio

icorr ..................Intensidade de corrosão

xxiv

It .....................Intensidade de corrosão total

J ......................Fluxo de íons

l ......................Comprimento da armadura

m ....................Massa da armadura

NaCl ...............Cloreto de sódio

O2 ...................Oxigênio

OH-.................Íon hidroxila

Pelet .................Perda de massa eletroquímica

r ......................Raio do capilar

R ....................Constante universal dos gases (J/k.mol)

Rohm ................Resistência ôhmica

Rp ..................Resitência de polarização

SiO2 ................Óxido de silício

T .....................Tempo considerado

UR ..................Umidade relativa

X ....................Profundidade considerada

z ....................Número de elétrons envolvidos no processo eletroquímico

E ..................Variação de potencial

I ...................Variação de corrente

.....................Tensão superficial

......................Massa específica da água

- 1 -

1.0. APRESENTAÇÃO

1.1. IMPORTÂNCIA DO TEMA

O desenvolvimento das potencialidades dos materiais alternativos tem se constituído em

um dos pilares básicos para a consolidação da tecnologia moderna. Esse novo

posicionamento está relacionado a uma exigência da sociedade que recentemente mostra-se

preocupada com a sustentabilidade dos processos de produção.

A indústria da construção civil possui um grande potencial para se inserir nesse processo,

devendo sentir-se responsável pela procura de soluções dentro do seu próprio processo

produtivo.

A incessante busca por materiais mais sustentáveis de construção tem levado os

pesquisadores a utilizarem resíduos agrícolas e industriais como importante fonte de

recursos opcionais. Todavia, a viabilidade de aproveitamento desses resíduos está ligada à

determinada conjuntura econômica onde predomine a escassez de materiais convencionais

de construção aliada ao elevado custo de sua aquisição. Além disso, a utilização desses

resíduos pode provocar a melhora nas propriedades tecnológicas dos componentes onde os

mesmos vem sendo utilizados.

Nesse contexto, apresenta-se a casca de arroz, que é a carapaça produzida durante a

operação de beneficiamento do arroz colhido. Cada tonelada de arroz em casca produz ao

redor de 200 kg de casca, o que por combustão produz 40 kg de cinza. A casca de arroz

tem sido utilizada para geração de energia nas usinas termoelétricas, e como combustível

para a própria secagem ou parboilização do arroz. No processo para obtenção desta energia

a casca é queimada gerando a cinza como resíduo. Conforme a NBR 10.004 - Resíduos

Sólidos a casca de arroz, da ABNT (Associação Brasileira de Normas Técnicas) a casca de

arroz pode ser considerada um resíduo industrial de classe II, ou seja, não inerte e não

perigoso à saúde humana e ao meio ambiente. O problema é que, quando incinerada em

ambiente fechado (caldeiras e fornos, por exemplo), resulta em cinzas que são tóxicas e

prejudiciais ao homem. Outro destino comum da casca é o descarte em lavouras e fundos

de rios, liberando gás metano - prejudicial à camada de ozônio - ao se decompor.

- 2 -

Várias pesquisas no Brasil e no mundo vêm demonstrando o grande potencial que a cinza

da casca de arroz (CCA) tem para ser utilizada como adição ao cimento, trazendo uma

série de vantagens para o concreto feito com tal adição, bem como dando um destino

adequado a CCA, que muitas vezes é jogada de modo inadequado no meio ambiente

proporcionando graves problemas ambientais. Ressalta-se ainda que a cinza também pode

ser incorporada no concreto usinado e pode ser utilizada na indústria de pré-moldados de

cimento com a finalidade melhorar alguns aspectos das peças. Para a incorporação da CCA

no concreto moldado “in loco” o processo mostra-se mais complicado, já que a exposição

diária e contínua do corpo humano a CCA pode resultar em grandes problemas à saúde, e

sabe-se que este processo de moldagem normalmente não possui controle rigoroso.

Normalmente essas pesquisas têm sido realizadas com cinzas da casca de arroz obtidas

com temperatura e duração de queima controlada, pois acredita-se que estas têm boas

características para utilização em concretos, devido sua estrutura ser predominantemente

amorfa. Por isso, existem poucas pesquisas com o objetivo de avaliar a CCA dita sem

controle de temperatura, cuja estrutura é predominantemente cristalina.

Nas indústrias de beneficiamento do arroz, na maioria das vezes a casca de arroz é

queimada a céu aberto ou utilizada como combustível em fornalhas para a própria secagem

ou parboilização do arroz. Devido à ausência de controle desse processo de queima, diz-se

que a CCA produzida é obtida sem controle de temperatura, sendo considerada um resíduo,

constituindo um problema sua adequada destinação.

Esses dois tipos de cinza, amorfa e cristalina, são os materiais básicos da presente

pesquisa, que visa analisar suas influências na corrosão de armaduras em ambiente

contaminados por íons cloreto, quando adicionadas em argamassas em substituição a parte

do cimento. Com isso, procura-se contribuir para viabilizar a transformação desse resíduo

em um subproduto adequado para emprego na construção civil e reduzir o risco de

corrosão das armaduras do concreto armado.

A corrosão de armaduras em estruturas de concreto constitui um dos problemas de maior

exponência no contexto da Patologia das Construções. É ampla a mobilização de vários

segmentos da engenharia civil no sentido de combater este fenômeno tão danoso e que

- 3 -

tantos prejuízos econômicos traz para a sociedade de uma forma geral. As estruturas de

concreto armado quando sujeitas a corrosão das armaduras, diminuem a sua vida útil, por

ser este um mecanismo de deterioração que afeta significativamente a durabilidade,

ocasionando conseqüências negativas para a estabilidade, funcionalidade e estética das

estruturas. O fenômeno da corrosão das armaduras causa a deterioração do aço imerso no

concreto pela transformação do metal em óxido, acompanhada da expansão volumétrica,

gerando tensões significativas. Sérios danos causados pela corrosão das armaduras do

concreto manifestam-se sob a forma fissuras, destacamento do cobrimento, manchas, perda

de aderência e redução de seção da armadura.

As adições minerais, de maneira geral, têm sido adicionadas aos cimentos, concretos e

argamassas com o objetivo de resolver problemas ambientais, econômicos e tecnológicos.

Entre os problemas tecnológicos a serem resolvidos destaca-se a durabilidade das

estruturas de concreto. Nesse sentido, as adições minerais têm contribuindo

satisfatoriamente pelas mudanças microestruturais que estas proporcionam ao concreto.

Em termos gerais, o aumento da durabilidade é função do efeito físico das adições, no

sentido de refinamento da porosidade, aumento da resistividade elétrica, diminuição dos

coeficientes de permeabilidade e absorção de água. Assim, é importante compreender o

comportamento da cinza de casca de arroz, tanto amorfa quanto cristalina, para proteção

das armaduras em ambiente contaminado por íons cloreto.

Ressalta-se ainda que a CCA amorfa apresenta muitas semelhanças com a sílica ativa,

embora sua forma seja fina e irregular diferentemente da forma esférica da sílica ativa.

Ambas possuem alto conteúdo de sílica amorfa, área superficial elevada e diâmetro médio

das partículas pequeno. Conforme será visto no capítulo 2, diversos pesquisadores

constataram que a CCA amorfa pode ser utilizada de maneira eficiente na confecção de

concretos de elevado desempenho, com a substituição da sílica ativa pela CCA amorfa.

É importante citar ainda que a presente pesquisa está inserida dentro de um projeto maior

de parceria entre a Agência Nacional de Energia Elétrica (ANEEL), FURNAS Centrais

Elétricas S.A. e a Universidade de Brasília (UnB), visando analisar os tipos de CCA e sua

adição ao cimento. Na Universidade de Brasília a presente pesquisa está inserida na linha

de pesquisa “Sistemas Construtivos e Desempenho de Materiais e Componentes” do

Programa de Pós-Graduação em Estruturas e Construção Civil, do Departamento de

- 4 -

Engenharia Civil e Ambiental, onde várias dissertações de mestrado e teses de doutorado já

foram defendidas, entre as quais: Monteiro (1996); Guimarães (1997); Lopes (1999);

Pessoa (2002); Neves (2005); etc. Deve-se destacar a tese de doutorado de Rêgo (2004),

que abordou aspectos da microestrutura de pastas de cimento e argamassas com adições de

cinza de casca de arroz amorfa e cristalina.

1.2. OBJETIVOS

O objetivo geral da presente pesquisa é avaliar a influência da adição de dois tipos de

CCA, uma com controle da temperatura de queima (predominantemente amorfa) e outra

sem controle (predominantemente cristalina), na corrosão das armaduras embutidas nas

argamassas com adições, submetidas a um ambiente contaminado com íons cloreto.

Como objetivos específicos o presente trabalho avaliará:

A influência do teor de substituição dos dois tipos de CCA na intensidade de

corrosão das armaduras;

O coeficiente de difusão de cloretos em argamassas com adições dos dois tipos de

CCA;

A influência da adição e do teor de substituição dos dois tipos de CCA na

resistência à compressão;

A relevância da relação água/cimento na corrosão das armaduras em argamassas

com adições dos dois tipos de CCA;

A importância da espessura de cobrimento das armaduras na corrosão destas em

argamassas com adições dos dois tipos de CCA.

1.3. ESTRUTURA DO TRABALHO

A presente dissertação de mestrado está estruturada em sete capítulos, sendo sua

apresentação feita seguindo uma seqüência lógica, estando assim dividida:

No presente capítulo são apresentados a importância do tema, os objetivos e a estruturação

do trabalho.

- 5 -

O capítulo 2 compreende a abordagem de temas julgados importantes para um completo

entendimento deste trabalho. Apresentam-se inicialmente conceitos de durabilidade, já que

problemas patológicos, como corrosão de armaduras, podem reduzir a vida útil de uma

estrutura. Em seguida, são apresentados os aspectos da microestrutura do concreto e as

adições minerais ao cimento. Após isto, realiza-se uma breve explanação sobre a cinza da

casca de arroz, assim como as maneiras como esta pode influenciar a s propriedades do

concreto. Enfoca-se então a corrosão das armaduras, seus aspectos conceituais e as técnicas

para avaliação de corrosão. Aborda-se ainda os mecanismos de transporte tais como:

absorção capilar, difusão, permeabilidade e migração iônica. Em seguida, descreve-se a

iniciação da corrosão pelos íons cloretos.

O procedimento experimental é abordado no capítulo 3. Apresenta-se a caracterização dos

materiais, a definição das séries de ensaios e a confecção dos corpos de prova. Aborda-se

principalmente as metodologia dos ensaios de corrosão acelerada com cloretos. E por fim,

são apresentados os ensaios complementares destinados aos estudos de propriedades

específicas dos materiais.

No capítulo 4 são mostrados os resultados obtidos nos ensaios de corrosão e nos ensaios

complementares, seguindo uma seqüência similar à abordada no capítulo 3. Ainda é

incluída a perda gravimétrica, que comparada com as técnicas eletroquímicas serve como

avaliação da precisão da metodologia aplicada.

A discussão dos resultados é apresentada no capítulo 5. Aborda-se inicialmente a

influência da estrutura física nos resultados e posteriormente analisam-se os resultados

encontrados nos ensaios de corrosão acelerada.

No capítulo 6 estão as conclusões finais baseadas e fundamentadas no presente trabalho e

as sugestões resultantes da pesquisa que deverão ser objetos de pesquisas futuras. E no

capítulo 7 encontram-se as referências bibliográficas utilizadas nesta pesquisa.

- 6 -

2.0. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1. DURABILIDADE DAS ESTRUTURAS DE CONCRETO ARMADO

2.1.1. Conceito de Durabilidade

No início da utilização do concreto armado como material estrutural pensava-se que este

era eternamente durável devido à proteção química e a barreira física que o concreto

confere ao aço. Contudo a interação do concreto armado com o meio ambiente provoca a

deterioração das estruturas, sendo crescente o número destas estruturas que apresentam

problemas de degradação. Ao longo da vida da estrutura o concreto pode sofrer ataques de

agentes agressivos que o afetarão negativamente ou permitirá a diminuição de sua proteção

ao aço.

O FIP – CEB, Comite Euro- international du Beton, (1997) considera que durabilidade é a

capacidade da estrutura oferecer um desempenho requerido durante um período desejado

de vida útil de acordo com a influência dos fatores de degradação. A NBR 6118 (2003)

define durabilidade como a capacidade da estrutura resistir às influências ambientais

previstas. As estruturas de concreto devem ser projetadas e construídas de modo que, sob

as condições ambientais previstas e quando utilizadas conforme preconizado em projeto,

conservem sua segurança, estabilidade e aptidão em serviço durante o período

correspondente à sua vida útil.

A interação das estruturas de concreto armado com o meio ambiente se dá em função dos

mecanismos de transporte de agentes agressivos e das características químicas do concreto,

que dependem principalmente da composição do cimento e adições. Estes aspectos

permitirão uma maior ou menor capacidade de interação da estrutura com os agentes

agressivos presentes no meio ambiente.

Até recentemente, o principal interesse da construção civil sobre as estruturas de concreto

armado eram as propriedades mecânicas do concreto. Atualmente, tem havido mudança

neste comportamento, na medida em que se constata que as propriedades mecânicas não

são os únicos parâmetros de avaliação da durabilidade das estruturas de concreto. Com

- 7 -

isso, os fatores relacionados com a durabilidade vem sendo levados em consideração nas

etapas de projeto, execução e utilização de uma estrutura tão cuidadosamente quanto

outros aspectos tais como: estabilidade estrutural, funcionalidade e estética. Esta mudança

de comportamento se reflete na inserção na nova NBR 6118 (2003), que entrou em vigor

em março de 2004, dos conceitos de durabilidade e vida útil.

2.1.2. Conceito de Vida Útil

Existe uma proximidade entre os conceitos de vida útil e durabilidade que às vezes leva à

utilização equivocada dos termos. Pode-se considerar que a vida útil é a quantificação da

durabilidade que se supõe ser apenas uma qualidade da estrutura. A NBR 6118 (2003), em

seus comentários, preceitua que a vida útil pode também ser entendida como o período de

tempo durante o qual a estrutura é capaz de desempenhar bem as funções para as quais foi

projetada. Do mesmo texto, pode-se supor três vidas úteis possíveis: de projeto, de serviço

e total.

Considerando que o concreto tem sua durabilidade limitada, é importante que as estruturas

sejam projetadas para determinada vida útil. O CEB (1989) define como vida útil, o tempo

em que a estrutura se mantém dentro de um limite mínimo de comportamento em serviço

para qual foi projetada, sem elevados custos de manutenção e reparação.

Mehta & Monteiro (1994), admitem que um material atingiu o fim da sua vida útil quando

as suas propriedades, sob dadas condições de utilização, deterioram a um tal ponto que a

continuação do uso deste material é considerada como insegura ou antieconômica.

Segundo a NBR 6118 (2003), entende-se por vida útil de projeto, o período de tempo

durante o qual se mantêm as características das estruturas de concreto sem exigir medidas

extras de manutenção e reparo, isto é, é após esse período que começa a efetiva

deterioração da estrutura, com o aparecimento de sinais visíveis como: produtos de

corrosão da armadura, desagregação do concreto, fissuras, etc.

Um outro conceito sobre vida útil, que é citado por vários autores (Andrade, 1992;

Nepomuceno, 1992; Bauer, 1995; Monteiro, 1996; Cascudo, 1997; Lopes, 1999; Pessoa,

2002; entre outros), foi dado por Tuutti (1982), que introduziu um modelo teórico de vida

- 8 -

em serviço, aplicada a corrosão de armaduras, e que hoje já foi estendido a outros tipos de

deterioração das estruturas. A Figura 2.1 representa esquematicamente o seu modelo, que

é dividido em duas etapas distintas.

Figura 2.1: Representação esquemática do modelo de vida útil, modificado (Tuutti, 1982).

A primeira etapa chamada de “iniciação” é o período em que os agentes agressivos, que

provocam a corrosão das armaduras, o dióxido de carbono e o cloreto, penetram desde o

exterior avançando progressivamente até a armadura e quando alcançam um teor crítico

provocam o rompimento de sua película protetora. A duração da fase de iniciação é

controlada pelos mecanismos de entrada dos agentes agressivos, principalmente a

permeabilidade, a difusão e absorção capilar. Helene (1993), considera que a duração da

fase de iniciação corresponde à estimativa da vida útil de projeto da estrutura quanto à

corrosão.

A partir do momento em que os agentes agressivos atingem a armadura e a despassiva,

começa o processo de corrosão, que depende do conteúdo de umidade e oxigênio, e tem

início a etapa de “propagação”, na qual a armadura perde seção transversal e,

consequentemente, a sua capacidade portante. Segundo Tuuti (1982), depois de iniciado o

processo de corrosão no período de propagação, os fatores que determinam a intensidade

de corrosão determinarão a duração deste período. Alguns fatores que influenciam a taxa

de corrosão são: o conteúdo de umidade do concreto influenciado por meio da umidade

- 9 -

relativa, o teor de oxigênio, a temperatura, a composição química da solução aquosa dos

poros em volta da armadura e a porosidade do concreto (Pessôa, 2002).

2.2. ESTRUTURA DO CONCRETO

O concreto de cimento portland é um material poroso, com uma estrutura bastante

heterogênea e complexa. Analisando sua macroestrutura identificam-se dois constituintes

principais: a pasta de cimento endurecida e as partículas de agregado. Entretanto, ao

analisar sua microestrutura com o auxílio de um microscópio, distingue-se que a pasta de

cimento em contato com o agregado graúdo possui características diferentes do restante da

pasta, podendo ser considerada mais uma componente do concreto.

Cada uma das fases é de natureza multifásica. Toda partícula de agregado pode conter

vários minerais, além de microfissuras e vazios. Analogamente, tanto a matriz da pasta

como a zona de transição contém geralmente uma distribuição heterogênea de diferentes

tipos e quantidades de fases sólidas, poros e microfissuras, acrescentando-se ainda o fato

de estarem sujeitas a modificações com o tempo, umidade ambiente e temperatura (Mehta

& Monteiro, 1994). Ressalta-se ainda que a água presente nos poros da pasta de cimento

também pode ser considerada uma outra fase do concreto.

A durabilidade do concreto está intimamente relacionada com sua microestrutura, sendo

que o conhecimento desta permite uma melhor caracterização de cada const ituinte e de seu

relacionamento com os demais. Desta forma, identificam-se mecanismos responsáveis pela

resistência, estabilidade dimensional e durabilidade das misturas, permitindo que se atue de

maneira a melhorar as características dos concretos.

2.2.1. Agregado

A fase agregado é a principal responsável pela massa unitária, módulo de elasticidade e

estabilidade dimensional do concreto. Desta forma as características mais importantes de

um agregado são sua massa específica, textura, granulometria, resistência à abrasão e

sanidade. A composição química da rocha matriz, quando não são detectados elementos

reativos com o cimento ou meio ambiente, é menos importante que suas características

físicas.

- 10 -

A forma do agregado, caracterizada pela granulometria e textura, também influi, embora

de maneira menos significativa nas propriedades do concreto. Agregados com grande

diâmetro característico ou de forma lamelar facilitam a formação de um filme de água

junto às paredes do agregado (exsudação interna), enfraquecendo sua ligação com a pasta.

Diâmetros máximos menores aumentam a superfície de contato entre o agregado e a pasta

de cimento, reduzindo as tensões de aderência, aumentando a resistência do concreto.

Agregados com grande diâmetro máximo possuem também maior probabilidade de conter

vazios e microfissuras internas. Agregados com textura lisa, como os seixos rolados

tendem também a ter uma ligação mais fraca com a pasta. A distribuição granulométrica

do agregado influencia o empacotamento dos grãos e, como resultado pode alterar a fração

volumétrica de agregado a ser incorporada em uma mistura de concreto (Dal Molin, 1995).

Deve-se notar que a resistência requerida do agregado deve ser consideravelmente superior

a resistência normal do concreto, pois as tensões reais nos pontos de contato das partículas

individuais com o concreto podem ser bem maior que a tensão nominal de compressão

aplicada (Neville, 1988).

O agregado deve também estar isento de substâncias deletérias como os cloretos. A

presença destas substâncias pode alterar a resistência do concreto armado e sua

durabilidade. Deve-se também ater a possíveis reações álcali-agregado que podem

deteriorar (desagregar) completamente o concreto.

2.2.2. Matriz (Pasta de Cimento)

É conhecida como matriz a pasta de cimento que envolve os grãos de areia e o agregado

graúdo. Ela é constituída por diferentes tipos de compostos hidratados do cimento. Os mais

importantes são os silicatos hidratados C-S-H que podem parecer com estruturas fibrosas,

o hidróxido de cálcio Ca(OH)2 que cristaliza em grandes placas hexagonais superpostas e a

etringita, que cristaliza no início da pega na forma de agulhas. A porosidade da pasta de

cimento portland é decomposta em dois tipos de vazios: poros entre os cristais C-S-H, de

alguns nanômetros de comprimento; e poros capilares entre os compostos hidratados,

bolhas e fissuras, com tamanho variando entre 100nm e alguns milímetros.

- 11 -

A matriz é constituída pela zona de transição existente entre os agregados e a pasta (3ª

fase), e pela pasta de cimento propriamente dita.

De maneira a caracterizar a argamassa que preenche os vazios entre o agregado graúdo,

será analisado em primeiro lugar o cimento portland. Em seguida se analisará a estrutura

porosa da pasta de cimento que fica na zona de transição e a que não está em contato

próxima com o agregado.

2.2.2.1. Cimento Portland

O cimento portland é definido como um aglomerante hidráulico produzido pela moagem

do clínquer, que consiste essencialmente de silicatos de cálcio hidráulicos, usualmente com

uma ou mais formas de sulfato de cálcio como um produto de adição. Os clínqueres são

nódulos de 5 a 25 mm de diâmetro de um material sintetizado, produzido quando uma

mistura de matérias primas de composição pré-determinada é aquecida a altas temperaturas

(Mehta & Monteiro, 1994).

O cimento é constituído de quatro compostos básicos (C3S, C2S, C3A, C4AF), que

caracterizam a pasta de cimento endurecida, os quais ao hidratarem vão produzir os

hidratos responsáveis pela resistência e durabilidade dos concretos e argamassas, sendo

estes:

C-S-H: que representa 50 a 60% do volume de sólidos em uma pasta de cimento

portland completamente hidratada. São estes compostos os responsáveis pela

resistência da pasta e esforços mecânicos.

Ca(OH)2: que ocupa 20 a 25% do volume de sólidos da pasta. O hidróxido de

cálcio contribui pouco para a resistência da pasta de cimento endurecida e em

virtude de sua baixa superfície específica, que lhe confere um baixo poder de

adesão, é facilmente carreado pela água. Aparentemente, o único aspecto positivo

da presença do hidróxido de cálcio é a alcalinidade conferida ao meio, responsável

pela passivação das armaduras (Dal Molin, 1995).

Sulfoaluminatos de cálcio: ocupam de 15 a 20% do volume de sólidos da pasta

hidratada. Os principais compostos são a etringita e o monossulfato de cálcio.

- 12 -

Grãos de clínquer não hidratado: podem ser encontrados na microestrutura de

pastas de cimento hidratado mesmo após um longo período de hidratação.

2.2.2.2. Estrutura Porosa

A estrutura dos poros da pasta de cimento influencia diversas propriedades do concreto tais

como: resistência mecânica, permeabilidade, absorção capilar, difusão iônica, com

conseqüências para a durabilidade.

A porosidade da pasta de cimento hidratada distribui-se da seguinte forma (Mehta &

Monteiro, 1994):

Espaço interlamelar no C-S-H – vazios muito pequenos (com largura entre 5 e

25Å), que não influem na resistência da pasta;

Vazios capilares – representam o espaço não preenchido pelos componentes sólidos

da hidratação da pasta, sendo o volume e o tamanho dos capilares determinado pela

distância inicial entre as partículas de cimento anidro na pasta de cimento recém-

misturada e o grau de hidratação do cimento.

Poros de ar incorporado: possuem forma esférica, com dimensões superiores aos

vazios capilares. Podem ser decorrentes de uma má vibração do concreto ou terem

sido intencionalmente incorporados. Devido a suas grandes dimensões reduzem

bastante a resistência do concreto e aumentam a permeabilidade.

A caracterização do sistema poroso da pasta geralmente é feita a partir da porosidade, da

distribuição do tamanho e volume dos poros e do tamanho médio de poros, geralmente

obtidos a partir de técnicas de porosimetria de Hg e de adsorção de N2 (Uchikawa, 1986).

Uchikawa (1986) considera ainda que poros maiores do que 100 nm são contínuos

enquanto que poros menores do que este valor são provavelmente descontínuos.

2.2.2.3. Zona de Transição entre a Pasta e o Agregado

Como já exposto anteriormente, a zona de transição é a porção da pasta de cimento em

contato com o agregado graúdo. Normalmente ela apresenta características diferentes do

- 13 -

restante da pasta. A espessura e as características desta zona variam conforme os

componentes da pasta e do agregado graúdo.

A zona de transição é caracterizada por ser uma região com maior porosidade e

heterogeneidade do que o restante da pasta. Esta porosidade é decorrente da elevação da

relação água/cimento na mistura em decorrência do filme de água que se forma em torno

do agregado graúdo. Nesta região estão depositados os compostos hidratados de maior

tamanho e menores resistências como a etringita e o hidróxido de cálcio.

Para o concreto convencional a espessura da zona de transição é de aproximadamente

50μm (Mehta & Monteiro, 1994). A zona de transição é também considerada o elo fraco

do conjunto, estando sujeita a microfissuração muito facilmente, com pequenos acréscimos

de carregamento, variações de volume e umidade.

2.2.3. Fase Aquosa

Dependendo da umidade ambiente e da sua porosidade, a pasta de cimento é capaz de reter

uma grande quantidade de água. A água pode estar presente na pasta de várias formas e,

pode ser classificada de acordo com o grau de dificuldade ou facilidade com o qual, ela

pode ser removida (Mehta & Monteiro, 1994):

Água capilar: água que está presente nos poros maiores que 50Å. Pode ser descrita

como o volume de água que está livre da influência das forças de atração exercidas

pela superfície sólida. A água capilar pode ser divida em duas categorias: a água

em vazios de diâmetro maiores que 50nm, a qual, pode ser considerada água livre,

uma vez que, a sua remoção não causa variação de volume e, a água retida por

tensão capilar em capilares de 5 a 50 nm, cuja remoção pode causar retração do

sistema;

Água adsorvida: moléculas de água que estão fisicamente adsorvidas na superfície

dos sólidos na pasta, sob a influência de forças de atração;

Água interlamelar: água associada à estrutura do C-S-H. A água interlamelar é

perdida somente por secagem forte, com umidade relativa abaixo de 11%. Neste

caso, a estrutura do C-S-H retrai consideravelmente quando a água é perdida;

- 14 -

Água quimicamente combinada: É a água que é parte integrante da estrutura de

vários produtos hidratados do cimento. Esta água não é perdida na secagem a

100°C, e é liberada quando os produtos hidratados são decompostos por

aquecimento, em temperaturas superiores a 100°C.

A fase aquosa é constituída da água presente nos poros em função de um certo grau de

umidade de equilíbrio, e fica distribuída principalmente nos poros capilares da matriz do

cimento, onde ficam dissolvidos os principais componentes solúveis do cimento hidratado.

Assim os íons provenientes do hidróxido de cálcio e dos compostos alcalinos: Ca2+ , OH-,

Na+, e K+, presentes nesta fase, serão os responsáveis pelo elevado pH (Mehta, 1986).

A importância de um pH elevado na fase aquosa, e a sua manutenção ao longo do tempo,

são de grande importância em relação à corrosão das armaduras. Com um pH elevado,

forma-se e mantém-se uma película de óxidos passivante envolvendo a armadura, de

natureza protetora, propiciando valores muito pequenos e desprezíveis de intensidade de

corrosão (Andrade, 1984, apud Monteiro, 1996).

2.3. ADIÇÕES MINERAIS

As adições minerais são materiais silicosos finamente moídos, que são acrescentados ao

concreto antes ou durante a mistura, objetivando melhorias ou mudanças em suas

propriedades no estado, tanto fresco, quanto endurecido. Entre as adições minerais as mais

importantes estão as pozolanas, sendo que as mais comumente utilizadas são as cinzas

volantes, escórias de alto forno, sílica ativa e em menor quantidade a cinza de casca de

arroz.

A pozolana é classificada como um material cimentício, que nada mais é que um material

natural ou artificial que contém sílica de forma ativa. Trata-se de um material silicoso ou

sílico-aluminoso que, por si só, tem pouco ou nenhum valor cimentício, mas, quando

finamente subdividido e na presença de umidade, reage quimicamente com o hidróxido de

cálcio à temperatura ambiente, formando compostos com propriedades cimentícias.

- 15 -

As adições ativas usadas nos cimentos têm um efeito de refinamento dos poros, devido às

reações de hidratação, o que é de grande importância no que se refere ao aumento da

durabilidade, dificultando o ingresso de substâncias agressivas (Mehta, 1986).

2.3.1. Cinza Volante

A cinza volante é a cinza obtida por precipitação mecânica ou eletrostática dos gases de

exaustão de estações alimentadas por carvão. Trata-se da pozolana artificial mais comum.

As partículas de cinza volante são esféricas, o que é uma vantagem sob o ponto de vista de

demanda de água, e tem uma finura elevada, o que significa que o material está

prontamente disponível para reação com hidróxido de cálcio (Neville, 1997).

2.3.2. Escória Granulada de Alto Forno

É obtida na produção de ferro fundido nas indústrias siderúrgicas e quando resfriada

bruscamente, normalmente em água, forma um produto com partículas de dimensão de

areia que, depois de moído, desenvolvem propriedades cimentícias satisfatórias.

Há que se ressaltar que a adição da escória de alto forno ao cimento portland traz ganhos

ao meio ambiente, pois se trata de um material que seria descartado pelas indústrias em

aterros, além de propiciar ganhos econômicos, já que esta substitui uma certa qua ntidade

de clínquer o qual demanda uma alta quantidade de energia para sua produção.

Na hidratação do cimento de alto forno, parte do hidróxido de cálcio produzido pelo

cimento portland é consumida pela escória constituinte do cimento, o que significa que a

reserva alcalina é consequentemente menor (Mehta, 1986). A adição de escória ao cimento

provoca o efeito benéfico do aumento da capacidade de fixação de cloretos, principalmente

para relações a/c mais baixas (Bauer, 1995).

2.3.3. Sílica Ativa

Trata-se de um subproduto da fabricação de silício ou de ligas de ferro-silício a partir de

quartzo de elevada pureza e carvão em forno elétrico de eletrodos de arco submerso. O SiO

que se desprende na forma de gás oxida-se e se condensa, gerando partículas esféricas

- 16 -

extremamente pequenas de sílica amorfa SiO2. A sílica, na forma de material vítreo, é

altamente reativa e o pequeno tamanho das partículas acelera as reações com o Ca(OH)2,

produzido na hidratação do cimento portland. As partículas de sílica ativa preenchem o

espaço entre as partículas de cimento, melhorando, assim, a compacidade da pasta.

Na hidratação, a reação da microssílica com hidróxido de cálcio é afetada pela área da

superfície específica, distribuição do tamanho das partículas e energia superficial causada

pela pequena tensão da estrutura da sílica (Uchikawa, 1986). Uchikawa (1986) reporta

ainda que a hidratação do C3S é acelerada pela adição da microssílica, como também a

hidratação do C3A e do C4AF, reduzindo com isto o efeito retardador do CaSO4 na

hidratação do C3A e do C4AF.

Pode-se esperar da sílica ativa duas importantes características: a reação pozolânica, e o

efeito microfíler, que pode ser considerado uma das principais propriedades da sílica ativa,

pois, sua área específica é 13 a 20 vezes maior do que a área específica de outros materiais

pozolânicos, sendo que numa substituição de 15% de cimento por sílica existem cerca de

2.000.000 partículas de sílica para cada grão de cimento.

2.4. CINZA DE CASCA DE ARROZ

2.4.1. Introdução

A recente crise no abastecimento de energia de 2002 trouxe novamente à discussão a

necessidade da introdução de novas fontes de energia primária na Matriz Energética

Nacional. Neste contexto, a utilização de fontes dispersas de energia, em particular a

biomassa, aparecem como uma oportunidade de singular importância, por colaborar na

oferta de energia do sistema interligado do país. Trata-se de geração descentralizada e

próxima aos pontos de carga, com equipamentos e combustível nacional (resíduos de

processo). Existem várias formas de conversão da biomassa em energia, sendo a mais

utilizada a combustão direta.

De maneira geral, a biomassa empregada como fonte de energia enquadra-se perfeitamente

no conceito do desenvolvimento sustentável, pois permite a criação de empregos na região

de produção, dinamiza as atividades econômicas, reduz os custos relativos à distribuição e

- 17 -

transmissão da energia gerada e, quando utilizada de forma sustentável, não agride o meio

ambiente.

A geração de energia através da queima da casca de arroz é uma alternativa praticável do

ponto de vista tecnológico, viável do ponto de vista econômico e ético do ponto de vista

ecológico, uma vez que existe tecnologia para a conversão, a matéria prima é abundante e

é definido um destino adequado para esse resíduo.

Segundo Della et al. (2002), o aumento da aplicação da casca de arroz como combustível

para a geração de energia com a finalidade de secar o arroz se deve à grande quantidade de

calor que este pode produzir (aproximadamente 16.720 kJ/kg).

2.4.2. Aspectos Gerais

O arroz é um produto com forte valor nutricional e cultural, que freqüenta a mesa de 2/3 da

população mundial, sendo considerado o alimento mais cultivado e o principal para a

grande maioria da população da América Latina, Caribe e Ásia. Segundo dados da FAO

(Food and Agriculture Organism of the United Nations), a produção mundial de arroz em

casca no ano de 2003 foi de 589,13 milhões de toneladas, enquanto o Brasil com uma

produção de 10,32 milhões de toneladas ocupava o nono lugar na lista dos produtores

mundiais (Figura 2.2). Segundo estimativa do IBGE essa produção sofrerá um aumento de

28,00% no de 2004 em relação à 2003, alcançando 13,26 milhões de toneladas.

O estado do Rio Grande do Sul é o maior produtor nacional de arroz e segundo dados do

IBGE (2002), a safra 2002 foi estimada em 5,28 milhões de toneladas, cerca de 50% da

produção nacional. A região Centro-Oeste representa cerca de 16% da produção nacional

de arroz, com um total de 1,59 milhões de toneladas.

Sabendo que as cascas representam 20% do peso do arroz, a produção anual desse rejeito

no Brasil no ano de 2003 foi da ordem de 2,04 milhões de toneladas. Há alguns anos, quase

todo esse material ia parar nas lavouras e fundo de rios, num descarte prejudicial ao meio

ambiente.

- 18 -

A casca de arroz é a carapaça produzida durante a operação de beneficiamento do arroz

colhido. Sendo volumosa, a casca apresenta um sério problema de acúmulo para as centrais

beneficiadoras de arroz. Cada tonelada de arroz em casca produz ao redor de 200 kg de

casca, o que por combustão produz 40 kg de cinza (Mehta & Monteiro, 1994).

Produção de Arroz (2003)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

Chin

a

India

Indonesia

Bangla

desh

Vie

tnã

Tailâ

ndia

Mia

nm

ar

Filipin

as

Bra

zil

Japão

Outr

os

Países

Mto

n

Figura 2.2: Produção mundial de arroz (FAO,2003).

A casca de arroz é um resíduo produzido globalmente em grande quantidade. Enquanto em

alguns países ele é tratado como um combustível, em outros nada mais é do que lixo,

causando poluição e problemas na sua deposição.

A casca do arroz é um resíduo vegetal impróprio para fins de alimentação animal dado o

seu baixo teor de proteína digerível. Além do mais, seus elevados teores de cinza e de

lignina não a recomenda como matéria prima nas indústrias celulósicas. As características

de abrasão, baixo valor nutritivo e peso específico reduzido limitam sua utilização em

grande escala. Mesmo assim, a casca de arroz tem sido empregada como cama de

galinheiro, condicionador de solo mediante incorporação direta, veículo de pesticidas,

produtos refratários (obtidos pela sinterização de uma mistura contendo 95% de cinza de

casca de arroz e 5% de cal virgem) etc. (Beraldo, 1991).

A principal alternativa para a casca de arroz seria a geração termelétrica. Porém, o destino

das cinzas resultantes da geração termelétrica, ainda não se encontra completamente

- 19 -

resolvido. No caso da geração de energia pela combustão direta, o resíduo fina l é a cinza

impura. Se ela for utilizada, direta ou indiretamente, para algum fim comercial, se fechará

o ciclo da industrialização do arroz, sendo possível o total aproveitamento da matéria-

prima proveniente da lavoura, já que farelo, gérmen e outras partes já têm seu destino

definido no mercado. Afinal, uma produção industrial ideal é aquela que gera resíduo zero.

A queima da casca de arroz produz uma quantidade significativa de cinzas. Ressalta-se

ainda, que nenhum outro resíduo da agricultura produz tanta quantidade de cinza quando

queimado, como a proveniente da casca de arroz. Como, de 1 tonelada de arroz produzida,

20% é casca e 20% desta casca, quando queimada, vira cinza (CCA), pode-se afirmar que

o Brasil tem um potencial de produção de CCA de aproximadamente 400.000 toneladas.

Uma das práticas mais comuns para a disposição final de resíduos agrícolas vegetais é a

sua queima a céu aberto. Muito embora haja algumas vantagens associadas ao processo,

como o baixo custo operacional, a redução de grandes volumes de matéria vegetal a

volumes insignificantes de cinza que mais facilmente pode ser incorporada ao solo, o efeito

sanitário acarretado pela destruição de insetos e ervas daninhas, etc., a queima de resíduos

vegetais a céu aberto provoca graves danos ambientais.

Além do mais, a energia dissipada na queima a céu aberto não pode ser recuperada,

somado ao fato de que a combustão a céu aberto da maioria dos resíduos agrícolas produz

cinza de baixa qualidade, não indicada para fins de adubação mineral (Beraldo, 1991). Se

essa cinza for descartada no meio ambiente, provocará poluição, pois se sabe que a cinza

gerada na combustão apresenta uma quantidade de carbono residual, o que é um grave

poluente para o solo. Fica evidente que seu aproveitamento adequado resultará em

benefício ao processo de conservação ambiental.

Contudo, como a cinza contém alto teor de sílica, isto a torna um resíduo valorizado. No

entanto, essa cinza só terá alto valor econômico se tiver alta qualidade, que é mensurada

pela sua alta superfície específica, tamanho e pureza de partícula. Conseqüentemente, seria

um grande desperdício de matéria-prima nobre jogá- la fora, já que pode ser usada como

alternativa tecnológica em vários ramos industriais, conforme exposto por Hoffmann et al.

(1996), tais como:

- 20 -

Pré-concentração de ouro;

Obtenção de diferentes tipos de silicato;

Produção de carbeto de silício (SiC);

Sílica pura;

Utilização da cinza como carga em compostos de borracha natural;

Produção de cimento e uso em concreto;

Produção de mulita;

Uso de cinza de casca de arroz como suporte em catalisadores de níquel;

Zeólitas.

Atualmente, são ainda as empresas beneficiadoras de arroz as principais consumidoras da

casca como combustível para a secagem e parboilização do cereal. Como se trata,

geralmente, de empresas de pequeno porte, não possuem processos para aproveitamento e

descarte adequados das cinzas produzidas, que são geralmente depositadas em terrenos

baldios ou lançadas em cursos d’água, ocasionando poluição e contaminação de

mananciais. Para minimizar o problema, órgãos ambientais têm buscado regulamentar o

descarte dessas cinzas. Em alguns estados vêm sendo exigido a instalação de um sistema

constituído de silo separador e decantação para reter a cinza junto às beneficiadoras,

evitando, dessa forma, que esta seja lançada no meio ambiente. Como não há emprego para

a cinza recolhida, esse material estocado acaba sendo lançado de forma clandestina no

meio ambiente, muitas vezes ao longo de estradas vicinais. Diante disso, o não

aproveitamento desse material não pode mais ser aceito pela sociedade.

Como já citado, uma alternativa para o aproveitamento da CCA é o seu uso como adição

ao cimento, principalmente nos países onde a indústria de cimento Portland é pouco

suprida. A CCA obtida através da combustão controlada da casca, tem no concreto seu uso

mais nobre, uma vez que, pelas características que apresenta é considerada uma pozolana

altamente reativa. Neste sentido existem hoje diversas pesquisas no mundo sobre a

substituição de parte do cimento pela CCA na produção do concreto, mostrando a melhora

das propriedades do concreto.

Vários pesquisadores em todo o mundo vêm desenvolvendo trabalhos sobre cinza de casca

de arroz, entre os quais, Houston (1972), Cook (1984), James e Rao (1986), Hara et al.

- 21 -

(1989), Sugita (1992), Mehta (1977, 1992), Zhang (1996), Yu et al. (1999), Payá (2001),

Coutinho (2001), Della (2002), Feng (2004) e muitos outros. No Brasil, merecem destaque

os trabalhos sobre cinza de casca de arroz desenvolvidos por Cincotto (1988), Guedert

(1989), Farias e Recena (1990), Isaia (1995), Silveira (1996), Santos (1997), Gava (1999),

Dafico (2001), Rêgo (2001 e 2004), Weber (2001), etc.

2.4.3. Características da Cinza de Casca de Arroz

A cinza de casca de arroz (CCA) é um material pozolânico muito fino, sendo o tamanho de

suas partículas e sua superfície específica dependentes das condições de queima sobre a

qual esta cinza é produzida e ao grau de moagem ao qual esta é submetida. Em geral, no

final do processo, o tamanho de suas partículas é de pequena dimensão, e a superfície

específica é elevada.

A cinza de casca de arroz apresenta características peculiares que lhe torna uma

superpozolana, quais sejam o alto conteúdo de sílica amorfa, a forma angular das

partículas, a estrutura altamente celular, a área superficial elevada e o diâmetro médio

dependendo do grau de moagem, geralmente inferior a 45 m. Essas características lhe

conferem atributos importantes para seu uso como adição ao cimento (Rêgo et al., 2002).

A casca de arroz é composta de 50% de celulose, 30% de lignina e 20% de sílica, em base

anidra. Quando sofre uma combustão, cerca de 20% da casca é convertida em cinza, sendo

que a lignina e a celulose podem ser removidas (Mehta, 1992).

A exemplo da sílica ativa, a cinza de casca de arroz contém em torno de 90% de sua massa

composta de sílica. Uma queima e uma moagem bem feita produzem a maioria da sílica

amorfa e com superfície especifica variando entre 40 e 60 m2/g, sendo muita reativa e

podendo melhorar consideravelmente a resistência e durabilidade do concreto (Yu et al.

1999). Silveira (1996) apud Rêgo (2001) construiu a Tabela 2.1 comparando a composição

química da CCA de vários pesquisadores.

- 22 -

Tabela 2.1: Composição química da CCA em % segundo diversos autores (Silveira,

1996, apud Rêgo, 2001).

Composição

química (% )

COOK

(1976)

SALAS

(1986)

CINCOTTO

(1988)

GUEDERT

(1989)

FARIAS

(1990)

SUGITA et

al. (1992)

ISAIA

(1995)

Temperatura

de queima (oC)

450 1000 500-600 Sem

controle

Não

informado 600 (*)

SiO2 93,15 91,26 94,70 93,11 91,78 90,00 78,60

Al2O3 0,41 0,94 0,09 0,92 0,60 0,10 2,30

Fe2O3 0,20 0,37 1,46 0,40 0,34 0,40 2,30

CaO 0,41 2,15 0,99 0,52 0,50 0,40 1,00

MgO 0,45 0,88 0,95 0,85 0,52 0,30 0,80

SO3 nd nd 0,21 nd 0,02 nd 0,04

Na2O 0,08 nd 0,04 0,12 0,11 0,06 0,01

K2O 2,31 nd 1,75 1,12 1,30 2,41 0,56

Perda ao fogo 2,77 nd 7,29 Nd nd 4,20 11,80

Resíduo

insolúvel nd 0,17 nd nd nd nd nd

Obs.: nd – não determinado.

(*) – 50% à 650oC + 50% sem controle

Observa-se que independente do tipo de queima utilizada para obter a CCA, a maioria dos

pesquisadores citados na Tabela 2.1 encontraram valores percentuais de sílica entre 90 e

95%.

As observações, através de um microscópio eletrônico de varredura, estão mostradas nas

Figuras 2.3. A presença de cascas queimadas e grãos de quartzo estão evidentes. A

microanálise desses grãos indicou a sua composição por silício, confirmando a presença de

quartzo. A origem desse quartzo pode ser atribuída a uma combinação dos seguintes

fatores: contaminação pelo vento; transporte na planta pela seiva; e cristalização da sílica

na temperatura de calcinação. Uma microanálise da superfície da partícula da CCA livre

dos grãos de quartzo é mostrada na Figura 2.4. A análise também revela a presença de

sílica na superfície da cinza de casca de arroz (Jauberthie et al., 2000).

- 23 -

(a) (b)

(c)

Figura 2.3: Micrografia da CCA no microscópio eletrônico (a) 50x, (b) 200x e (c)

150x (Jauberthie et al., 2000).

Figura 2.4: Microanálise da CCA (Jauberthie et al., 2000).

- 24 -

Um aspecto importante a ser considerado na CCA é a sua grande superfície específica.

Segundo Coutinho (2001), a cinza não-cristalina produz efeitos no concreto semelhantes ao

da sílica ativa. Todavia, diferentemente da sílica ativa, a CCA possui uma estrutura

bastante celular, como pode ser visto na Figura 2.5, que é responsável pela sua elevada

superfície especifica, e não apenas o tamanho muito pequeno das suas partículas.

Figura 2.5: Estrutura celular da casca de arroz (Coutinho, 2001).

Segundo Della et al. (2002) o primeiro passo para a produção de uma CCA com alta

superfície específica consiste num tratamento térmico sobre altas temperaturas. A

finalidade deste passo é aumentar a quantidade relativa de óxido de silício pela redução dos

materiais com carbono presentes na CCA, assim como provocar a queima de componentes

indesejáveis detectados por análise química.

Dependendo do processo de queima da casca, as características da cinza podem variar

bastante. O objetivo é o de obter sílica amorfa para agir co mo material pozolânico.

Entretanto, algumas vezes são encontradas formas cristalinas da sílica se o processo não

for bem controlado. Os fatores determinantes da qualidade da cinza são a temperatura da

combustão, o tempo e o ambiente de combustão (Cook, 1984, apud Rêgo, 2001).

- 25 -

Patel (1987) apud Della (2002), cita que a temperatura de carbonização é

preferencialmente inferior a 700ºC para evitar alguma transformação de sílica amorfa para

a forma cristalina.

No estudo de Della et al. (2002), verifica-se que, como material bruto, a CCA apresenta

uma superfície especifica de aproximadamente 177 m2/g. Após a queima, a 700ºC por 6h,

essa superfície diminuiu para 54 m2/g. Essa diminuição na superfície especifica é

proporcional à temperatura e ao tempo de queima, o que causa um efeito de aglomeração,

reduzindo a porosidade. Depois da moagem por 80 minutos, a superfície especifica

aumenta para 81 m2/g.

Segundo Mehta & Monteiro (1994), a cinza formada durante a queima a céu aberto ou pela

combustão não controlada em fornos industriais, geralmente contém uma grande proporção

de minerais de sílica não reativos tais como cristobalita e a tridimita, e deve ser moída a

tamanhos de partículas muito finas, de modo a desenvolver atividade pozolânica. Por outro

lado, uma cinza altamente pozolânica pode ser produzida por combustão controlada

quando a sílica é mantida na forma não cristalina e em estrutura celular.

A CCA contém uma grande quantidade de sílica e sua reatividade depende da combinação

de dois fatores, a quantidade de sílica amorfa e a superfície especifica. A CCA amorfa é

obtida na combustão com temperatura abaixo de 600oC, consistindo principalmente na

desordenação da estrutura Si-O. Ocasionalmente uma pequena quantidade de impurezas

cristalina pode estar presente incluindo quartzo, cristobalita e a tridimita. Quando a CCA é

produzida sem controle de temperatura a cinza formada é geralmente cristalina e apresenta

pouca atividade pozolânica. Assim a reatividade da CCA como material pozolânico

depende da relação entre a sílica cristalina e amorfa (Payá et al, 2000).

Existe restrição do meio técnico quanto à cinza de casca de arroz queimadas a temperaturas

elevadas, principalmente pelo estigma das mesmas serem consideradas de baixa

pozolanicidade, pela presença marcante de fases cristalinas, sem que tenham sido

apresentadas evidências de mau desempenho quando adicionadas a concretos e

argamassas. Neste sentido questiona-se, quão importante é a presença dessas fases

cristalinas nas pozolanas, analisadas isoladamente, para o desempenho de concretos e

argamassas? Na realidade, o que interessa é o resultado final que uma pozolana específica

- 26 -

ou a mistura com outra pozolana pode fornecer quando estudados um ou vários teores de

substituição, em relação à mistura de referência (Isaia, 1995).

Diversas pesquisas nacionais, entre elas as de Santos (1997), Dafico (2001) e Rêgo (2001 e

2004), constataram resultados satisfatórios com o uso da CCA obtida através de queima em

fornalha sem qualquer controle de temperatura como substituição de parte do cimento,

contrariando diversas outras pesquisas e confirmando a posição de Isaia (1995).

Como se vê existe uma certa contradição a respeito da importância da amorficidade da

CCA, uma vez que alguns autores, vêem encontrando bons resultados com cinzas sem

nenhum controle na queima e, portanto, com uma estrutura mais cristalina.

Segundo Della et al. (2002), as diferenças de cor entre as CCA’s estão associadas ao grau

de combustão, e com a transformação estrutural da sílica na cinza. Houston classifica a

CCA em cinza com alto teor de carbono de cor preta, de baixo teor de carbono de cor cinza

e sem carbono de cor esbranquiçada. A quantidade de partículas pretas diminui com o

aumento da temperatura e o tempo de calcinação. A 700oC por 6 horas, a queima da casca

de arroz produz sílica branca e brilhante.

Ressalta-se ainda que materiais que contenham sílica na forma não cristalina não

representam risco à saúde. Caso a temperatura de queima que governa o teor de sílica

amorfa seja muito alta, a sílica amorfa presente na cinza passa para suas formas cristalinas,

tridimita e cristobalita. A cinza que contém sílica sob a forma cristalina é menos reativa e é

considerada prejudicial à saúde humana (Prudêncio e Santos, 1998, apud Rêgo, 2004).

2.4.4. Efeitos do Cimento com Adição de CCA na Estrutura do Concreto

Segundo Isaia et al. (2000), as pozolanas desempenham um significante papel quando

empregadas em substituição ao cimento Portland, aumentando a resistência mecânica do

concreto, tendo em vista que o mais importante mecanismo que age na microestrutura da

pasta de cimento são a mudança na estrutura dos poros em função do refinamento

proporcionado pelas reações pozolânicas (efeito pozolânico) e o tamponamento e

obstrução dos poros, fissuras e vazios devidos à porção fina dos grãos (efeito fíler).

- 27 -

Para entender melhor os efeitos da cinza da casca de arroz sobre as características do

concreto é necessário entender esses mecanismos de ação, ou seja, o efeito fíler e as

reações pozolânicas.

2.4.4.1. Efeito Fíler

O efeito fíler proposto para explicar a ação do cimento enriquecido com partículas muito

finas sobre o concreto, pode perfeitamente ser utilizado no caso do cimento com CCA,

devido ao pequeno tamanho de suas partículas e sua elevada superfície especifica.

Devido à sua finura, as partículas de CCA podem preencher os vazios entre as partículas de

cimento, quando elas estão bem defloculadas na presença de uma dosagem adequada de

superplastificante, como mostrado na Figura 2.6. Portanto mesmo antes q ue ocorra

qualquer ligação química entre as partículas de cimento, já se tem uma matriz muito densa.

Figura 2.6: Esquema do efeito fíler.

Segundo Aitcin (2000), as partículas ultrafinas, podem agir como um local natural para a

formação de cristais de Ca(OH)2, os quais são desenvolvidos como uma multidão de

pequenos cristais de portlandita que não são detectáveis com microscópio eletrônico de

varredura ou ainda quando se estabelece um difratograma de raios X. Entretanto, quando a

- 28 -

mesma parte é submetida a uma análise termogravimétrica e termodiferencial, a

característica de perda de massa da portlantida a 450 oC é bem identificada.

Goldman & Bentur (1993) investigaram a influência dos microfíleres no desenvolvimento

dos concretos e pastas. Foi utilizada a sílica ativa, que é uma pozolana altamente reativa e

de pequeno diâmetro, e o carvão mineral, que foi introduzido como fíler não reativo

substituindo a sílica ativa. Os resultados demonstraram que o carvão mineral, para

determinados teores, obteve desempenho semelhante à sílica ativa na modificação da

resistência à compressão do concreto. Os autores indicam assim, que o mecanismo pelo

qual a sílica ativa afeta o comportamento do concreto é de origem física e é baseado mais

no efeito microfíler do que em sua ação como material pozolânico. Ressalte-se que os

carvões minerais utilizados tinham 0,025μm, 0,073μm e 0,33μm como dimensões médias

das partículas, estando na mesma faixa de dimensão média da sílica ativa (0,10μm), mas

muito menores que as demais adições minerais geralmente utilizadas. Nas pastas com

adição de carvão mineral observou-se uma diminuição da resistência à compressão,

enquanto as pastas com sílica ativa apresentaram aumento da resistência à compressão.

Esse comportamento mostra que nas pastas, o carvão mineral mostrou-se um material

inerte, enquanto se observa a contribuição da sílica ativa na resistência à compressão

devido ao seu efeito pozolânico. Os concretos com adição de sílica ativa apresentaram

resultados maiores de resistências que suas pastas, provavelmente devido ao efeito da

pozolana na zona de transição entre a pasta e o agregado. Esse mesmo efeito foi observado

com a substituição do carvão mineral (fíler não reativo). Isso mostra a influência dos

materiais muito finos na modificação da zona de transição no concreto, tomando-a mais

densa e resistente do que nos concretos sem microfíleres.

Segundo Sensale & Dal Molin (1999), a atuação de pequenas partículas das pozolanas

como pontos de nucleação para os produtos de hidratação, restringindo os espaços nos

quais os produtos da hidratação podem crescer e gerando um grande número de pequenos

cristais no lugar de poucos cristais de grande tamanho, também provocam o refinamento da

estrutura dos poros e dos produtos da hidratação do cimento.

De acordo com Mehta & Aitcin (1990) apud Rêgo (2004), quando as pequenas partículas

das pozolanas, principalmente as altamente reativas, se dispersam na pasta, elas geram um

grande número de locais de nucleação para a precipitação dos produtos da hidratação.

- 29 -

Assim, esse mecanismo torna a pasta mais homogênea e densa e com uma distribuição de

poros mais fina, promovida pela reação pozolânica entre a sílica amorfa da adição mineral

e o hidróxido de cálcio produzido pelas reações de hidratação do cimento. Além disso, o

efeito físico dos grãos mais finos garante um maior empacotamento dentro do cimento e

reduz o efeito parede na zona de transição entre a pasta e o agregado. Essa zona mais fraca

é fortalecida, característica própria da maior ligação entre as duas fases, melhorando a

microestrutura e propriedades do concreto.

2.4.4.2. Reações Pozolânicas

Segundo Mehta & Monteiro (1994), a reação entre a pozolana e o hidróxido de cálcio é

chamada reação pozolânica. A importância técnica dos cimentos pozolânicos deriva

principalmente de três aspectos da reação pozolânica. Primeiro a reação é lenta, e,

portanto, as taxas de liberação de calor e de desenvolvimento da resistência serão

conseqüentemente lentas. Segundo, a reação consome óxido de cálcio, ao invés de produzi-

lo, o que representa uma contribuição importante para a durabilidade da pasta endure cida

de cimento frente a meios ácidos. Terceiro, estudos sobre a distribuição do tamanho dos

poros dos cimentos com adições de pozolanas mostram que os produtos das reações são

bastante eficientes no preenchimento dos espaços capilares grandes, melhorando assim a

resistência e impermeabilidade do sistema.

A Figura 2.7 mostra um esquema da reação pozolânica. Num primeiro instante o C3S do

cimento reage com a água formando principalmente o hidróxido de cálcio (Ca(OH)2) e o

silicato de cálcio hidratado (C-S-H). Num segundo instante o Ca(OH)2 produzido na

primeira reação, reage com a água e com o material pozolânico formando mais C-S-H.

Sendo a primeira reação mais rápida que a segunda.

Assim, à medida que se diminui a reserva alcalina, devido ao consumo do Ca(OH)2, o

concreto diminui sua proteção química às barras de aço do concreto armado. Por outro

lado, o concreto com adição pozolânica apresenta maior impermeabilidade dificultando a

entrada de agentes agressivos. Qual destes dois efeitos é mais relevante para a durabilidade

do concreto? Ao se responder esta pergunta deve-se levar em consideração a qualidade dos

materiais, a relação a/c e a quantidade de material pozolânico acrescentado ao cimento.

- 30 -

Figura 2.7: Esquema da reação pozolânica.

Zhang et al. (1996) indicam uma possível aceleração da hidratação do cimento com a

presença de CCA na pasta, e uma diminuição na quantidade de Ca(OH)2, bem como da

quantidade de material não hidratado. Isso indica claramente a reatividade pozolânica da

CCA.

Inoue e Hara (1996) apud Yu et al. (1998) observaram que a sílica de uma CCA que possui

uma boa queima e moagem quando misturada com uma solução de 1N de NaOH, se

dissolveu na solução em apenas 1 h. Assim como na solução de NaOH, na solução de

Ca(OH)2 com pH acima de 12, também existe o efeito de destruição da ligação entre Si-O

da sílica amorfa. O mecanismo para a formação do C-S-H pode ser descrito como: a sílica

da CCA, estimulada pela solução de Ca(OH)2 , é rapidamente dissolvida dentro da solução

formando SiO44- ; então, sobre continua agitação, os íons SiO4

4- reagem com íons Ca2+ e

OH- na solução para formar Ca1.5SiO3.5xH2O. Pode-se dizer assim que Ca1.5SiO3.5xH2O é

formado por um processo de dissolução-precipitação.

Segundo Yu et al. (1998), a partir da Figura 2.8, pode-se verificar que a quantidade de

Ca(OH)2 na pasta com 30% de CCA (W3) adicionado, começa a diminuir depois de 3 dias,

e aos 91 dias encontra-se quase zero, enquanto na pasta de controle (W0) apresenta um

crescimento com o tempo de hidratação da pasta, ocorrendo uma pequena diminuição aos

91 dias.

- 31 -

Figura 2.8: Difratograma de raio X de pastas com relação a/c igual a 0,55, onde W0 é uma

pasta de cimento Portland e W3 é uma pasta com 30% de adição de CCA (Yu et al., 1998).

Na pesquisa realizada por Yu et al. (1998), objetivando medir a reação pozolânica da CCA,

observou-setambém , de acordo com a Figura 2.9, a diminuição gradativa do pH, com o

passar do tempo, o que sugere o consumo de Ca(OH)2.

Figura 2.9: Variação do pH e condutividade elétrica, com o passar do tempo, em uma

mistura de CCA em solução saturada de Ca(OH)2 (Yu et al., 1998).

O ensaio de Yu et al. (1998) consistiu em misturar a CCA amorfa em solução de Ca(OH)2

saturada e agitar continuamente. Sendo medidos o pH e a condutividade elétrica. Neste

ensaio verificou-se também a diminuição da condutividade elétrica, o que é um efeito

benéfico para o concreto armado, pois dificulta o aparecimento da corrosão.

- 32 -

Segundo Yu et al. (1998), após a adição de CCA na solução, o valor do pH e da

condutividade elétrica diminuíram gradativamente com o tempo, o que indica que a

concentração tanto de Ca2+ e OH- na solução foi reduzida com o tempo, porque: o valor de

pH esta diretamente relacionado com a quantidade de íons OH- livres na solução; e a

condutividade elétrica é dependente principalmente da concentração efetiva de íons Ca2+ e

OH- na solução. A razão para redução da concentração de íons Ca2+ e OH- pode ser

atribuída a interação entre esses íons e a CCA que foi adicionada. Esses resultados

mostram que a reação existente entre SiO2 da CCA e o Ca(OH)2 da solução pode tomar

espaço e formar gel de C-S-H.

Com esses resultados para o pH e a condutividade elétrica pode-se perguntar novamente.

Qual destes dois efeitos é mais relevante para a durabilidade do concreto armado, já que

um contribui para a aceleração da corrosão das barras de aço e outro inibe a mesma?

Rêgo (2004), estudando a adição de diferentes teores de CCA amorfa e cristalina à pastas

com relações a/agl 0,35 e 0,50, observou, através de análises de curvas TG-DTA, o teor de

CH (hidróxido de cálcio) presente nas argamassas estudadas em diferentes idades. Para a

relação a/agl 0,35, os resultados encontrados encontram-se ilustrados na Figura 2.10.

Figura 2.10: Teor de CH x Aglomerante, para relação a/agl 0,35 (Rêgo, 2004).

- 33 -

Através do resultado exposto, observa-se que as pastas com 100% de cimento CP I

apresentaram o aumento progressivo do teor de CH até aos 91 dias de hidratação. À

medida que ocorre a substituição do cimento CP I pelas CCA’s, ocorre uma diminuição do

teor de CH das pastas dos aglomerantes sendo este efeito mais pronunciado para a CCA

amorfa, indicando a maior reatividade desse tipo de CCA quando comparada a CCA

cristalina.

Rêgo (2004) verificou que os aglomerantes com a substituição do cimento CP I pela CCA

amorfa apresentam um aumento do teor de CH no período de 1 a 7 dias e a partir dessa

idade uma tendência a estabilização de um patamar com um teor de CH determinado. No

caso da CCA cristalina ocorre um aumento do teor de CH até aos 28 dias e uma

diminuição dos 28 aos 91 dias. Estes resultados indicam que a CCA amorfa atua já nas

idades iniciais reduzindo o teor de CH da pasta. À medida que vai sendo formado Ca(OH)2

pela hidratação do cimento CP I ocorre o seu consumo pela reação pozolânica com a CCA

amorfa. Já a CCA cristalina apesar de reagir com o Ca(OH)2, o seu efeito no consumo de

Ca(OH)2 não se sobrepõe ao efeito da hidratação do cimento CP I como é indicado pelo

aumento do teor de CH até aos 28 dias. Entre o período de 28 e 91 dias ocorre a

diminuição do teor de CH nas pastas com a CCA cristalina, indicando a supremacia da

reação pozolânica da CCA cristalina sobre a hidratação do cimento CP I nesse período.

Para a relação a/agl 0,50, Rêgo (2004) observou os seguintes resultados ilustrados na

Figura 2.11, pelo qual verifica-se que as pastas com relação a/agl 0,50, apresentam um leve

aumento no teor de CH quando comparada as pastas com relação a /agl 0,35, indicando

uma maior atuação da hidratação do cimento CP I pela maior quantidade de água presente

na pasta. As pastas com 100% de cimento CP I apresentam o aumento progressivo do teor

de CH até aos 91 dias de hidratação. À medida que ocorre a substituição do cimento CP I

pelas CCA’s, também ocorre uma diminuição do teor de CH das pastas dos aglomerantes

sendo este efeito mais pronunciado para a CCA amorfa, indicando também para a relação

a/agl 0,50 a maior reatividade desse tipo de CCA.

Com o aumento da substituição do cimento CP I pela CCA amorfa, observa-se uma

mudança no comportamento das pastas em relação ao teor de CH. Com 5% de substituição

ocorre um leve aumento no teor de CH com o aumento da idade de hidratação. Rêgo

- 34 -

(2004) justifica esse comportamento pelo fato que a pequena quantidade de CCA amorfa

utilizada (5%) não seja o suficiente para consumir a grande quantidade de CA(OH)2

formado pela hidratação do cimento CP I. Com 10% de substituição ocorre uma tendência

à formação de um patamar de teor de CH determinado até aos 91 dias e com 20% de

substituição ocorre um diminuição gradual do teor de CH com o aumento da idade de

hidratação. Com a utilização da CCA cristalina, observa-se uma tendência à formação de

um patamar de teor de CH determinado a partir dos 28 dias.

Figura 2.11: Teor de CH x Aglomerante, para relação a/agl 0,50 (Rêgo, 2004).

A sílica ativa e a CCA adsorvem íons de cálcio inicialmente na fase líquida do estado

fresco, após a mistura com água formando C-S-H na superfície. Íons de cálcio são

dissolvidos a partir da alita com a diminuição da concentração destes íons na fase líquida, e

com a aceleração da hidratação da alita. Neste instante, a relação saturada de CaSO 4

também diminui, e a hidratação da zona de transição é acelerada. A produção de C-S-H

pela reação pozolânica tem seu início após 10 horas e contínua ocorrendo de 1 a 7 dias. A

quantidade que sobra de Ca(OH)2 na pasta diminui com a produção de C-S-H que tem

baixa relação cálcio/sílica (Uchikawa, 1986).

Rêgo (2004), estudando a adição de 20% de CCA amorfa e cristalina à argamassas com

relações a/agl 0,35 e 0,50, também observou, através de ensaios de Microscópio Eletrônico

de Varredura com microanálise de raios-x, as modificações na relação C/S do C-S-H nas

- 35 -

pastas sem e com substituição. Os resultados encontrados pelo pesquisador estão ilustrados

na Tabela 2.2.

Tabela 2.2: Relação C/S média e desvio padrão das pastas de aglomerantes (Rêgo. 2004).

Aglomerante Relação C/S média Desvio Padrão

100% cimento CP I 2,46 0,64

20% CCA amorfa + 80% cimento CPI 1,60 0,48

20% CCA cristalina + 80% cimento CPI 2,08 0,52

Rêgo (2004) observou a partir dos resultados acima expostos, que as pastas com 100% de

cimento CP I foram as que apresentaram o maior valor de relação C/S média e um maior

desvio padrão. Nestas pastas onde não ocorre a adição de sílica pela substituição do

cimento CP I pelas CCA’s, a formação do C-S-H se dá somente pela hidratação do cimento

CP I, e como a oferta de sílica é menor, ocorre a formação de C-S-H com maiores relações

C/S. Já nas pastas com 20% de CCA amorfa, ocorre uma grande oferta de sílica reativa,

diminuindo bastante a relação C/S média, sendo que esta adição apresenta 100% de sua

sílica no estado amorfo e, portanto, mais reativo. Nas pastas com 20% de CCA cristalina,

observa-se a formação de C-S-H com relação C/S intermediária, o que é justificado pela

menor oferta de sílica reativa para a formação de C-S-H em relação a CCA amorfa.

2.4.5. Efeitos do Cimento com Adição de CCA nas Propriedades do Concreto

A CCA pode ser utilizada de maneira eficiente na confecção de concretos de elevado

desempenho. Embora a CCA exija uma maior quantidade de água, daí a necessidade de

utilização de superplastificante, esta pozolana tem sido satisfatória na produção do

concreto no que diz respeito tanto às suas propriedades mecânicas quanto aos aspectos de

durabilidade (Zhang et al., 1996).

Segundo Yu et al. (1998), uma das principais razões para a melhora nas propriedades do

concreto, como a resistência à compressão, a resistência ao ataque acido, à carbonatação, e

à penetração, pela adição de CCA ao concreto possivelmente é atribuída à formação de

mais gel de C-S-H e à diminuição na quantidade de portlandita devido à ocorrência da

reação entre a CCA e os íons Ca2+ e OH-, ou Ca(OH)2 na hidratação do cimento.

- 36 -

A durabilidade de pastas contendo CCA foi estudada por Spite (1999) apud Jauberthie et

al. (2000), que notou um aumento na resistência à compressão, uma melhora nas

características de absorção e na redução da permeabilidade ao oxigênio.

Essas observações de melhoria da qualidade das características do concreto feito com

adição de CCA são devidas às mudanças geradas pela adição de CCA na zona de transição

e na matriz como explicado nos itens 2.4.4.1 (Efeito Filer) e 2.4.4.2 (Reação Pozolânica).

Segundo Bretanha & Dal Molin (2000) com relação ao efeito da CCA no concreto, pode-se

observar que, quanto maior for a relação a/agl, melhor será seu efeito benéfico, visto que

concretos com relações a/agl mais baixas ( 0,40), por si só, isto é, sem a adição de CCA,

já apresentam uma boa resistência e uma baixa porosidade. Em vista disso, verifica-se a

influência benéfica da adição em relações a/agl que apresentem um maior número de

vazios. Em relações a/agl menores, o benefício provocado pela ação pozolânica da CCA

pode estar sendo atenuado por dois efeitos: aumento da coesão, com conseqüente

dificuldade de adensamento, que pode resultar no aprisionamento de vazios na massa do

concreto; efeito higroscópico exercido pela CCA (já relatado por outros pesquisadores),

capaz de aumentar a absorção capilar dos concretos com adição, tornando o material mais

suscetível ao ataque por sulfatos.

Quanto à declaração de que os benefícios da adição de CCA no concreto são mais

eficientes com maior relação a/agl, parece equivocada uma vez que o uso de CCA nos

concretos aumenta a necessidade de água devido a sua elevada superfície específica.

Dependendo da porcentagem de substituição de CCA no cimento a quantidade de água

requerida pode ser tanta que, a princípio, inviabilize o uso desta adição sem o uso conjunto

de aditivos superplastificantes.

Confirmando esta opinião Mehta & Monteiro (1994) lembram que embora todas as adições

minerais tendam a melhorar a coesão e a trabalhabilidade do concreto fresco, muitos não

tem capacidade de reduzir o consumo de água. Para uma dada consistência do concreto, o

emprego de materiais de área específica muito elevada, tais como a pumicita, CCA e

microssílica, tendem a aumentar o consumo de água.

- 37 -

Vários trabalhos nacionais constataram que o grau de moagem da cinza de casca de arro z

influencia significativamente o seu desempenho, medido pelo índice de atividade

pozolânica (Figura 2.12). Nota-se que, a partir de uma certa finura, o índice tende a cair,

fato este que, provavelmente, é conseqüência da dificuldade de dispersar partícula s muito

finas na argamassa.

Considerando o mecanismo de ganho de rigidez do concreto com CCA, Sugita et al. (1997)

sugerem que: o tamanho médio do poro de um concreto com CCA, comparado com o

concreto de referência (sem adição), diminui; a relação a/c do concreto com CCA é maior

do que a usada normalmente porque uma porção de água livre será adsorvida num grande

número de mesoporos existentes nas partículas de CCA que possuem diâmetro médio de

80 Angstrons; a hidratação do cimento melhora; e mais C-S-H é formado no concreto com

CCA devido a reação existente entre a sílica da CCA e os íons Ca2+ e OH-, ou Ca(OH)2 na

hidratação do cimento.

Figura 2.12: Variação do IAP com o tempo de moagem. (Santos, 1997).

Rêgo (2004), estudando a adição de diferentes teores de CCA amorfa e cristalina à

argamassas com relações a/agl 0,35 e 0,50, observou o IAP com cimento das argamassas

com relação a/agl 0,35 em função do tempo de moagem das CCA’s, estando os resultados

ilustrados na Tabela 2.3.

Na citada pesquisa, verificou-se que tanto a CCA amorfa como a CCA cristalina

apresentaram aumento no IAP com cimento com o aumento do tempo de moagem. Os

- 38 -

resultados desse ensaio confirmam a importância da finura sobre a atividade pozolânica da

CCA, sendo que, quanto maior o tempo de moagem das CCA’s maior o IAP. A CCA

cristalina, que por grande parte da bibliografia analisada teria pouca atividade pozolânica,

apresentou bons resultados do ensaio de IAP com cimento, inclusive com valores maiores

do que a CCA amorfa para 1, 3 e 5 horas de moagem. Isto a qualifica para utilização como

adição mineral principalmente quando finamente dividida.

Tabela 2.3: Variação da atividade pozolânica da CCA cristalina e amorfa com variação do

tempo de moagem. (Rêgo, 2004).

CCA’s residuais Propriedades

IAP c/ cimento CP I (%) IAP c/ cal (MPa)

CCA amorfa

1 hora 58,5 3,1

3 horas 67,5 4,7

5 horas 76,7 5,7

10 horas 81,6 7,2

20 horas 90,8 8,6

CCA

cristalina

1 hora 71,7 3,1

3 horas 80,4 4,3

5 horas 78,7 5,3

10 horas 86,6 6,5

20 horas 90,8 7,6

Entre os dois ensaios ilustrados na Tabela 2.3, o ensaio de IAP com cimento é o que

melhor representa a real complexidade das reações que acontecem entre a CCA e o

cimento, e seu resultado é conseqüência da sinergia entre o efeito pozolânico e o efeito

microfíler.

Rego (2004) também constatou que os resultados do ensaio de IAP com a cal mostram a

influência da finura da CCA sobre a sua atividade pozolânica. Tanto a CCA amorfa como a

CCA cristalina apresentaram aumento no IAP com a cal à medida que se aumentava o

tempo de moagem das CCA’s, o que diminuía o diâmetro médio das partículas. O ensaio

de IAP com a cal trata da formação dos produtos da reação pozolana-cal. Quanto maior o

IAP com a cal maior a quantidade de produtos com propriedades aglomerantes na amostra.

- 39 -

Por meio dos resultados apresentados pelo citado pesquisador, confirmou-se a teoria de

maior reatividade da CCA amorfa com a cal, em relação a CCA cristalina.

A CCA cristalina alcançou altos valores de IAP com a cal quando finamente moída, apesar

de menores do que os resultados de IAP da CCA amorfa, o que confirma a reatividade

desse material não completamente amorfo com cal. Isto mostra também que as restrições

quanto à utilização desse resíduo como adição mineral devem ser avaliadas.

Agora, analisando-se a Figura 2.13, na qual se observa a evolução do teor de água

combinada para as idades de 28 e 91 dias, pode-se dizer que: em igualdade de idade e

relação a/agl, as misturas pozolânicas apresentaram menor teor de água combinada do que

a pasta de referência (sem adição); o grau de hidratação aos 91 dias foi maior do que aos

28 dias, tendo em vista uma maior quantidade de água combinada; existiu aumento

significativo do teor de água combinada pelas reações de hidratação quando o teor de

substituição de adições passou de 12,5 para 25% e de 25 para 50%. Assim o teor de água

combinada apresentou tendência de aumento com o aumento da relação a/agl, o que mostra

uma hidratação mais elevada e uma maior disponibilidade de espaço para a formação dos

produtos de hidratação (Isaia et al, 2000).

O trabalho de Isaia (1995) indica uma hidratação maior do concreto de referência (sem

adições), mesmo aos 91 dias, em relação a todos os traços com substituição parcial de

CCA ao cimento, enquanto o trabalho de Zhang et. al. (1996) indica uma maior hidratação

da pasta contendo 10% de CCA como adição ao cimento, aos 28 dias. Não se pode

comparar diretamente estes resultados, mas a grande disparidade dos dois pode ser

explicada pela reatividade da CCA, uma vez, que a CCA usada por Zhang et. al. (1996) foi

obtida através da queima controlada, o que pode ter levado a uma CCA bastante reativa. Já

no trabalho de Isaia (1995) foi usada uma CCA obtida das beneficiadoras de arroz, que

normalmente não fazem controle da queima.

- 40 -

Figura 2.13: Gráfico do teor de água combinada com os compostos de hidratação dada

em porcentagem (Zhang et al., 1996).

A tabela 2.4 mostra os resultados do ensaio de resistência à compressão de Isaia (2000),

bem como os índices médios de resistência, aos 28 e 91 dias. O índice corresponde à

relação entre as resistências do traço com CCA e a do traço de referência (usando cimento

sem adições), para igual relação água/aglomerante, idade, e o índice médio de resistência a

compressão corresponde a média destes índices para as relações água aglomerante 0,35,

0,50 e 0,65 de uma mesma mistura com CCA.

Observa-se ao analisar esses dados que a resistência mais alta obtida aos 28 dias, foi de

75,6 MPa na série com 25% de CCA em substituição ao cimento. Aos 91 d ias a maior

resistência foi obtida para a mesma substituição com 79,4 MPa para a relação a/agl de 0,35

(Isaia et al, 2000).

- 41 -

Tabela 2.4: Resultado de resistência à compressão axial em índices de resistência aos

28 e 91 dias.

De acordo com a pesquisa de Zhang et al. (1996), o concreto feito com a pasta da

referência (cimento sem adições) e o concreto feito com a pasta de CCA como substituição

parcial do cimento, possuem resistência a compressão similares quando ensaiados com um

dia de idade, contudo o concreto de CCA tem uma resistência a compressão maior que o

concreto de referência para idades superiores.

Já na pesquisa de Santos (1997) para a resistência à compressão obtida nas argamassas

com diferentes teores de CCA, observou-se ser de 15% o teor ótimo de substituição para

um máximo de resistência aos 28 dias, e 40% o teor de substituição para uma resistência

equivalente àquela apresentada pela argamassa sem cinza (Figura 2.14). Neste estudo, a

argamassa de referência possuía um traço de 1:3:0,52 (cimento: areia: água) em massa. O

traço foi ajustado para manter-se a mesma relação a/agl em volume sem alteração da

consistência (flow de 220 ± 10 mm).

Os resultados encontrados por Zhang et al. (1996), e Isaia et al. (2000), podem ser

explicados pela evolução mais lenta das reações pozolânicas onde foi usado CCA como

substituição a parte do cimento.

- 42 -

Figura 2.14: Resistência das argamassas contendo diferentes teores de CCA. (Santos,

1997).

Rêgo (2004), estudando a adição de diferentes teores de CCA amorfa e cristalina à

argamassas com relações a/agl 0,35 e 0,50, também observou a resistência à compressão

das argamassas estudadas, em diferentes idades. Para a relação a/agl 0,35, os resultados

encontrados encontram-se ilustrados na Figura 2.15, e para a relação a/agl 0,50, os

resultados encontram-se na Figura 2.16.

Figura 2.15: Resistência à compressão x Idade, para a relação a/agl 0,35 (Rêgo, 2004).

- 43 -

Figura 2.16: Resistência à compressão x Idade, para a relação a/agl 0,50 (Rêgo, 2004).

Rêgo (2004) verificou que o efeito da substituição de ambas as CCA’s foi intenso na

resistência à compressão das argamassas, provavelmente devido ao refinamento da

porosidade e à ação da reação pozolânica da CCA na zona de transição entre a pasta e o

agregado da argamassa. Os materiais cimentícios com substituição do cimento CP I pelas

CCA’s amorfas geralmente apresentaram maiores resistências à compressão do que os

materiais cimentícios com a CCA cristalina. A reação pozolânica das CCA’s amorfa e

cristalina mostrou-se fortemente influenciada pelo aumento da idade de hidratação, já que

aos 91 dias geralmente as argamassas com ambas as CCA’s apresentaram resistências

maiores que a argamassa de referência.

No Brasil, a grande maioria dos trabalhos sobre o uso de cinzas de casca de arroz como

material pozolânico foi realizada com cinzas residuais oriundas da queima da casca em

beneficiadoras do cereal. Em alguns casos, quando as beneficiadoras possuíam

queimadores de leito fluidizado, a temperatura de queima era controlada para evitar a

formação de sílica cristalina. Nos demais, os estudos foram realizados com cinzas obtidas

de queimas sem um controle efetivo do tempo e da temperatura de queima. De um modo

geral, os resultados obtidos nas pesquisas brasileiras concluíram que a cinza de casca de

arroz é uma excelente pozolana, com desempenho comparável ao da sílica ativa. Uma

constatação importante e, até certo ponto, surpreendente dos trabalhos nacionais é que esse

desempenho foi satisfatório mesmo para cinzas que exibiam picos cristalinos nos ensaios

de difração de raios X, contrariando a opinião de muitos especialistas internacionais. Esse

- 44 -

fato pode ser observado no trabalho de Santos (1997), Figura 2.17, onde foram comparadas

as resistências de argamassas com mesma relação água/aglomerante e mesmos teores de

substituição do cimento (15%) por distintas pozolanas: cinza de casca de arroz residual (F,

G, P e R) obtida em leito fluidizado com controle de temperatura de queima (LF), cinza

volante (CV) e sílica ativa (SA).

Nota-se que duas das cinzas residuais obtidas por queimas não devidamente controladas

apresentaram desempenho similares aos da sílica ativa, que é reconhecidamente uma

pozolana de alta qualidade. O bom desempenho apresentado pela CCA cristalina pode ser

justificado pela elevada área específica que possui a sílica presente nas cinzas de casca de

arroz e pelo efeito fíler gerado pela presença de carbono não combusto, que é um material

extremamente fino. É justamente a presença desse carbono que faz com que os valores

medidos de área específica para amostras de cinzas de casca de arroz não tenham uma

correspondência direta com sua reatividade. (Prudêncio, 2002)

Figura 2.17: Evolução de resistência de argamassas (15% de CCA) – F = Queima em leito

fluidizado sem controle de temperatura; G = Queima em grelha, extração a seco; P =

Queima em grelha, auxílio de ar comprimido; R = Queima em grelha, extração úmida.

(Santos, 1997).

As adições minerais ao cimento Portland, como a cinza de casca de arroz, podem causar

um refinamento nos poros que dificultam o ingresso da solução agressiva, em função da

- 45 -

baixa porosidade e permeabilidade, e alterar quimicamente os produtos da hidratação do

cimento, reduzindo a disponibilidade de hidróxido de cálcio e, conseqüentemente, as

reações decorrentes com os íons sulfatos (Betranha & Dal Molin, 2000).

Assim, diversos pesquisadores estrangeiros apontam que a CCA cristalina não deve ser

utilizada como adição ao cimento, por não apresentar bons resultados. Contudo, diversas

pesquisas nacionais (Isaia, 1995, Prudêncio, 1996, Santos, 1997, Rêgo, 2001 e 2004,

Dafico, 2001) demonstram o bom desempenho desse material, qualificando-o para a

utilização como adição mineral principalmente quando finamente dividido.

2.5. CORROSÃO DAS ARMADURAS

2.5.1. Fundamentos da corrosão

Os metais encontram-se, em geral, na natureza formando compostos tais como óxidos, com

outros elementos. Para usá- los em sua forma elementar é preciso extrair o metal mediante

um processo de redução. O processo inverso pelo qual o metal volta ao seu estado natural

vai acompanhado de uma redução da sua energia, isto é, tem lugar através de uma reação

espontânea. Este processo, que corresponde a uma oxidação, é conhecido por corrosão e

pode representar a destruição paulatina do metal (Andrade, 1992).

Neste aspecto Gentil (1987) coloca que, muito freqüentemente, o produto de corrosão

apresenta constituição muito semelhante ao minério original. Sendo o processo de corrosão

termodinamicamente favorecido, o objetivo, no sentido de aumentar a durabilidade do

metal, é controlar o desenvolvimento do mesmo ou torná- lo o mais lento possível (Andrade

& Feliu, 1991, apud Bauer, 1995).

Gentil (1987) define ainda corrosão como a deterioração de um material, geralmente

metálico, por ação química ou eletroquímica do meio ambiente aliada ou não a esforços

mecânicos. A deterioração representa alterações prejudiciais indesejáveis, sofridas pelo

material, tais como desgaste, variações químicas ou modificações estruturais

A corrosão pode ocorrer de várias formas, podendo ser: uniforme ou generalizada, por

placas, alveolar, puntiforme, intergranular, intragranular, filiforme, por esfoliação. Com

- 46 -

relação às armaduras do concreto, as mais importantes são, a uniforme ou generalizada,

que se processa em toda a superfície, e a localizada em pontos ou em pequenas áreas da

superfície do metal, produzindo pites, que são cavidades que apresentam o fundo em forma

angulosa e profundidade maior que o diâmetro.

A corrosão metálica em um meio aquoso é um fenômeno de natureza eletroquímica, tal

qual as reações de corrosão dos metais em presença de água ou ambiente úmido, com

UR>60%, isto é, supõe-se uma reação de oxidação e uma de redução a movimentação de

elétrons através do metal, e a circulação de íons através do ele trólito, o que pressupõe a

formação de um circuito fechado.

Quando um metal é mergulhado numa solução aquosa estabelece-se uma situação de

equilíbrio ou estado estacionário, caracterizada pela formação da dupla camada elétrica,

como mostra Figura 2.18. Na estrutura da dupla camada elétrica nota-se a presença da

dupla camada de Helmholtz, a qual se assemelha a um condensador elétrico, e de uma

camada difusa, conhecida como camada Gouy-Chapman, na qual os íons se espalham por

uma distância de aproximadamente um micrometro. O plano P, saturado com íons

metálicos, é chamado de Helmholtz externo, enquanto o plano Q, que constitui a região em

que os íons não solvatados ou parcialmente solvatados podem ser especificamente

adsorvidos, constitui o plano de Helmholtz interno (Cascudo, 1997).

Figura 2.18: Estrutura da dupla camada elétrica (Cascudo, 1997).

- 47 -

A análise da dupla camada elétrica mostra que na interface metal/solução há uma

distribuição de cargas elétricas tal que uma diferença de potencial (ddp) se estabelece entre

o metal e a solução. Essa ddp conceitualmente é tida como o potencial de eletrodo e sua

magnitude é dependente do sistema (eletrodo/eletrólito) em consideração, sendo que a

medida direta de uma ddp entre um dado metal e uma solução qualquer, é inviável na

prática, utilizando-se então um eletrodo de referência, que se destina a auxiliar a

determinação ou quantificação do potencial de eletrodo (Cascudo, 1997).

Nernst demonstrou que, para a situação de equilíbrio, o potencial é função das

concentrações dos reagentes e produtos da reação eletroquímica, sendo que a equação pelo

mesmo elaborada possibilita o cálculo de qualquer potencial de equilíbrio (em condições

não padronizadas). Admitindo a reação geral, representada pela Equação 2.1, o potencial

de eletrodo pode ser estimado através da equação de Nernst (Equação 2.2).

Men+ + ne- Me (Equação 2.1)

Me

Meln

zF

RTEE

a

Za0

(Equação 2.2)

Nas condições de equilíbrio estabelece-se, através da dupla camada, um potencial de

equilíbrio (Ee) que caracteriza a reação de um dado eletrodo. Segundo Wolynec (1980) se,

por um processo qualquer, por exemplo, por imposição de um potencial externo, este

potencial for alterado diz-se então que o eletrodo sofreu polarização. A extensão da

polarização medida com relação ao potencial de equilíbrio, é chamada de sobretensão ou

sobrepotencial.

Segundo Gentil (1987), nos casos de corrosão eletroquímica, os metais apresentam, em sua

superfície, regiões anódicas e catódicas, e a velocidade de corrosão dependerá da forma

das curvas de polarização anódica e catódica, como pode ser visto na Figura 2.19: (a) a

polarização ocorre predominantemente nas áreas anódicas, a região de corrosão é

controlada anodicamente; (b) a polarização ocorre predominantemente nas áreas catódicas,

a região de corrosão é controlada catodicamente; e (c) a polarização ocorre, em extensão

apreciável, tanto no anodo quanto no catodo, tendo-se, então um controle misto.

- 48 -

Figura 2.19: Esquematização da influência da forma das curvas de polarização na

velocidade de corrosão (Gentil, 1987).

Quando em meio aquoso, a corrosão dá origem a íons em dissolução, os quais podem

participar em reações de equilíbrio com outros do meio, incluídos os da água. Portanto, a

corrosão depende de uma série de reações nas que intervêm direta ou indiretamente, os

íons da água, isto é, dependem do pH do meio.

Como o potencial do processo de corrosão depende do equilíbrio das reações de corrosão

com o pH, pode-se estabelecer uma relação em função do pH, que são representados

graficamente, como diagrama de Pourbaix (Page, 1988), mostrado na Figura 2.20.

Figura 2.20: Diagrama simplificado de Pourbaix, pH em função do potencial

eletroquímico do ferro, para 25 C (Andrade, 1992).

- 49 -

O diagrama está dividido em 3 zonas: imunidade, passivação e corrosão. Na zona de

imunidade, o metal não se corroe permanecendo estável para qualquer valor de pH. A

zona definida como passivação é onde o metal se recobre de uma capa de óxidos

transparente e imperceptível, e que esta atua como uma barreira impedindo a oxidação

posterior. E finalmente no estado de corrosão, o pH e o potencial eletroquímico

estabelecem condições termodinâmicas para que os óxidos da capa passiva não sejam mais

estáveis. Os íons do metal são a fase estável.

A região de imunidade corresponde à região onde a corrosão é termodinamicamente

desfavorável, ou seja, o metal é estável. A região de passivação corresponde a uma região

onde óxidos ou hidróxidos do metal são as fases estáveis. Na região de corrosão têm-se as

combinações de pH e potencial que indicam que os íons de metal ou íons complexos são as

fases estáveis. As linhas tracejadas (a e b) delimitam a zona onde a água é

termodinamicamente estável. Abaixo da linha (a) ocorre redução do hidrogênio, enquanto

que acima da linha (b) tem-se a evolução de oxigênio (Gentil, 1987).

Os parâmetros que determinam a velocidade ou taxa de corrosão ou seja, a cinética da

reação, são dentre outros a natureza do eletrólito, a resistividade elétrica do meio e a

disponibilidade de oxigênio (Andrade, 1992).

2.5.2. Passivação das armaduras no concreto armado

O concreto confere à armadura uma proteção de dupla natureza: por um lado é uma

barreira física que isola a armadura do meio ambiente e, por outro lado, o líquido presente

nos poros do concreto é um eletrólito que passiva a armadura de forma duradoura

(Andrade, 1984).

A elevada alcalinidade da solução aquosa dos poros do concreto favorece a formação e

manutenção de um filme de óxido aderente a superfície do aço que evita a dissolução

anódica dos íons ferrosos e portanto passiva o aço.

A elevada alcalinidade do meio, com pH entre 12,5 a 13,5 é obtida às custas da formação

de hidróxidos durante a hidratação do cimento. Quando o filme de passivação não é

formado, ou destruído, pode haver corrosão.

- 50 -

2.5.3. Natureza eletroquímica da corrosão de armaduras no concreto

As armaduras no concreto permanecem, em condições normais, em um meio alcalino que

permite que elas trabalhem na região de passividade do diagrama de Pourbaix. Entretanto

esta passividade pode ser alterada pela penetração principalmente de dois agentes

agressivos que estabelecem as condições para que a corrosão ocorra:

o CO2, que provoca a carbonatação da pasta do cimento, com redução do pH para

valores em torno de 9;

os íons cloreto, que podem romper pontualmente a película passiva, quando a relação

Cl-/OH- atinge certo valor.

A penetração destes agentes agressivos se dá através de mecanismos de transporte que

controlam a penetração de gases e líquidos no concreto, como será visto no item 2.6.

A formação de uma célula eletroquímica ou célula de corrosão no concreto, depois da

despassivação, depende da existência de quatro componentes. Um ânodo, onde ocorre

reação de oxidação ou dissolução; um cátodo, onde ocorre a reação de redução; um

condutor metálico, no caso a armadura, que permite um fluxo de elétrons e um eletrólito

que é a fase aquosa do concreto, onde ocorre o fluxo de íons. As áreas anódicas e catódicas

surgem como resultado de diferenças de potencial elétrico das regiões das armaduras

(Andrade, 1992).

Para ocorrer o processo de corrosão deve existir, como já foi dito, um circuito elétrico

completo entre as áreas anódicas e catódicas do aço. Nas zonas anódicas ocorre a

dissolução do metal, através da ionização da molécula de ferro, que perde dois elétrons,

que dirigem-se para as zonas catódicas utilizando o próprio metal como condutor, e da

dissolução do íon metálico na solução contida nos poros do concreto que se constitui no

eletrólito. Para o aço a reação anódica básica mais provável é representada pela expressão:

Fe → Fe++ + 2e- (Equação 2.3)

- 51 -

As zonas catódicas, onde atua o reagente catódico, não sofrem o processo de deterioração,

permanecendo intactas, funcionando como suporte para o processo anódico, que pode ser o

oxigênio e/ou o hidrogênio. No processo de corrosão do aço nas armaduras do concreto, as

reações catódicas mais prováveis, dependendo da presença dos reagentes catódicos e do

pH, são representada pelas expressões:

2H2O + O2 + 4e- → 4OH- (Equação 2.4)

2H+ + 2e- → H2 (Equação 2.5)

A primeira reação catódica ocorre geralmente em meios aerados de pH neutros e básicos

(pH 7). Já a segunda reação é típica de meios ácidos (pH<7) e desaerados (Andrade &

Feliu, 1991). A Figura 2.21 mostra a ilustração esquemática da corrosão da armadura no

concreto.

Figura 2.21: Ilustração esquemática da corrosão da armadura no concreto.

2.5.4. Fatores que Controlam a Propagação da Corrosão

Após a ocorrência da despassivação das armaduras, o desenvolvimento do processo de

corrosão, com o estabelecimento da etapa de propagação, depende de diversas condições

termodinâmicas, que determinam a intensidade da velocidade de corrosão.

Os principais fatores que afetam a velocidade de corrosão são: a temperatura e o conteúdo

de umidade, que afetam a resistividade e a disponibilidade de oxigênio, e a formação de

macrocélulas de corrosão (Figueiredo, 1993).

- 52 -

O conteúdo de umidade no interior do concreto exerce importante papel sobre a corrosão,

quer seja porque a água é necessária para que ocorra a reação catódica de redução do

oxigênio, ou porque influi na resistividade do concreto e na permeabilidade ao oxigênio.

O concreto seco possui uma alta resistividade, sendo que nesta condição o concreto não

permite a mobilidade dos íons. Por outro lado, a medida que a umidade interna do concreto

aumenta, a resistência ôhmica vai diminuindo e o processo de corrosão pode desenvolver-

se.

Quando os poros do concreto estão saturados de água, a resistividade é a menor possível,

porém o oxigênio encontra maior dificuldade para chegar até a armadura. Nessa situação, o

processo de corrosão está controlado pelo acesso de oxigênio, ou seja, controlado

catodicamente. A velocidade de corrosão é baixa ou moderada, igual como a que ocorre

em estruturas de concreto armado situadas a certa profundidade do mar.

As velocidades de corrosão máximas ocorrem em concretos com elevados conteúdos de

umidade, porém não-saturados. Desta forma o oxigênio pode chegar livremente até a

armadura e a resistividade é suficientemente baixa, para permitir elevadas velocidades de

reação.

A temperatura tem um papel duplo nos processos de deterioração. Por um lado o aumento

da temperatura estimula a mobilidade das moléculas, favorecendo seu transporte através da

microestrutura do concreto. Por outro lado, a sua diminuição pode dar lugar a

condensações no concreto ocasionando um aumento da umidade do material (Andrade,

1992).

As macrocélulas de corrosão são as pilhas de corrosão formadas entre duas áreas de caráter

distinto, onde uma é corroída e atua como ânodo e a outra se mantém passiva e atua como

cátodo. Quando essa situação ocorre, o efeito da ação das micropilhas se soma à ação da

macropilha, aumentando a velocidade de corrosão. Essa aceleração da corrosão vai

depender dos potencias de corrosão do ânodo e do cátodo e da resistência ôhmica entre

ambos.

- 53 -

Entre os fatores responsáveis pela formação de macrocélulas de corrosão pode-se citar as

heterogeneidades da fase metálica (anisotropia dos grãos cristalinos, impurezas na matriz

metálica, regiões submetidas à tensão e â deformação elástica, bordes de grãos, etc.) e

heterogeneidade do meio (aeração diferencial, concentrações salinas diferenciadas, pH,

etc.).

2.5.5. Técnicas para Avaliação de Corrosão

O processo de corrosão das armaduras de concreto armado resulta em diferentes estágios

de deterioração, como por exemplo: manchas marrom-avermelhadas, fissuras e lascamento

do cobrimento. Entretanto, antes deste estágio aparente, a armadura corroe sem nenhum

sinal externo de deterioração o que dificulta a observação.

Até recentemente o estudo da corrosão era feito através de ensaios destrutivos, submetendo

os corpos de prova a ambientes agressivos e analisando as amostras no final do ensaio,

avaliando principalmente a perda de massa das armaduras. Entretanto, esta técnica não

permite avaliar a intensidade de corrosão quando variam as condições de exposição em um

determinado instante, o que levou vários pesquisadores a estudar a utilização de técnicas

eletroquímicas em estruturas de concreto.

2.5.5.1. Técnicas Eletroquímicas

As técnicas eletroquímicas buscam interpretar as variáveis que intervém no processo

eletroquímico da corrosão no momento em que acontece o fenômeno. Contudo, estas

técnicas não eram muito usadas para estudar o processo de corrosão das armaduras de

concreto armado por dificuldades experimentais especialmente devido a elevada

resistividade do concreto. Elas começaram a ser difundidas a partir da década de 70.

Algumas técnicas eletroquímicas são freqüentemente aplicadas ao estudo da corrosão das

armaduras, tais como: Resistência de polarização (Andrade, 1973; Page et al., 1991;

Nepomuceno, 1992; Figueiredo, 1994; Bauer, 1995; Cascudo, 1997; Pessoa, 2002),

registro do potencial de corrosão (Strattful, 1973; Bauer & Souza, 1989), medidas de

impedância (John et al., 1981; Alonso & Andrade, 1988), resistividade elétrica (Farias e

Tezuka, 1992) e medidas de intensidade galvânica (Schiessel, 1992; Nepomuceno, 1992).

- 54 -

a) Resistência de polarização

A resistência de polarização (Rp) representa a inércia que um sistema possui em

desenvolver um processo eletroquímico de corrosão, isto é, um processo de transferência

de carga elétrica no metal, ante uma polarização imposta. Sendo assim, quanto maior for a

Rp, menos intensa serão as velocidades de corrosão encontradas.

A resistência de polarização como técnica que permite a estimativa da velocidade

instantânea de corrosão de um metal em um meio, foi descrita por Stern & Geary (1957).

O cálculo da velocidade instantânea de corrosão é feito utilizando corrente contínua e

medindo a variação do potencial com a corrente quando se aplica ao sistema em equilíbrio

uma polarização (varredura potenciodinâmica) de 10 a 20 mV.

O procedimento se baseia nas curvas de polarização que são praticamente retas em torno

do potencial de corrosão, e sua tangente está relacionada com a velocidade de corrosão. A

tangente da curva potencial-corrente na região do potencial de equilíbrio corresponde a

grandeza Rp.

RpE

I E 0 (Equação 2.6)

onde:

Rp- Resistência de polarização [k cm2];

E- Potencial [mV];

I- Corrente [ A].

A intensidade de corrosão é então calculada através da equação de Stern & Geary (1957):

iB

ARpcorr (Equação 2.7)

onde:

icorr- Intensidade instantânea de corrosão [ A/cm2];

B- Constante;

A- Área de exposição da armadura;

Rp- Resistência de polarização [k cm2 ].

- 55 -

B e uma constante empírica normalmente determinada em função das tangentes de Tafel,

ba e bc para a zona anódica e catódica que dependem do metal e do meio.

Bb b

b b

a c

a c2 3, ( ) (Equação 2.8)

O valor de B não tem sido precisamente determinado para as armaduras de concreto

armado, mas normalmente fica entre 13 e 52 mV dependendo do sistema.

Os primeiros pesquisadores a empregar esta técnica no concreto armado foram (Andrade,

1973; Andrade & Gonzalez, 1978). Estes pesquisadores encontraram relações

quantitativas aceitáveis entre as estimativas eletroquímicas e gravimétricas superando a

dificuldade prática da determinação da constante B para o caso do concreto. Os valores

propostos são 26 mV para armaduras em estado ativo de corrosão e 52 mV para armaduras

em estado passivo de corrosão. Gonzalez et al., (1985) destacam que a técnica possui um

fator de erro associado a 2 quanto a estimativa de icorr, erro este associado a determinação

de B.

A técnica permite a velocidade instantânea de corrosão em cada momento do ensaio, o que

nos leva a intensidade de corrosão total (it) através da integração da curva de icorr x tempo.

Utilizando-se a fórmula de Faraday é possível calcular a perda de massa eletroquímica e

compará- la com a perda de massa gravimétrica.

i i dtt corr (Equação 2.9)

Para medir a resistência de polarização é necessário um potenciostato, que para

experimentos em concreto, tenha uma compensação eletrônica para a queda ôhmica. Os

detalhes operacionais da técnica serão apresentados no capítulo 3.

Esta técnica é muito rápida e tem uma importante vantagem de não ser destrutiva devido à

pequena polarização aplicada. Um mesmo corpo de prova permite inúmeras medidas. Sua

principal utilidade está justamente em que, medindo a velocidade de corrosão ao longo do

- 56 -

tempo, é possível determinar a vida residual da estrutura, considerando que se pode

conhecer a perda de seção ocorrida antes do momento da medida.

b) Medidas de potencial de corrosão

O registro do potencial de corrosão nas armaduras de concreto é uma técnica limitada pois

só dá informações termodinâmicas do processo de corrosão. Junto com o pH do meio tem-

se uma idéia qualitativa da corrosão através do diagrama de Pourbaix, indicando riscos

graves no estado ativo e garantias de durabilidade suficiente no estado passivo, ou das

condições de imunidade.

Strattful (1973) a utilizou muito para realizar mapas de potencial em estruturas,

identificando através dos potenciais mais negativos as zonas com possível corrosão

(ânodo) em relação aos mais passivos (cátodo). A técnica permite determinar onde pode

haver corrosão no momento da medida, mas não o grau de ataque sofrido pela estrutura.

A medida de potencial consiste na determinação da diferença de potencial elétrico entre o

aço das armaduras e um eletrodo de referência que se coloca em contato com a superfície

do concreto. Uma vantagem do método de medida de potencial de corrosão é que ele pode

ser aplicado tanto para pequenos corpos de prova em laboratório quanto em estruturas de

grandes dimensões.

As principais circunstâncias que podem conduzir a conclusões errôneas nas medidas de

potencial são: teor de umidade de concreto, teor de oxigênio disponível, diferentes

espessuras de cobrimento de concreto, presença de fissuras no concreto e a existência de

correntes erráticas (Andrade, 1992).

A norma ASTM-C-876 (1992) estabelece como parâmetros orientativos do estado de

corrosão os seguintes valores para a probabilidade de corrosão, para eletrodo de

cobre/sulfato de cobre.

>95% Ecorr < -350 mV

<5% Ecorr > -200 mV

Aprox 50% -200 mV < Ecorr < -350 mV

- 57 -

c) Medidas de resistividade

Após a despassivação da armadura, o processo de corrosão é governado pela

disponibilidade de oxigênio e pela resistividade elétrica do concreto. A resistividade

depende fundamentalmente da umidade contida nos poros do concreto (Andrade, 1992).

A resistividade tem um comportamento muito distinto dependendo do tipo de agressivo,

havendo uma boa correlação entre seu valor e a velocidade de corrosão, principalmente

devido a carbonatação.

As características do concreto variam consideravelmente durante o processo de hidratação

e conseqüentemente fatores tais como o tipo de cimento, relação água/cimento e a idade

são de extrema importância, e influenciam diretamente na resistividade elétrica (Gjorv et

al., 1977).

d) Outras Técnicas Eletroquímicas

A técnica dos ruídos eletroquímicos baseia-se no registro e análise das pequenas flutuações

de potencial (ao nível de microvolts e milivolts) em torno do potencial de corrosão.

Algumas vezes também é conveniente se registrar as flutuações de corrente (ao nível de

nanoampéres e microampéres) ao redor da corrente de corrosão. Com esses procedimentos

obtêm-se importantes dados a respeito da morfologia do ataque, o que permite identificar o

tipo de corrosão (generalizada ou localizada), além de precisar tipos de corrosão localizada

(Cascudo, 1997).

Na técnica de impedância eletroquímica ou impedância CA como também é chamada,

aplica-se um sinal alternado de pequena amplitude (+ 10 a 20mV) a um eletrodo embebido,

eletrodo este que é, no caso do concreto, a armadura em análise. Após isto, compara-se a

perturbação inicial (aplicada) com a resposta do eletrodo, pela medida da mudança de fase

dos componentes de corrente e voltagem e pela medida de suas amplitudes. Isto pode ser

feito ou nos domínios de tempo ou nos domínios de freqüência, utilizando um analisador

de espectro ou um analisador de resposta de freqüência, respectivamente. É importante

salientar que a perturbação inicial é uma perturbação de potencial ΔE, que deve ser

- 58 -

imposta no estado estacionário do sistema e a resposta do eletrodo é uma corrente ΔI.

Portanto, basicamente a impedância mede a relação entre ΔE e ΔI (Cascudo, 1997).

2.5.5.2. Técnicas não eletroquímicas

Algumas técnicas não eletroquímicas podem ser usadas na avaliação do processo de

corrosão, podendo citar as técnicas gravimétricas, as observações visuais e microscópicas.

A perda gravimétrica consiste na diferença da medida de massa da barra antes e depois de

ser submetida a ambientes agressivos e sofrer corrosão. Entretanto, esta técnica apresenta

limitações uma vez que só informa o valor integral, não informando sobre o

comportamento nas diversas etapas do ensaio.

2.6. MECANISMOS DE TRANSPORTE

A importância de uma perfeita compreensão dos mecanismos de transporte no concreto

está no fato de que a durabilidade desse material está intimamente relacionada com o

ingresso e deslocamento de agentes agressivos no seu interior, sendo os mais preocupantes,

a água com íons agressivos, o dióxido de carbono e o oxigênio (Lopes, 1999).

Conforme Neville (1997), a penetração e deslocamento desses agentes agressivos no

concreto dependem principalmente da estrutura da pasta de cimento hidratado, pois

ocorrem através dos poros dessa pasta de cimento e das suas microfissuras.

Os mecanismos de transporte destas substâncias no concreto dependem:

Das características químicas e físicas e de sua concentração superficial ou das

condições ambientais;

Da microestrutura, tipo e distribuição dos tamanhos dos poros ou presença de

microfissuras;

Do grau de umidade do concreto;

Da temperatura.

- 59 -

De acordo com Nepomuceno (1992), estes fatores determinam o tipo de mecanismo de

penetração do agente agressivo, tais como a absorção capilar, a difusão e a penetração por

pressão ou permeabilidade. A combinação dos agentes agressivos por parte do concreto,

através de reações química ou de adsorção física, dificulta a penetração do agressivo.

A Figura 2.22 representa esquematicamente a interação entre o concreto e o ambiente

contaminado por agentes prejudiciais a durabilidade das armaduras.

Figura 2.22: Representação esquemática da interação entre o concreto e o ambiente

agressivo as armaduras (Nepomuceno, 1992).

O ingresso de cloretos pela estrutura de poros do concreto ocorre em forma de solução, ou

seja, os cloretos estão dissolvidos em água e penetram no concreto, quer seja por

mecanismos próprios de transporte de água (absorção capilar, permeabilidade), ou por

outros mecanismos de ingresso (difusão, migração).

Segundo Cascudo (1997), o transporte não apenas dos cloretos, mas de outras substâncias

dissolvidas, de líquidos em geral e de gases no interior do concreto, é decisivamente

influenciado pela estrutura porosa da pasta de cimento endurecida. Neste sentido, a

interconexão dos poros, que determina a porosidade aberta, e a distribuição do tamanho de

poros, constituem-se fatores de suma importância. A porosidade aberta possibilita o

transporte das substâncias e caracteriza a permeabilidade da pasta; por sua vez, o ta manho

dos poros interfere na velocidade de transporte.

- 60 -

Garboczi apud Mehta & Monteiro (1994) revisou várias teorias que tentam relacionar os

parâmetros microestruturais dos produtos de cimento com a difusividade (a taxa de difusão

de íons através de poros preenchidos com água) ou a permeabilidade (a taxa do fluxo

viscoso de fluidos através da estrutura dos poros), chegando a conclusão que para materiais

como o concreto, com numerosas microfissuras, a definição de um fator para a propriedade

de transporte pela estrutura de poros satisfatório é de difícil determinação devido a

mudanças imprevisíveis na estrutura de poros, quando da penetração de um fluido externo.

Deve-se observar que a propriedade de transporte da estrutura dos poros do material muda

continuamente devido aos sucessivos ciclos de estreitamento e alargamento de poros e

microfissuras a partir das interações físico-químicas entre o fluido que penetra e os

minerais da pasta de cimento.

2.6.1. Absorção Capilar

É definido como absorção capilar o transporte de líquidos devido à tensão superficial

atuante nos poros capilares do concreto. Este fenômeno é dependente de características do

líquido (viscosidade, densidade e tensão superficial), e de características do sólido poroso

(raio, tortuosidade e continuidade dos poros, energia superficial, conteúdo de umidade). A

força produzida pela tensão superficial sobre o menisco faz com que o líquido suba por

este.

É importante observar também que, o fenômeno da absorção só se dá se os poros estão

secos ou parcialmente secos, isto é, em condição de saturação não há absorção capilar, e o

mecanismo de transporte governante da penetração de íons cloreto é a difusão. Portanto,

esse fenômeno ocorre principalmente em concretos aparentes, e naqueles em contato com

solos úmidos e ciclos de umedecimento e daí a importância do seu conhecimento para a

durabilidade das estruturas.

Guimarães (1997) comenta que vários pesquisadores têm feito modelagens matemáticas do

fenômeno de absorção capilar no concreto, mas no entanto, elas ainda não traduzem

satisfatoriamente todo o mecanismo. Por outro lado, Helene (1993) afirma que a aplicação

direta das fórmulas destas modelagens é muito difícil, considerando que o diâmetro dos

capilares do concreto são variáveis no tempo, pois dependem do grau de hidratação, da

composição química do cimento, de eventuais adições e da relação água/cimento,

- 61 -

indicando a alternativa de se considerar o concreto como um todo, medindo a absorção

capilar como uma medida de fluxo, podendo ser feita segundo a “lei de Jurin”:

h= (2 * v)/(r * γ) (Equação 2.10)

Onde:

h: altura ou penetração de água no capilar

ν: tensão superficial

r: raio do capilar

γ: massa específica da água

A continuidade do processo de ingresso de cloretos, uma vez que se atinja o limite

indicado pela lei de Jurin, baseia-se em outros mecanismos, basicamente difusão e

migração (Bauer, 1995).

A influência da estrutura dos poros é determinante na absorção capilar, quer seja no

volume de água absorvido, na velocidade de absorção, como também na altura de sucção.

Teoricamente, quanto menores os diâmetros dos poros, maiores as pressões capilares e

maior a altura. Sob enfoque inverso, com poros maiores temos alturas menores, porém

volumes absorvidos maiores. Em observações experimentais todavia, face a cond ições

peculiares de intercomunicabilidade e tortuosidade dos poros, constata-se comportamento

diverso do esperado (Bauer, 1995). Helene (1993) coloca que concretos de reduzida

relação água/cimento apresentam capilares de menor diâmetro, ao mesmo tempo que os

mesmos são muito menos intercomunicáveis, resultando disso menores alturas de sucção e

menores volumes absorvidos.

Segundo Cascudo (1997) a estrutura de poros caracteriza o concreto como um material

hidrófilo, ou seja, um material ávido de água. Sendo assim, pode-se afirmar que as

características hidrófilas do concreto e sua condição de umidade (quanto menor o teor de

umidade, maior a absorção) são aspectos de decisiva influência na capacidade absorvente

do concreto. A absorção também depende significativamente de características intrínsecas

do líquido, tais como viscosidade e tensão superficial. Pelo processo de absorção, a solução

salina pode penetrar vários milímetros em poucas horas.

- 62 -

No caso de concretos em contato com a chuva, solos úmidos e ciclos de umectação, a

profundidade que os íons cloreto, presente na água, podem atingir dependerá da duração

dos períodos de secagem e umectação, (Bakker, citado por Nepomuceno, 1992).

2.6.2. Difusão de cloretos na fase aquosa

É um processo espontâneo de transporte de massa num sistema físico-químico, em

situações de pressões normais, por efeito de gradientes de concentração proporcionado por

dois diferentes meios em contato íntimo. No caso do concreto este fenômeno ocorre devido

ao contato da solução presente nos poros com o meio ambiente. O fluxo da substância que

se difunde tende a anular o gradiente, ou seja, igualar as concentrações.

Este fenômeno ocorre tanto para substâncias presentes em meio líquido como para aquelas

em meio gasoso. Assim os dois principais agentes agressivos, que comprometem as

armaduras, os íons cloreto e o CO2 têm a sua penetração controlada por este fenômeno.

A difusão dos íons cloreto será tanto mais intenso quanto maior a sua concentração na

solução externa. Em estruturas parcialmente submersas em água contaminada com cloreto

a região acima da linha d'água é a mais contaminada devido a elevação da concentração à

medida que a água que sobe por capilaridade, levando íons cloreto, se evapora. Sendo a

difusão um fenômeno de transporte de massa através de um líquido, é de se esperar que

seja tanto menor quanto mais compacto o concreto (Helene, 1986, apud Monteiro, 1996).

O coeficiente efetivo de difusão do O2 no concreto armado tem um efeito diretamente

decisivo para a taxa de corrosão do aço. Isto se deve ao oxigênio ser uma substância

essencial para o progresso do processo catódico. A difusividade do oxigênio é dependente

da temperatura e da viscosidade do fluido. O oxigênio tem uma pequena solubilidade na

água e sua mobilidade é limitada pela alta densidade da água com relação a mesma. As

condições na fase gasosa são bastante diferentes. A concentração pode ser alta e a

difusividade pode estar entre 104 e 105 vezes maior que no líquido (Tuutti, 1982).

O mecanismo da difusão pode ser modelado pelas leis de Fick, sendo a primeira lei,

aplicável no caso de regime de fluxo estacionário conforme a Equação 2.11 (Helene,1993):

- 63 -

s efcl

cl

CQ D

e (Equação 2.11)

Onde:

Q: fluxo de íons;

Defcl : coeficiente efetivo de difusão;

C: concentração de íons na solução;

ecl: profundidade considerada;

e a segunda lei, em regimes não estacionários conforme a Equação 2.12 :

ecl eclefcl

cl cl

C Cx D

t e e (Equação 2.12)

A solução para a Equação 2.10, considerando material sólido, semi-finito, com

concentração superficial constante na solução externa, é expressa pela Equação 2.13 a

seguir:

ecl 0 cl

s 0 efcl

C C e1 erf

C C 2 D t (Equação 2.13)

Onde:

ecl : profundidade considerada;

Cecl : concentração na profundidade considerada;

Co : concentração na superfície;

Cs : concentração inicial de cloretos;

erf : função de erro de gauss;

t : tempo considerado;

Defcl : coeficiente efetivo de difusão.

Através destas equações, obtém-se o coeficiente de difusão ou difusibilidade das

substâncias através do concreto. Este coeficiente é função de muitas variáveis: da

- 64 -

porosidade, da relação água/cimento, teor de cimento, composição química do cimento,

umidade relativa, e temperatura (Page et. al., (1981); Helene, (1993)).

Ngala et al. (1995) apud Guimarães (1997) mostram que a taxa de cloretos através de

pastas de cimento diminui de forma marcante com a redução da relação água/aglomerante

e tende para valores muito baixos quando a porosidade capilar aproxima-se de zero. Para

uma. dada relação água/aglomerante e porosidade capilar, o coeficiente de difusão para

pastas com 30% de cinza volante são uma ordem de magnitude menor que os das pastas de

cimento Portland comum.

2.6.3. Permeabilidade

O ingresso de cloretos por permeabilidade ocorre na forma dissolvida, geralmente em

água. A permeabilidade é uma propriedade do concreto que está relacionada com a

facilidade com que a água ou outro fluido passa através dele quando há um gradiente de

pressão. É definida como a propriedade que governa a taxa de fluxo de um fluido para o

interior de um sólido poroso.

Todos os poros que estão conectados entre si estão relacionados com o conceito de

permeabilidade ou penetrabilidade, que é a característica fundamental que vai controlar a

chegada de agentes agressivos até a armadura. A permeabilidade do concreto a uma

determinada substância não depende somente do tamanho e número de poros, mas também

da influência dos fenômenos de adsorção, das reações químicas que podem ser produzidas

durante a penetração (Andrade, 1984).

Assim, fatores que influenciam na distribuição de poros da pasta, são potencialmente

influenciantes na permeabilidade. Tem-se portanto, a composição do cimento, a relação

água/cimento e o grau de hidratação influenciando diretamente na permeabilidade do

concreto (Uchikawa, 1986; Helene, 1993).

O coeficiente de permeabilidade segue a lei de Darcy para um fluxo laminar, estacionário e

não-turbulento através de um meio poroso, e é obtido pela expressão abaixo:

- 65 -

dq H AK

dt L (Equação 2.14)

Onde:

dq/dt: velocidade de escoamento da água;

K: coeficiente de permeabilidade do fluido;

L\H: gradiente de pressão;

A: área da superficie por onde penetra o fluido;

L: espessura do elemento;

μ: viscosidade do fluido.

Estudos feitos por AI-Amoudi et al. (1993) indicaram que adições no cimento tais como:

pozolanas, cinzas volantes e escória de alto-forno, reduzem a permeabilidade e porosidade

dos concretos. Gjorv, citado por Mehta, (1989) apud Monteiro (1996), observou que para

altos consumos de cimento o efeito da microsílica em reduzir a permeabilidade do concreto

é diminuído.

Com o progresso da hidratação da pasta de cimento, à medida que a porosidade capilar

decai, também diminui o coeficiente de permeabilidade, mas não há uma

proporcionalidade direta entre os dois. Sendo que, no início, à medida que o processo de

hidratação do cimento progride, mesmo um pequeno decréscimo na porosidade capilar

total é associada com considerável segmentação de grandes poros, reduzindo grandemente,

portanto, o tamanho e o número de canais de fluxo na pasta de cimento. Tipicamente, em

tomo de 30 por cento de porosidade capilar representa um ponto em que as interconexões

entre os poros já se tomaram tão tortuosas que um decréscimo adicional na porosidade da

pasta não é acompanhado por um decréscimo substancial no coeficiente de permeabilidade.

Em geral, quando a relação água/cimento é alta e o grau de hidratação é baixo, a pasta de

cimento terá alta porosidade capilar; ela conterá um número relativamente elevado de

poros grandes e bem conectados e, portanto, o seu coeficiente de permeabilidade será alto.

À medida que a hidratação progride, a maioria dos poros serão reduzidos a um pequeno

tamanho e também perderão as suas interconexões; deste modo, a permeabilidade diminui.

- 66 -

Apenas em situações especiais onde haja o acúmulo e/ou a contenção de águas, a

contenção de solos, o contato direto com a ação de águas correntes e o caso de estruturas

semi-enterradas com a presença do lençol freático, entre outras, é verificado o transporte

de substâncias líquidas pela permeabilidade sob pressão.

2.6.4. Migração iônica

Esse mecanismo de transporte no concreto se dá quando há ocorrência de um campo

elétrico. Esse campo elétrico, uma vez instalado, provoca a movimentação de carga elétrica

pelos íons presentes (migração), para que se neutralize o efeito da diferença de potencial.

Segundo Bauer (1995), a formação desse campo elétrico ocorre pelos fenômenos de

polarização relativos aos processos de corrosão das armaduras, de dispositivos de proteção

catódica, de correntes erráticas, dentre outros.

Sendo os cloretos íons com carga elétrica negativa, é de se esperar que a ação de campos

elétricos promovam uma migração iônica. No concreto a migração pode se dar pelo

próprio campo gerado pela corrente elétrica do processo eletroquímico, assim como pode

ser oriundo da ação de campos elétricos externos, como, por exemplo, ao se empregar a

técnica de proteção catódica para o controle da corrosão.

Uma vez que ocorra um campo elétrico, entre determinado ponto da região interna e a

superfície do concreto (por exemplo, entre a armadura e a superfície externa do elemento

estrutural), dependendo da polaridade, os cloretos irão se mover no sentido “para dentro”

ou “para fora”. Para que os cloretos ingressem, a armadura deve estar polarizada com carga

positiva, obviamente. O campo elétrico instalado obriga que, para que se mantenha a

eletroneutralidade, ocorra o transporte de carga elétrica pelos íons presentes, ou seja,

ocorra a migração. Todos os íons presentes na fase aquosa (eletrólito) participam da

migração, existindo, no entanto, diferenciação quanto a corrente iônica transportada por

diversos íons (Andrade et. al., 1993). Caso ocorram gradientes de concentração (o que é

muito provável) podem resultar fenômenos de contradifusão, sendo que, em alguns casos,

a migração é perfeitamente balanceada pela contradifusão não havendo movimentação do

íon em questão (Bauer, 1995).

- 67 -

Ressalta-se que este mecanismo de transporte é o predominante no ensaio de difusão de

cloretos, o qual será apresentado no capítulo 3, que determina o coeficiente de difusão das

argamassas utilizadas nesta pesquisa.

Em suma pode-se afirmar que na grande maioria dos casos, os mecanismos de transporte

dos cloretos presentes no concreto são a absorção capilar e a difusão iônica. A absorção se

dá numa camada superficial do concreto, geralmente onde ocorre a molhagem e secagem

do cobrimento pela ação das intempéries; mais para o interior do concreto onde a presença

do eletrólito é mais constante, tem-se basicamente a difusão.

2.7. CORROSÃO POR CLORETOS

A corrosão da armadura devido a ação dos íons cloreto é um dos mais sérios problemas das

estruturas de concreto armado. Os íons cloreto podem ser introduzidos no concreto de

varias maneiras: como aditivo, pela contaminação da água ou da areia, ou podem penetrar

desde o exterior em ambientes que os contenham. Os íons cloreto se fazem presentes nas

estruturas de concreto através de distintas formas:

uso de aceleradores de pega que contém CaCl2;

na forma de impureza indesejada dos agregados (areia e brita) e da água de

amassamento;

atmosfera marinha (maresia);

água do mar (estruturas “off shore”);

uso de sais de degelo;

processos industriais (etapa de branqueamento de indústrias de celulose e papel, por

exemplo).

Uma vez atingido a armadura, os cloretos tendem a despassivá-la pela dissolução local e

pontual da película de óxido protetora, formada devido a elevada alcalinidade do meio

resultante da hidratação do cimento, produzindo pites, que são cavidades que apresentam o

fundo em forma angulosa e profundidade maior que o diâmetro.

- 68 -

Os íons cloretos podem ser encontrados no interior do concreto em uma das seguintes

formas:

quimicamente combinados (cloroaluminatos);

fisicamente adsorvidos na superfície dos poros (C-S-H);

livres na solução dos poros do concreto.

Como já comentado anteriormente, em estruturas normais livres da contaminação por

cloretos e da carbonatação, o aço mantém-se passivo devido a alta alcalinidade da solução

porosa do concreto. Contudo, a passividade do aço pode ser quebrada quando uma

quantidade suficiente de cloretos está presente na solução dos poros. A passividade do aço

também depende da concentração de hidroxilas na solução dos poros. Vários pesquisadores

demonstram que a passividade do aço é quebrada quando a relação entre a concentração de

cloretos e a concentração de hidroxilas excede um valor particular. É a relação entre a

concentração de cloretos livres e a concentração de íons hidroxila na solução porosa do

concreto que controla o início da corrosão. A relação entre os cloretos livres e cloretos

combinados depende das características dos cimentos, da porosidade e das substâncias

agressivas (Tuutti, 1982).

Este valor limite de concentração a partir do qual os íons cloreto podem romper a camada

de óxidos passivante e provocar a corrosão da armadura não está associado a um valor

fixo, embora algumas normas ou recomendações de alguns países apresentem valores

orientativos. Isto se deve a dificuldade de estabelecer um limite seguro, acima do qual

existe risco de despassivação do aço, já que este limite depende de numerosas variáveis,

entre elas: tipo de cimento, proporção de cimento, relação água/cimento, conteúdo de

umidade, etc. (Andrade, 1992).

Já existe um consenso entre os pesquisadores de que o principal fator controlador da

despassivação é a relação Cl-/OH-. Contudo existem dificuldades em se estabelecer um

parâmetro seguro para o limite da quantidade de cloretos, principalmente pela dificuldade

de se determinar a relação Cl-/OH- em estruturas reais.

O mecanismo de penetração dos íons cloreto através do concreto, para que uma certa

quantidade chegue até a armadura, na forma de cloretos livres, e consiga desencadear o

- 69 -

processo de corrosão depende de uma série de fatores relacionados, por exemplo, com: o

tipo de cátion associado aos cloretos, tipo de acesso ao concreto (antes ou depois de

endurecido), presença de outro ânion como o sulfato, tipo de cimento empregado na

produção do concreto, relação água/cimento, estado de carbonatação do concreto,

condições de produção e cura do concreto e umidade ambiental (condição de saturação dos

poros).(Figueiredo, 1993)

Embora sejam questionáveis, segundo o relatório do Comitê 222 do ACI (American

Concrete Institute) apud Cascudo (1997), existem três teorias para explicar os efeitos dos

íons cloreto sobre a corrosão do aço:

1ª) Teoria do filme de óxido : os íons penetram no filme de óxido passivante sobre o aço,

através de poros ou defeitos, mais facilmente do que penetram outros íons, por exemplo o

sulfato. Alternadamente os cloretos podem dispersar-se coloidalmente no filme de óxido,

tornando mais fácil a sua penetração.

2ª) Teoria da adsorção: os íons cloretos são adsorvidos na superfície metálica em

competição com o oxigênio dissolvido ou com íons hidroxila. O cloreto promove a

hidratação dos íons metálicos, facilitando a sua dissolução.

3ª) Teoria do complexo transitório : os íons cloretos competem com os íons hidroxila

para produção de íons ferrosos pela corrosão. Forma-se então um complexo solúvel de

cloreto de ferro. Este pode difundir-se a partir das áreas anódicas destruindo a camada

protetora de Fe(OH)2 e permitindo a continuação do processo corrosivo. A certa distância

do eletrodo o complexo é rompido, precipita o hidróxido de ferro e o íon cloreto fica livre

para estancada, mais íons ferrosos da área anódica. Uma vez que a corrosão não é

estancada, mais íons de ferro continuam a migrar dentro do concreto, a partir do ponto de

corrosão, e reagem também com o oxigênio para formar óxidos mais altos que induzem a

um volume quatro vezes maior, causando tensões internas e fissuras no concreto. A

formação de complexos de cloreto de ferro pode também conduzir a forças internas que

levem à fissuração e à degradação do concreto.

O mecanismo de despassivação pela ação de cloretos ainda não está definido, apesar das

várias discussões sobre o assunto. No entanto, na forma macroscópica esses íons agem

- 70 -

provocando acidificações locais que levam a desestabilizações puntiformes do filme de

óxidos passivos, causando a ocorrência da corrosão localizada por pite.

O pite é uma das mais prejudiciais formas de corrosão, pois, embora afete somente

pequenas partes da superfície metálica, pode causar rápida perda de espessura do material

metálico e originar pontos de concentração de tensões com início de fratura, ocasionando a

diminuição da resistência mecânica do material (Gentil, 1987).

Áreas de estagnação do meio corrosivo possibilitam o ataque por pite, pois favorecem a

presença de depósitos e permanência de solução em frestas. Muitas vezes o aumento da

velocidade do fluído faz decrescer o ataque por pite, pois diminui a possibilidade da

existência de áreas de estagnação. A composição química do meio corrosivo ou do material

metálico pode influenciar bastante no ataque por pite. Assim, a presença de cloreto no

meio corrosivo acelera a formação de pites no aço (Genti, 1987).

No início a formação do pite é lenta, mas uma vez formado há um processo autocatalítico

que produz condições para um contínuo crescimento do pite. No caso da armadura de em

concreto, a ação autocatalítica pode ser explicada considerando-se as seguintes reações no

interior do pite. Conforme já exposto anteriormente, na área anódica, dentro do pite, ocorre

a oxidação do ferro:

Fe → Fe++ + 2e- (Equação 2.15)

O desenvolvimento da reação ilustrada na equação 2.15 produz um excesso de carga

positiva nesta área ocasionando a migração, para dentro do pite, de íons cloreto para

manter a compensação de cargas, com o conseqüente aumento da concentração do sal,

FeCl2. Este sal sofre hidrólise, formando ácido clorídrico, HCl, conforme a equação 2.16

ou 2.17:

FeCl2 + 2H2O → Fe(OH)2 + 2H+ + 2Cl- (Equação 2.16)

Fe++ + 2H2O → Fe(OH)2 + 2H+ (Equação 2.17)

O aumento da concentração de íons H+, isto é, decréscimo de pH no local, acelera o

processo corrosivo, pois tem-se o ataque do material metálico pelo HCl formado, conforme

- 71 -

equação 2.18 ou 2.19, com conseqüente formação do FeCl2, que voltará a sofrer hidrólise

conforme equação 2.16, mantendo a continuidade do processo corrosivo.

Fe + 2HCl → FeCl2 + H2 (Equação 2.18)

Fe + 2H+ → Fe2+ + H2 (Equação 2.19)

2.7.1. Fatores que influenciam a velocidade e profundidade de penetração de cloretos

No caso dos cloretos oriundos do exterior, caso comum de obras em ambientes marinhos e

de estruturas sujeitas a sais de degelo, vários são os fatores que influenciam na sua

penetração.

2.7.1.1. Relação água/cimento

A relação água/cimento influencia na porosidade, na forma, no volume e na distribuição

dos tamanhos dos poros, controlando assim, a penetração dos íons cloreto. Verificou-se

que a velocidade de difusão de cloreto aumenta de 4 a 5 vezes com um aumento da relação

água/cimento de 0,4 a 0,6 (Page & Short, 1981). Pettersson (1996) apud Lopes (1999),

concluiu que o coeficiente de difusão é reduzido com a redução da relação a/c, devido à

pasta tornar-se mais densa quando o teor de água é diminuído.

2.7.1.2. Composição química do cimento

A composição química do cimento tem grande influência na penetração de cloretos, já que

o C3A e o C4AF se combinam com os cloretos para formar os cloroaluminatos. Esta

reação diminui o fluxo de penetração de cloretos devido a redução da concentração de íons

livres na solução aquosa dos poros do concreto (Page et al., 1986). De acordo com

Rasheeduzzafar et al. (1990), quanto mais C3A conter o cimento, mais tempo levará a

corrosão das armaduras para se iniciar devido à sua influência na fixação de cloretos.

Al-Gahtani et al. (1994), estudando os cimentos com elevada alcalinidade, concluíram que

eles têm um efeito benéfico e um degradador em relação a penetração de cloretos. O efeito

benéfico, que em alguns casos ofusca o efeito degradador, é que os cimentos mais alcalinos

têm um elevado OH-, que torna um fator dominante para baixar a relação CL-/OH- e

- 72 -

diminuir a corrosão, porém o fator deteriorador, é que estes cimentos possuem uma

pequena capacidade de retenção de cloretos pois têm menos C3A. A capacidade de fixação

de cloretos pelo C3A reduz significativamente quando o concreto está carbonatado.

O uso de cimentos com adições contendo materiais pozolânicos, tais como: cinza volante,

escória de alto forno ou microssílica está aumentando a cada dia. A influência benéfica

das pozolanas em relação a penetração de cloretos inclui o aumento da resistividade

elétrica do concreto e a diminuição do tamanho dos poros (Preece et al., 1983). Al-

Amoudi et al. (1992) comparando diversos cimentos quanto ao desenvolvimento da

corrosão por cloretos, concluíram que os cimentos com adição de escoria e microssílica

têm desempenho superior, (tendo o cimento com adição de escória apresentado intensidade

de corrosão 10 vezes inferior ao cimento sem escória ao final dos ensaios). Bauer (1995),

também constatou que a adição de escória ao cimento, no caso de ingresso de cloretos, tem

um efeito benéfico da capacidade de fixação de cloretos para relação água/cimento abaixo

de 0,5. Monteiro (1996), concluiu que os cimentos com maior quantidade de C3A em sua

composição tem um melhor desempenho em relação à corrosão por cloretos,

principalmente para a relação a/c 0,40.

Page et al. (1981,1986), Uchikawa (1986), Roy (1989), Bauer (1995) são unânimes ao

afirmar que a escória de alto-forno, empregada como adição mineral, reduz

significativamente o coeficiente de difusão de cloretos, quer seja pelo efeito físico da

adição (alterações na porosidade), ou pela maior capacidade de fixação de cloretos.

Petterson (1994) estudando a adição de microssílica ao cimento, relatou que a difusão de

cloretos no concreto diminui, quando a microssílica é adicionada ao cimento por ca usa do

efeito de “rede” que torna a estrutura mais densa.

2.7.1.3. Temperatura

Elevadas temperaturas aumentam substancialmente a corrosão como conseqüência do

aumento da velocidade de penetração dos cloretos, porque os íons cloretos têm mais

mobilidade à temperaturas mais elevadas (Cochet & Jesus, citados por Nepomuceno,

1992).

- 73 -

2.7.1.4. Fissuras

Fissuras estruturais podem permitir o acesso de dióxido de carbono, oxigênio e dos íons

cloretos, por isto, há uma preocupação natural em relação ao aparecimento das fissuras e m

relação à corrosão (Neville, 1995). Konin et al. (1998) apud Lopes (1999), concluíram que

o teor de cloretos presentes na pasta de cimento aumenta com o aumento das fissuras; até

mesmo para CAD e concretos de altíssima resistência, as fissuras provocaram um aumento

no teor de cloretos e um aumento na permeabilidade.

2.7.1.5. Carbonatação

Um concreto carbonatado não possui a mesma capacidade de combinar cloretos que um

concreto não-carbonatado.

Quando um concreto que possui uma certa quantidade de clore tos combinados e outra

livre, embora inferior à necessária para despassivar a armadura, começa a carbonatar, parte

dos cloretos combinados passam a condições de livres. Desta forma a quantidade de íons

livres pode atingir o limite crítico de rompimento da camada passiva (Tuuti, 1982).

De acordo com Dhir et al. (1993), em concretos parcialmente carbonatados, o ingresso de

cloretos pode ser acelerado até 100%. Observaram também, que as intensidades de

corrosão devido ao ataque de cloretos foram aumentadas de 2 a 3 vezes no concreto

carbonatado.

Monteiro (1996), analisando a capacidade de proteção de três tipos de cimento em relação

à corrosão de armaduras sob à ação conjunta de CO2 e cloretos, concluiu que o

desempenho dos tipos de cimento estudados submetidos à corrosão por cloretos foi

significativamente melhor quando as argamassas não estavam carbonatadas. Conforme

exposto pela citada pesquisadora, a diminuição do pH pela carbonatação é preocupante por

interferir na estabilidade dos clorocomplexos. Os clorocomplexos deixando de ser estáveis

fazem com que diminua a capacidade de fixação de cloretos.

- 74 -

3.0. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

A presente pesquisa tem como objetivo principal avaliar a influência da adição de dois tipos de

CCA, uma com controle da temperatura de queima (predominantemente amorfa) e outra sem

controle (predominantemente cristalina), na corrosão das armaduras embutidas em argamassas

com adições, submetidas a um ambiente contaminado com íons cloreto.

Neste procedimento experimental foram realizados ensaios de intensidade de corrosão, através da

técnica de resistência de polarização, e os seguintes ensaios complementares:

Difusão de cloretos;

Porosimetria por intrusão de mercúrio;

Absorção capilar;

Absorção por imersão total;

Resistência à compressão.

3.1. PROJETO DE PESQUISA

As variáveis de estudo foram definidas com base no objetivo da pesquisa. Com a finalidade de

modificação da estrutura porosa, uma vez que a corrosão das armaduras está intimamente ligada a

este parâmetro, as variáveis independentes foram determinadas como sendo: o consumo de cinza

de casca de arroz, a relação água/aglomerante, o tipo de CCA e a espessura do cobrimento das

armaduras.

As variáveis dependentes estão relacionadas com o acompanhamento do processo de corrosão de

armaduras (fase de propagação), tendo-se a intensidade de corrosão, o potencial de corrosão e a

resistência ôhmica como estas variáveis. Ademais, utilizou-se o coeficiente de difusão para a

análise da penetração de cloretos nas argamassas estudadas. A figura 3.1 apresenta esquema das

variáveis em estudo.

- 75 -

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ÃO

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CO

RR

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1cm

2cm

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ÃO

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ICIE

NT

E

DE

DIF

US

ÃO

- 76 -

3.2. MATERIAIS UTILIZADOS

3.2.1. Cinza de casca de arroz (CCA)

Foram duas as cinzas de casca de arroz utilizadas neste trabalho experimental, sendo uma com

estrutura amorfa (CCA amorfa), obtida com controle na queima da casca de arroz, e a segunda de

estrutura predominantemente cristalina (CCA cristalina), obtida sem controle de queima. Os

ensaios para caracterização das cinzas foram feitos no Centro Tecnológico em Engenharia Civil

de FURNAS Centrais Elétricas S.A. Ressalta-se que as cinzas de casca de arroz e o cimento

utilizados foram os mesmos utilizados no procedimento experimental de Rêgo (2004), sendo

caracterizados pelo citado pesquisador. Os resultados de tais ensaios se encontram na tabela 3.1.

Tabela 3.1 - Resultados dos ensaios de caracterização das CCA amorfa e cristalina.

Propriedades Determinadas CCA amorfa CCA cristalina

Massa Específica (g/cm3) 2,12 2,22

Análise

química.

Componentes

químicos (%)

Perda ao fogo 8,10 5,26

Óxido de magnésio (MgO) 0,41 0,40

Dióxido de silício (SiO2) 86,72 88,88

Óxido de ferro (Fe2O3) 0,23 0,59

Óxido de alumínio (Al2O3) <0,01 <0,01

Óxido de cálcio (CaO) 0,70 1,05

Álcalis

totais

Óxido de sódio (Na2O) 0,13 0,08

Óxido de potássio (K2O) 1,27 1,38

Equiv. Alcalino 0,97 0,99

Teor de umidade em materiais pozolânicos (%) 0,90 0,28

Granulometria

a laser

Dimensão média. ( m) 8,48 8,51

Diâmetro abaixo do qual encontram-

se 10% das partículas. ( m) 1,33 1,27

Diâmetro abaixo do qual encontram-

se 90% das partículas. ( m) 28,47 22,83

Índice de amorfismo (%) 100 6,35

- 77 -

3.2.2 - Cimento

O cimento utilizado para a moldagem dos corpos-de-prova e realização dos ensaios foi o CP-I, ou

Cimento Portland Comum, manufaturado especialmente para diversas pesquisas envolvendo a

cinza de casca de arroz, entre elas as de Rêgo (2004) e Neves (2005). Os resultados de tais

ensaios se encontram apontados na tabela 3.2.

Tabela 3.2 - Resultados dos ensaios de caracterização do cimento CPI.

Propriedades Determinadas Cimento CPI

Massa Específica (g/cm3) 3,10

Análise

química.

Componentes

químicos (%).

Perda ao fogo 1,63

Óxido de magnésio (MgO) 4,29

Dióxido de silício (SiO2) 19,19

Óxido de ferro (Fe2O3) 5,33

Óxido de alumínio (Al2O3) 3,71

Óxido de cálcio (CaO) 59,71

Álcalis

totais

Óxido de sódio (Na2O) 0,30

Óxido de potássio (K2O) 1,18

Equiv. Alcalino 1,08

Sulfato de cálcio 7,65

3.2.3 - Areia

A areia utilizada como agregado miúdo foi uma areia oriunda do rio Corumbá situado no estado

de Goiás. Esta areia foi passada na peneira de abertura 4,8 mm, sendo desprezado o material

retido, com a finalidade de diminuir a influência da zona de transição entre o agregado e a pasta.

Para caracterizar a areia foram realizados os ensaios apresentados na Tabela 3.3, sendo o ensaio

de Absorção de água realizado no Centro Tecnológico em Engenharia Civil de FURNAS

Centrais Elétricas S.A. e os demais ensaios realizados no Laboratório de Ensaios de Materiais da

- 78 -

UnB. Foram descritas, ainda, na tabela mencionada as normas técnicas brasileiras, as quais os

referidos ensaios se basearam.

Tabela 3.3 - Caracterização da areia utilizada.

Ensaio Norma Resultado

Massa específica (g/cm3) NBR 9776-87 2,63

Massa unitária no estado solto (kg/dm3) NBR 7251-82 1,55

Massa unitária no estado compactado seco (kg/dm3) NBR 7810-83 1,71

Absorção de água (%) NBR 9777-87 0,50

Granulometria Dimensão máxima (mm)

NBR 7217-87 4,80

Módulo de finura 2,63

A Figura 3.2 apresenta a curva de distribuição granulométrica da areia, sendo mostradas também

as linhas pontilhadas que representam os limites impostos pela NBR 7211-83 para uma areia tipo

média, Zona 3, a qual pertence a areia utilizada.

Figura 3.2: Curva granulométrica da areia utilizada.

Curva granulométrica

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Peneiras (mm)

Areia utilizada Limite superior (Zona 3) Limite inferior (Zona 3)

0 0,15 0,30 0,60 1,20 2,40 4,80 6,30 9,50

Po

rce

tag

em

reti

da e

acu

mu

lad

a

(%)

- 79 -

3.2.4 - Sílica ativa

Cabe ressaltar que a sílica ativa (SA) foi utilizada como substituição ao cimento no teor de 5%,

para ampliar a referência da pesquisa, já que existe uma grande quantidade de pesquisas sobre o

assunto utilizando-se a sílica ativa no lugar das CCA’s. Além disso, a sílica ativa é uma

superpozolana, possui pequeno diâmetro médio das partículas e tem mais de 90% da sua massa

composta por sílica, características estas muito seme lhantes às das CCA’s utilizadas, tornando-se

assim um produto comparações a comparações com a CCA.

Os ensaios para caracterização da sílica ativa foram realizados no Centro Tecnológico em

Engenharia Civil de FURNAS Centrais Elétricas S.A. e os resultados estão descritos na Tabela

3.4. A sílica ativa usada nesta pesquisa foi da marca SILMIX. Foi descrito ainda na tabela

mencionada os limites definidos na NBR 13956/97, a qual define teores limites de compostos

químicos para a sílica ativa.

Tabela 3.4- Caracterização da sílica ativa utilizada.

Propriedades determinadas Valores

encontrados

Limites

NBR 13956/97

Analise

física

Massa específica (g/cm³) 2,20 -

Finura (Blaine) Índice atividade pozolânica

com a cal (MPa) 7,5 -

Analise

química

(%)

Perda ao fogo 4,92 6,0

Óxido de magnésio (MgO) 0,93 -

Trióxido de enxofre (SO3) 0,30 -

Dióxido de silício (SiO2) 91,32 85,0

Óxido de ferro (FeO3) 0,06 -

Óxido de alumínio (Al2O3) 0,00 -

Óxido de cálcio (CaO) 0,49 -

Álcalis totais

Óxido de sódio (Na2O) 0,28 -

Óxido de potássio (K2O) 1,23 -

Equivalente alcalino 1,09 -

Sulfato de Cálcio (CaSO4) 0,51 -

- 80 -

3.2.5. Armadura

As armaduras destinadas aos ensaios acelerados de corrosão foram de classe CA-50 com 5mm de

diâmetro.

3.2.6 - Água

A água utilizada nesse programa experimental era potável, proveniente da rede de abastecimento

fornecida pela Companhia de Água e Esgotos de Brasília (CAESB).

3.3. DEFINIÇÃO DOS TRAÇOS E GRUPOS DE ENSAIOS

Para realização dos ensaios foram definidos dezesseis traços com a variação de cinco parâmetros:

Teor de CCA (0%; 5%; 10%; 20%);

Teor de Sílica Ativa (0%; 5%);

Relação água/aglomerante (0,35; 0,50);

Tipo de CCA (amorfa; cristalina);

Cobrimento da Armadura (10mm; 20mm).

A estrutura de poros de uma pasta de cimento endurecida é determinada principalmente pela

relação a/agl e pelo grau de hidratação, o qual é influenciado principalmente pela natureza do

cimento, tempo e forma de cura, etc. Em geral, quanto maior a relação a/agl para um dado grau

de hidratação, maior será o volume de poros grandes na pasta de cimento hidratada (Mehta &

Monteiro, 1994). Foram adotadas duas relações a/agl, 0,35 e 0,50. A relação a/agl 0,35 foi

adotada por caracterizar um concreto de alto desempenho e a relação a/agl 0,50 por possuir maior

porosidade, o que corresponde a concretos mais usuais.

Ressalte-se ainda, que os estudos foram realizados em corpos-de-prova feitos em argamassa,

devido às pequenas dimensões dos corpos de prova, sendo complicada a utilização de agregados

- 81 -

graúdos, o que poderia ocasionar uma série de dificuldades na moldagem. Além disso, pesquisas

realizadas anteriormente com o mesmo corpo de prova demonstraram a viabilidade do seu uso

para a corrosão das armaduras.

As séries dos corpos-de-prova definidas foram confeccionadas para os ensaios acelerados de

corrosão e ensaios complementares. Os traços utilizados foram divididos em dezesseis grupos,

cujas denominações e definições estão dispostos na Tabela 3.5.

A determinação dos traços empregados foi orientada no sentido de se ter a condição de

preenchimento de todos os vazios da areia pela pasta de cimento em uma mesma faixa de

consumo de aglomerante de 520 kg/m³, o que garantiria que os grãos do agregado seriam

envolvidos pela pasta.

O termo A % apresentado na Tabela 3.5 representa a relação água/materiais secos que é dada pela

Equação 3.1:

1001

%a

xA (Equação 3.1)

Onde:

x = relação a/agl;

a = proporção do agregado, neste caso a areia.

Os traços foram obtidos a partir da Equação 3.2 (Helene & Terzian, 1993), uma vez fixado o

consumo de aglomerante em 520kg/m³, conforme calculado no apêndice A.

xa

C

areiacim 00

1

1000

(Equação 3.2)

Onde:

C = consumo de cimento em Kg/m3;

γo cim = massa específica do cimento em Kg/dm3;

Tabela 3.5: Denominação e definição dos grupos utilizados nos ensaios.

GRUPO RELAÇÃO

A/AGL.

RELAÇÃO

A/C

TEOR DE

SUBSTIT.

TIPO DE

CCA

SÍLICA ATIVA

(kg/m³)

CCA

(kg/m³)

CIMENTO

(kg/m³)

A% TRAÇO (agl:

areia:água)

REFA 0,35 0,35 - - - - 520

8,20

1:3

,27:0

,35

SA5A 0,35 0,368 5 - 26 - 494

CCAM5A 0,35 0,368 5 AMORFA - 26 494

CCAM10A 0,35 0,388 10 AMORFA - 52 468

CCAM20A 0,35 0,437 20 AMORFA - 104 416

CCAC5A 0,35 0,368 5 CRIS TALINA - 26 494



REFB 0,5 0,5 - - - - 520

12,88

1:2

,88:0

,50

SA5B 0,5 0,526 5 - 26 - 494

CCAM5B 0,5 0,526 5 AMORFA - 26 494

CCAM10B 0,5 0,555 10 AMORFA - 52 468

CCAM20B 0,5 0,625 20 AMORFA - 104 416

CCAC5B 0,5 0,526 5 CRIS TALINA - 26 494



γo areia = massa específica da areia em Kg/dm3;

a = relação agregado miúdo seco/cimento em massa, em kg/kg;

x = relação água/aglomerante.

Os traços apresentados na Tabela 3.5 foram corrigidos, no momento da dosagem, com relação a

quantidade de água, a partir do resultado encontrado no ensaio de absorção de água do agregado

miúdo. O anexo A apresenta roteiro para o cálculo das respectivas dosagens.

3.4. CORPOS-DE-PROVA (cp’s)

Foram utilizados três tipos de corpos-de-prova: um tipo de corpo-de-prova (o mesmo utilizado

por Pessôa, 2002) destinado aos ensaios de corrosão e os outros dois tipos de corpos-de-prova

para os ensaios complementares. Os corpos-de-prova para os ensaios complementares tiveram

forma cilíndrica com 50 mm de diâmetro e 100 mm de altura e foram moldados segundo a NBR

7215-96, excetuando-se os corpos de prova destinados aos ensaios de difusão de cloretos que

também tinham forma cilíndrica, só que com 100mm de diâmetro e 200mm de altura, enquanto

que os corpos-de-prova destinados aos ensaios de corrosão tiveram a forma prismática. A Tabela

3.6 apresenta o número de corpos-de-prova utilizados em cada ensaio, para cada uma das

variáveis independentes (consumo de CCA, relação a/c; tipo de CCA e consumo de SA), à

exceção da espessura do cobrimento, variável utilizada apenas no ensaio de corrosão, sendo

encontrado num mesmo corpo de prova deste ensaio os dois cobrimentos.

Tabela 3.6: Números de corpos-de-prova utilizados em cada ensaio.

ENSAIO CP CILÍNDRICO CP PRISMÁTICO

Corrosão - 2

Difusão de cloretos 2 -

Absorção por capilaridade 3 -

Absorção por imersão 3 -

Resistência à compressão 3 -

Para realização dos ensaios foram moldados um total de 32 corpos-de-prova prismáticos com

barras de aço, assim como 176 corpos-de-prova cilíndricos, sendo 32 de dimensões 100mm x

200mm e 144 com 50mm x 100mm. A foto 3.1 ilustra os corpos de prova utilizados neste

procedimento e a foto 3.2 ilustra a forma utilizada para moldagem dos corpos-de-prova dos

ensaios de corrosão.

Foto 3.1: Tipos de corpos-de-prova utilizados no procedimento: (a) Ensaio de difusão de

cloretos; (b) Ensaios de absorção e resistência à compressão; (c) Ensaio de corrosão.

Foto 3.2: Forma para moldagem dos corpos-de-prova utilizados no ensaio de corrosão por

cloretos.

(a) (b) (c)

3.4.1. Corpos-de-prova para ensaios de corrosão

Os corpos-de-prova destinados a ensaios de corrosão tiveram a forma prismática, sendo que cada

um dispunha de quatro barras de aço com cobrimentos de 10 e 20 mm. Tais corpos-de-prova

foram confeccionados nas dimensões de 45 x 70 x 90 mm, conforme a Figura 3.3, e as barras de

aço tinham 5 mm de diâmetro e 100 mm de comprimento.

Figura 3.3: Vista em três dimensões do corpo de prova prismático (Pessôa, 2002).

Na Figura 3.4, têm-se o corte transversal e o longitudinal do corpo de prova prismático utilizado

nos ensaios de corrosão.

(a) (b)

Figura 3.4: Cortes transversal (a) e longitudinal (b) do corpo de prova prismático (Pessôa, 2002).

3.4.2. Preparação das barras

Antes da moldagem dos corpos-de-prova prismáticos foi realizado um tratamento de limpeza nas

128 barras utilizadas, para retirada do filme de óxidos presente naturalmente em sua superfície,

de maneira que todas as barras ficassem com mesmas condições de superfície.

O procedimento de limpeza das barras foi o mesmo utilizado por Bauer (1995), Monteiro (1996)

e Pessôa (2002), segundo a norma ASTM C-1152/92, consistindo no seguinte:

Imersão da barra em uma solução de ácido clorídrico 1:1 com 3,5 g/l de

hexametilenotetramina por quinze minutos. Esta solução remove os óxidos presentes sem

atacar o metal;

Lavagem e escovação das barras, com a utilização de uma escova com cerdas plásticas,

em água corrente para remoção final dos óxidos;

Imersão das barras em acetona por dois minutos para retirada de elementos gordurosos e

facilitar a evaporação da água;

Secagem das barras com jato de ar quente.

Efetuada a limpeza, as barras foram pesadas em uma balança analítica com precisão de quatro

casas decimais em gramas, isto é, com precisão de 0,0001g. Em seguida fez-se a delimitação com

fita isolante da área na barra a ser exposta ao ataque do agente agressivo equivalente a 6,28 cm²,

como pode ser visto na Figura 3.5.

Figura 3.5: Esquema da delimitação da área exposta ao ataque na barra, unidades em cm

(Pessôa, 2002).

A Foto 3.3 ilustra os três estados das barras de aço, sendo que a primeira da esquerda para a

direita não havia passado pelo processo de limpeza, a segunda já limpa sem a fita isolante para

demarcação da área de exposição e a terceira já pronta para trabalho.

Foto 3.3: Delimitação da área de exposição da barra.

3.4.3. Moldagem e cura dos corpos-de-prova para ensaios de corrosão

A moldagem dos corpos-de-prova para os ensaios de corrosão foi feita em fôrmas de madeira

impermeabilizada com uma pintura de tinta látex, para evitar a absorção de água da argamassa.

Tal fôrma garantia o posicionamento correto das barras garantindo o cobrimento desejado de 10 e

20 mm. Ressalta-se ainda que a moldagem foi realizada com a forma invertida, isto é, com a área

do contato elétrico da barra virado para baixo, com a finalidade de minimizar os efeitos da

exsudação no ponto de saída das barras.

Foi utilizado um misturador mecânico no procedimento de mistura das argamassas

(argamassadeira) na velocidade lenta. A ordem de colocação dos materiais na argamassadeira foi

a seguinte:

1. Colocação do agregado

2. Colocação do cimento

3. Mistura por um minuto

4. Raspagem das paredes da argamassadeira e colocação da CCA ou da sílica ativa

5. Mistura por dois minutos

6. Raspagem das paredes da argamassadeira e colocação da metade da água

7. Mistura por 1 minuto

8. Raspagem das paredes da argamassadeira e colocação do restante da água

9. Mistura por 3 minutos com raspagem das paredes da argamassadeira à metade deste tempo e

ao final

O lançamento da argamassa na forma era distribuído em quatro camadas, recebendo 30 golpes de

soquete cada uma, e após a compactação da segunda e da última camada as fôrmas eram

colocadas na mesa vibratória por aproximadamente um minuto, pelo fato das argamassas com

relação a/agl 0,35 e teor de substituição de 20% de cinza se mostrarem muito secas. Na

moldagem não foi utilizado nenhum tipo de desmoldante. Logo após o procedimento de

moldagem, os corpos de prova foram cobertos com um pano úmido, como uma forma de

promover a cura e conservar as fôrmas.

Após 24 horas, as fôrmas eram retiradas e era feita a conexão e identificação de cada barra com

um fio flexível e fita de PVC. Depois da conexão foi feita a impermeabilização da superfície

superior dos corpos de prova com resina epóxi, para a delimitação da área exposta a ação dos

íons cloreto e garantia de proteção da parte externa das barras com relação à exposição ao

ambiente e umidade.

Após a secagem do impermeabilizante (resina epóxi), aproximadamente 3 horas, os corpos de

prova seguiam para a câmara úmida onde permaneceram até os sete dias de idade de moldagem,

pelo fato desse procedimento ser o mais compatível com a realidade brasileira de execução de

obras e, a utilização de uma cura mais demorada dificultaria a penetração de íons cloreto no

interior dos corpos de prova.

Após a cura os corpos de prova permaneceram em ambiente de laboratório com umidade relativa

e temperatura constantes, de 50% e 20ºC respectivamente. Durante esse período em laboratório

foi feito o monitoramento da perda de massa dos corpos de prova até obter a sua constância e dar

início aos ensaios (aprox. 90 dias de idade). Considera-se a massa constante quando a diferença

entre duas pesagens consecutivas do mesmo corpo-de-prova, entre períodos de 24 horas de

permanência no laboratório, não exceder 0,5% do menor valor obtido, critério este já utilizado na

pesquisa de Pessôa (2002).

3.4.4. Moldagem e cura dos corpos-de-prova para ensaios complementares

Como já foi dito, os corpos-de-prova para os ensaios complementares tiveram a forma cilíndrica

de 50 mm de diâmetro e 100mm de altura e foram moldados segundo a norma brasileira NBR

7215-96, em fôrmas metálicas. Cabe-se ressaltar que os corpos de prova utilizados no ensaio de

difusão de cloretos foram moldados da mesma forma, apenas mudando as dimensões destes. A

mistura da argamassa foi feita no mesmo misturador mecânico utilizado para os corpos-de-prova

prismáticos. A moldagem de todos os corpos de prova, tanto os prismáticos como os cilíndricos,

referentes a um grupo de ensaio foi realizada de uma única vez, isto é, a mistura da argamassa de

cada grupo de ensaio era realizada um vez, para evitar alterações na argamassa utilizada em um

mesmo grupo de ensaio. Também não foi utilizado nenhum tipo de desmoldante nas fôrmas antes

da moldagem. Uma vez moldados, os corpos de prova foram colocados em câmara úmida e

desmoldados após 24 horas. Após a desmoldagem foram colocados em câmara úmida novamente

onde permaneceram até o período de cura desejado (7 dias de idade de moldagem). Terminada a

cura os corpos de prova permaneceram no mesmo ambiente de laboratório que os corpos de

prova prismáticos, com temperatura e umidade relativa constantes, até a constância de massa

(aproximadamente 90 dias de idade de moldagem), à exceção dos corpos de prova utilizados no

ensaio de resistência à compressão que foram utilizados aos 28 dias de idade.

3.5. ENSAIO COM CLORETOS

Na definição da metodologia mais adequada para o estudo da corrosão com cloretos, fez-se

necessário avaliar qual a forma mais adequada de acelerar o processo de ingresso de cloretos.

O mecanismo de ingresso de cloretos varia muito significativamente conforme o tipo de ensaio e

das condições de umidade dos corpos de prova. Foi escolhida a condição de imersão parcial em

NaCl com semi-ciclos de secagem e imersão parcial, pois além do transporte dos agressivos por

absorção capilar, pode ocorrer ingresso de cloretos por difusão, adotando-se a metodologia

utilizada por Bauer (1995), com algumas modificações. As metodologias que envolvem os ciclos

de secagem e umectação ou contato com solução de NaCl, correspondem ao regime mais severo

de penetração de cloretos (Page et al, 1991).

3.5.1. Processo

O processo utilizado foi o de submeter os corpos de prova a semi-ciclos de secagem e umectação

em solução de 3% de NaCl (mesma concentração da água do mar). Os semi-ciclos caracterizam-

se conforme a Tabela 3.7.

Tabela 3.7: Etapas do ensaio cíclico.

SEMI-CICLO CONDIÇÃO DURAÇÃO

Secagem Estufa (50ºC) 5 dias

Umectação Parcialmente submerso 2 dias

Inicialmente, a secagem estava sendo realizada no ambiente de laboratório. Contudo,

posteriormente, optou-se pela modificação da condição de secagem, consistindo em dispor os

corpos de prova em estufa ventilada, mantendo-se a temperatura em 50 C. Essa alteração foi

originada pela morosidade na ocorrência de corrosão, ocasionada pela lentidão no ingresso de

cloretos no interior dos corpos de prova. Na condição de parcialmente submerso, manteve-se o

nível da solução do recipiente em uma posição que corresponde à metade da altura da área de

exposição da barra. Deste modo, tem-se absorção por capilaridade e, uma vez que ocorra a

saturação, tem-se o processo de difusão. A medição das variáveis estudadas, foram feitas ao final

de cada semi-ciclo. As fotos 3.4 (a) e (b) ilustra a etapa de umectação utilizada neste

procedimento.

(a) (b)

Fotos 3.4: (a) Recipiente com solução de NaCl à metade da altura dos corpos de prova. (b)

Corpo-de-prova com linha de molhagem pouco acima da metade do corpo de prova.

A solução do recipiente onde era realizada a umectação era trocada por outra com as mesmas

características a cada três semi-ciclos e, a cada semi-ciclo era complementada a solução contida

no recipiente de modo que esta se encontrasse sempre num mesmo nível, o qual como já citado,

corresponde à metade da altura da área de exposição da barra. O processo de troca ou

complementação era realizado no momento em que os corpos de prova estavam saindo do semi-

ciclo de secagem.

3.5.2. Medidas eletroquímicas dos corpos de prova submetidos a ensaios com cloretos

Durante o ensaio de corrosão por cloretos foram feitas medidas das variáveis eletroquímicas:

potencial de corrosão, intensidade de corrosão e resistência ôhmica. Estas medidas estão mais

bem detalhadas no item 2.5.5.1 desta dissertação. Como já mencionado no Item 3.5.1, as medidas

foram feitas ao final de cada semi-ciclo de secagem e umectação em cada etapa do ensaio.

Para a medição dessas variáveis utilizou-se um potenciostato com compensação de queda

ôhmica, desenvolvido pelo Laboratório de Ensaios de Materiais da UnB em conjunto do

Departamento de Engenharia Elétrica (Bauer, 1991; Montalvão, 1992), acoplado a um sistema

aquisitor de dados, um eletrodo de calomelano saturado como referência para medição do

potencial de corrosão, um contra-eletrodo de aço inoxidável e dois voltímetros com sensibilidade

de décimo de mV. O aparato utilizado nos ensaios pode ser visto na Foto 3.5 (a), enquanto na

Foto 3.5 (b) ilustra-se uma das telas do software utilizado para tratamento dos dados adquiridos

no potenciostato.

O valor da resistência de polarização (Rp) foi obtido através do aquisitor de dados através de um

software que calcula a tangente da curva de variação do potencial x variação da corrente quando

se aplica, como no caso deste trabalho, um polarização anódica de –10 mV e uma varredura

potenciodinâmica de –10 a +10 mV a uma velocidade de 10 mV/min. A resistência ôhmica foi

determinada através da compensação de queda ôhmica no momento da medida de Rp através do

potenciostato.

(a) (b)

Foto 3.5 (a): Aparato utilizado nos ensaios de corrosão. (b) Tela do software utilizado para

tratamento dos dados.

A célula eletroquímica utilizada para as medidas é composta pelo corpo-de-prova prismático, no

qual está embutido o eletrodo de trabalho que é a barra de aço, pelo contra- eletrodo, que é

constituído de uma chapa de aço inoxidável colocada externamente, e pelo eletrodo de referência,

que neste caso era o eletrodo de calomelano saturado. Esta célula pode ser vista na Foto 3.6. Para

que houvesse um melhor contato entre os eletrodos utilizou-se uma esponja umedecida na face

inferior e superior do corpo-de-prova, tendo a precaução de colocar o mesmo sempre na mesma

posição em todas as leituras.

Foto 3.6: Célula eletroquímica constituída pelo corpo de prova prismático, os eletrodos de

referência e o contra-eletrodo, com o potenciostato ao fundo.

O potencial de corrosão (Ecor) pode ser considerado um indicador das condições termodinâmicas

associadas à corrosão. A norma ASTM C-876/92 associa uma probabilidade superior a 95% de

corrosão para valores de potenciais inferiores a –275 mV, para o eletrodo de calomelano

saturado.

A intensidade de corrosão (icor), assim como o potencial de corrosão, também pode ser

considerado um indicador de deterioração e avalia a velocidade da reação de corrosão. O valor

limite a partir do qual se considera o processo de corrosão ativo corresponde à faixa de 0,1 a 0,2

μA/cm² (Gonzales et. al., 1985). A fase de iniciação da corrosão é caracterizada quando os

valores de icor ultrapassam a faixa de 0,1 a 0,2 μA/cm², chamada de zona limite de passivação.

A resistência ôhmica tem relação direta com a resistividade do corpo-de-prova, permitindo

avaliar como as alterações das condições de exposição, principalmente relativa à umidade,

interferem na intensidade de corrosão.

3.6. ENSAIOS COMPLEMENTARES

Os ensaios complementares foram executados para melhor compreender o processo do ensaio

acelerado de corrosão descrito anteriormente, entendendo os fenômenos de difusão do íon cloreto

e de penetração de água:

Difusão de cloretos;

Porosimetria por intrusão de mercúrio;

Absorção capilar;

Absorção por imersão;

Resistência à compressão;

3.6.1. Difusão de cloretos

Para o ensaio de difusão de cloretos foram previstos 32 corpos de prova, sendo 2 exemplares por

traço selecionado. Da parte central do corpo de prova retirou-se um disco de 25 mm de espessura

por 100 mm de diâmetro.

Os ensaios de difusão de cloretos tem sido usados para comparar a resistência de diferentes

concretos à penetração de cloretos, sendo úteis na definição de traços econômicos em aplicações

de alta durabilidade, ajudando também no entendimento dos fatores que aumentam a resistência

do concreto à penetração de cloretos (Streicher e Alexander apud Guimarães, 1997).

De um modo geral, nesse ensaio utiliza-se duas células, uma com cloretos e outra sem cloretos.

Cada célula contém um eletrodo de aço inox de forma que se pode gerar uma diferença de

potencial entre as duas células, originando uma corrente que induz o transporte de íon cloreto

através do corpo de prova, colocado entre as duas células. O coeficiente de difusão pode ser

obtido através da correlação com a concentração de cloretos ou a carga total medidos.

Neste trabalho adotou-se o procedimento proposto por Andrade et. al. (1993), e desenvolvido por

Bauer (1995) e Lopes (1999). Para a execução do ensaio foi utilizado um aparato composto de

duas células, uma positiva e outra negativa, cujo princípio é forçar a passagem de íons cloreto

através dos corpos de prova, como já descritos anteriormente. Tanto a célula positiva, quanto a

negativa são de PVC, sendo constituídas por um flange de 75 mm e um cap do mesmo diâmetro.

Todas as conexões e junções desta célula são lacradas com adesivo à base de silicone de modo a

se evitar a saída ou ingresso de solução. O corpo de prova, por sua vez é colocado na interface

entre as duas células, sendo também colado com adesivo à base de silicone. A área exposta

(diâmetro de 50 mm) do corpo de prova é o único ponto possível de troca iônica. Na célula

negativa é utilizada uma solução de NaCl 0,5 M, e na célula positiva, água destilada. A foto 3.7

ilustra o aparato utilizado neste procedimento

Após preparação da amostra e do aparato já descritos, liga-se uma fonte de corrente contínua e

diferença de potencial de 12 V aos eletrodos de aço inoxoidável. Efetua-se a medida da corrente

uma vez ao dia durante todo o ensaio. A coleta de amostra da solução de cada célula positiva é

realizada uma vez por semana, na qual se coleta mais de 5 mL. Através dessa solução coletada,

determina-se posteriormente a evolução da concentração de cloretos, empregando-se um eletrodo

de íon seletivo, conforme procedimento utilizado no Laboratório de Ensaio de Materiais da UnB,

estando disposto no anexo B.

Foto 3.7: Aparato composto de duas células, uma positiva e outra negativa.

Para a determinação do coeficiente de difusão através de ensaios de migração, Andrade et. al.

(1993) propõe a aplicação da equação de Nerst-Plank (equação 3.2).

EzFC

JRTlD

Cl

(equação 3.2)

Onde:

D: coeficiente de difusão (cm²/s)

J: fluxo de íons (mol/(s.cm²))

R: constante de gases (1,9872cal/(mol.K))

T: temperatura (K)

l: espessura do corpo de prova (cm)

z: carga elétrica (para cloretos = 1)

F: constante de Faraday (23063 cal/(volt.eq))

CCl: concentração de íons cloretos na célula negativa

ΔE: diferença de potencial aplicada

Com a determinação da evolução da concentração de cloretos na célula positiva (célula

inicialmente isenta de cloretos), Obtém-se o gráfico concentração de íons cloretos x tempo, de

onde foi calculado o fluxo de íons (J) no estado estacionário. Assim, Obtém-se o coeficiente de

difusão a partir da equação 3.2.

Quando considera-se no cálculo do coeficiente de difusão os efeitos da reação dos íons cloretos

com o C3A, é determinado o coeficiente de difusão aparente, já quando esse efeito não é

considerado é determinado o coeficiente de difusão efetivo. Para desconsiderar o efeito da reação

entre os íons cloretos com o C3A, o cálculo do coeficiente de difusão deve ser realizado quando o

fluxo de íons (J) atinge o crescimento de forma constante, o que garante que quase todo o C3A do

corpo-de-prova já estaria saturado com os íons cloreto inicialmente migrados (Andrade, 1993).

Nesta pesquisa desconsiderou-se os resultados determinados nos primeiros dias de ensaio com o

objetivo de determinar o coeficiente de difusão efetivo.

3.6.2. Porosimetria por intrusão de mercúrio

O ensaio de porosimetria por intrusão de mercúrio (PIM) foi realizado no Centro Tecnológico em

Engenharia Civil de FURNAS Centrais Elétricas S.A. O equipamento utilizado nesta pesquisa foi

um Porosímetro de mercúrio da marca Quantachrome modelo Poremaster 60/1999 acoplado com

microcomputador e impressora. O ensaio deveria ter sido realizado em corpos-de-prova de

argamassas e pastas para todos os grupos de ensaio, contudo não foi possível realizar a

averiguação em pastas devido a problemas com o porosímetro. Ressalta-se ainda que as pastas

pesquisadas possuíam relação a/agl 0,35 e 0,50, com substituição de 5, 10 e 20% de CCA amorfa

e cristalina, além das pastas de referência. Os corpos-de-prova destinados a porosimetria

(moldados na forma cilíndrica de 5cm de diâmetro e 10cm de altura), quando da execução dos

ensaios foram fragmentados em dimensões específicas conforme os seguinte:

a) Retirada de amostras do terço médio interno de corpos de prova, através de corte de prismas da

pasta através de cortadeira metalográfica;

b) Paralisação da hidratação através da imersão em acetona durante 1 hora e secagem em estufa a

100ºC durante 24 horas;

c) Estocagem em dessecador até a realização dos ensaios.

A porosimetria por intrusão de mercúrio caracteriza a porosidade de pastas de cimento,

argamassas e concretos, e tem por princípio o fato de que a penetração em poros do material, de

um líquido não molhante, líquido cujo ângulo de contato θ é tal que π/2 < θ ≤ π, requer a

aplicação de uma pressão hidrostática positiva.

O método consiste em determinar o espectro de dimensões de poros de um material, injetando-se

mercúrio sob pressão crescente na amostra previamente seca e submetida a vácuo e medindo-se o

volume do líquido penetrante em função da pressão aplicada. A técnica baseia-se na relação entre

o diâmetro do poro, assumido como sendo cilíndrico, e o volume de mercúrio que pode penetrá-

lo em função da pressão aplicada. A equação de Washburn, equação 3.3, relaciona a pressão de

intrusão com o raio do poro que é intrudido pelo mercúrio naquela pressão (Lopes, 1999).

r = (-2 γ cos θ) / P (Equação 3.3)

Onde:

r: raio do poro

γ: tensão superficial do líquido, sendo igual a 485.10-3 N/m

θ: ângulo de contato entre o líquido e a superfície

P: pressão hidrostática da coluna de mercúrio na cápsula da amostra, em MPa

3.6.3. Absorção capilar

Os ensaios de absorção capilar, adotados neste programa experimental, foram feitos segundo a

norma brasileira NBR 9779-95, utilizando corpos-de-prova cilíndrico.

O procedimento consiste na secagem dos corpos-de-prova em estufa à temperatura d

até a constância de massa. Considera-se a massa constante quando a diferença entre duas

pesagens consecutivas do mesmo corpo-de-prova, entre períodos de 24 horas de permanência na

estufa, não exceder 0,5% do menor valor obtido. A secagem em estufa à temperatura de 105 ±

-de-prova, contudo optou-se por seguir

rigorosamente conforme a norma citada anteriormente.

Após a constância de massa os corpos-de-prova foram retirados da estufa e resfriados ao ar a uma

temperatura em torno de 22ºC, então foram pesados e colocados em contato com a água segundo

a norma, de modo que o nível d’água permanecesse constante a 5 ± 1 mm acima da face inferior.

E então foram determinadas as massas após 1 h, 2 h, 3 h, 6 h, 24 h, 48 h e 72 h depois do

primeiro contato com a água. A verificação das massas em 1 h e 2 h não consta na norma, mas

foram determinadas para uma obtenção de melhores resultados nos primeiros momentos de

contato entre o corpo-de-prova e a água.

Para a realização dos ensaios foi utilizado um recipiente com tampa e placas de ferro que

serviram como suporte para os corpos-de-prova. Os resultados se encontram no Capítulo 4.

3.6.4. Absorção por imersão

Os ensaios de absorção por imersão foram feitos segundo a norma brasileira NBR 9778-87, com

corpos-de-prova cilíndricos, 50 x 100 mm.

A norma especifica um procedimento que consiste na secagem dos corpos-de-prova em estufa à

temperatu -de-

prova foram retirados da estufa e resfriados ao ar a uma temperatura em torno de 22ºC. Foram

então pesados e colocados em contato com a água segundo a norma, de modo que o corpo-de-

prova permanecesse com um 1/3 do seu volume imerso nas primeiras 4 h, 2/3 nas 4 h

subseqüentes e completamente imerso nas 64 h restantes. Foram determinadas as massas após 4

h, 8 h, 24 h, 48 h e 72 h depois do primeiro contato com a água. A verificação das massas em 4 h

e 8 h não consta na norma, mas foram determinadas para uma obtenção de melhores resultados

nos primeiros momentos de contato entre o corpo-de-prova e a água.

Após as 72 horas de imersão fez-se a fervura por 5 horas, sendo os corpos-de-prova pesados após

a fervura. Os resultados se encontram no Capítulo 4.

3.6.5. Resistência à compressão

Os ensaios de resistência à compressão seguiram os procedimentos indicados pela norma

brasileira NBR 7215-96, utilizando três corpos-de-prova por argamassa estudada, sendo estas

moldadas com os traços estudados. Foram verificadas as resistências dos grupos de ensaio para a

idade de 28 dias de moldagem.

3.6.6. Perda gravimétrica das barras

Após os ensaios de corrosão as barras de aço são retiradas do corpo de prova para uma análise da

perda gravimétrica das mesmas. Para a retirada das barras os corpos-de-prova foram rompidos, e

as barras passarão pelo mesmo processo de limpeza citado no Item 3.3.2, sendo novamente

pesadas e suas massas, ao final dos ensaios, comparadas com as massas iniciais, obtendo-se assim

as perdas gravimétricas.

As perdas gravimétricas foram comparadas com as perdas eletroquímicas, utilizando a integração

da curva icorr x tempo. Com os valores de icorr obtidos, ao longo do tempo, pode-se determinar a

intensidade de corrosão total (It) através da Equação 3.4. Usando-se “It” na fórmula da lei de

Faraday (Equação 3.5) obtém-se a perda de massa eletroquímica (Pelet), por meio da Equação 3.6.

.dtiIt corr (Equação 3.4)

F

/V).t.(WiΔm mcorr (Equação 3.5)

Onde:

Δm= variação de massa (g/cm²);

Wm = peso molecular;

V = valência;

F = 96500 C.

dtiP correlet 025,0 (Equação 3.6)

- 101 -

4.0. RESULTADOS

4.1. ENSAIOS DE CORROSÃO (MEDIDAS ELETROQUÍMICAS)

São mostrados neste item os resultados das medidas eletroquímicas dos ensaios de corrosão

acelerada pela ação de cloretos para os grupos de ensaios estudados, inclusive para os dois

tipos de cinzas de casca de arroz (CCA’s) avaliadas.

Nestes ensaios, são mostradas as evoluções das grandezas eletroquímicas em função do

tempo. As grandezas eletroquímicas medidas foram: intensidade de corrosão (icorr), potencial

de corrosão (E) e resistência ôhmica (Rohm). Para cada grandeza estudada, são descritos os

comportamentos de argamassas com relações água/aglomerante 0,35 e 0,50, com um mesmo

consumo de cimento.

Cada gráfico apresenta os grupos analisados segundo seus teores de adição, os quais foram

ensaiados ao mesmo tempo. Como os corpos-de-prova apresentavam barras com dois

cobrimentos, 10 mm e 20 mm, será apresentado um gráfico para cada cobrimento e grupo de

ensaio. O critério utilizado para avaliar a evolução das grandezas eletroquímicas foi a média

dos quatro valores correspondentes às quatro barras dos corpos-de-prova ensaiados para cada

grupo de ensaio e seu respectivo consumo de CCA.

A zona limite de passivação está compreendida entre os valores de icorr entre 0,1 e 0,2 µA/cm2

representada graficamente pelas linhas contínuas, mais espessas, na horizontal dos gráficos de

intensidade de corrosão. Valores de icorr abaixo de 0,1 a 0,2 µA/cm2 indicam uma corrosão

insignificante em termos de vida útil da estrutura (Andrade, 1992) e maiores que 0,2 µA/cm2

já são consideradas prejudiciais.

Já a linha contínua, mais espessa, na horizontal nos gráficos de potencial de corrosão indica

que para valores abaixo de –275 mV as barras estão despassivadas e em processo de corrosão.

Segundo a norma ASTM C 876 há uma probabilidade superior a 95 % de corrosão para

valores de potencias inferiores a –275 mV, para o eletrodo utilizado na pesquisa, de

calomelano saturado.

- 102 -

4.1.1. Evolução da Intensidade de Corrosão (icorr)

As Figuras 4.1 a 4.12 apresentam a evolução de icorr para as relações a/agl 0,35 e 0,50. Uma

vez que os valores de icorr são obtidos ao final da etapa de secagem e ao final da etapa de

imersão parcial, observa-se que existe uma amplitude de variação entre os respectivos valores,

sendo que esta amplitude aumenta significativamente com o aumento da relação

água/aglomerante.

Através dos gráficos citados pode-se observar que os grupos de ensaios com relação

água/aglomerante 0,35, tarda mais tempo a sobrepassar a faixa 0,1-0,2 A/cm2 em relação aos

outros grupos.

As séries confeccionadas com a cinza de casca de arroz com teores de substituição de 5 e 10%

apresentaram menores valores de icorr tanto para relação água/aglomerante 0,35 como para

0,50 demonstrando assim o melhor desempenho em relação às outras argamassas estudadas.

Ressalta-se ainda que para teores de substituição de CCA de 20% os valores da intensidade de

corrosão foram normalmente maiores do que os de referência.

Figura 4.1: Evoluções das intensidades de corrosão para as barras com 10mm de cobrimento

dos grupos de ensaios com cloretos com 5% de adição, para a/agl=0,35.

adição = 5% c = 10mm

a/agl = 0,35

- 103 -






a/agl = 0,50


a/agl = 0,35

- 104 -



Constatou-se, através das figuras apresentadas (Figuras 4.1 a 4.4) que, para o teor de

substituição do cimento de 5%, os grupos de ensaios onde se utilizou a argamassa com sílica

ativa foi no geral o que mais demorou a despassivar. No que se refere às adições de CCA

amorfa e cristalina, observou-se que os grupos de ensaios com CCA amorfa apresentaram

maiores valores de icorr, despassivando antes do que os grupos de ensaios com CCA cristalina,

o que demonstra que a adição de CCA cristalina possui melhor desempenho em relação à

proteção contra a corrosão para este teor de substituição.

Comparando-se as adições com teor de substituição do cimento de 5% e os grupos de ensaios

onde se utilizou a argamassa de referência, verificou-se que as adições proporcionaram uma

melhora significativa na proteção da argamassa às barras de aço.

adição = 5%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 105 -





adição = 10%

c = 10mm

a/agl = 0,35

adição = 10%

c = 10mm

a/agl = 0,50

- 106 -





adição = 10%

c = 20mm

a/agl = 0,35

adição = 10%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 107 -

Para o teor de substituição do cimento de 10% observou-se que houve uma proximidade nos

valores de intensidade de corrosão entre os grupos de ensaio com CCA amorfa e os grupos

com CCA cristalina, sendo que, para a relação a/agl 0,35 com cobrimento de 10mm (Figura

4.5), a CCA amorfa apresentou maiores valores de icorr, e para o cobrimento de 20mm (Figura

4.7) os resultados foram bastante coincidentes, mas com a CCA amorfa apresentando menores

valores de icorr neste grupo. No entanto, nesse caso os valores de icorr para todas as barras

foram baixos e ficaram no limite da zona 0,1 a 0,2 μA/cm². Já para a relação a/agl 0,50 com

cobrimento de 10mm (Figura 4.6) a argamassa com CCA cristalina despassivou antes do que

os outros grupos de ensaio, e para o cobrimento de 20mm (Figura 4.8) a CCA amorfa foi a

que apresentou maiores valores de icorr. Assim constata-se a existência de um equilíbrio no

desempenho dos grupos de ensaios com adições de 10% de CCA’s amorfas e cristalinas em

relação à proteção contra a corrosão para este teor de substituição. Ressalta-se ainda que para

a relação a/agl 0,50 com cobrimento de 10mm (Figura 4.6), onde a argamassa com CCA

cristalina despassivou antes do que os outros grupos de ensaio, observou-se que a argamassa

com CCA amorfa apresentou maiores valores de icorr.

Comparando-se as adições com teor de substituição do cimento de 10% e o grupo de ensaio

de referência, verificou-se que as adições proporcionaram uma melhora significativa na

proteção da argamassa às barras de aço.



adição = 20%

c = 10mm

a/agl = 0,35

- 108 -

Figura 4.10: Evoluções das intensidades de corrosão para as barras com 10mm de

cobrimento dos grupos de ensaios com cloretos com 20% de adição, para a/agl=0,50.




a/agl = 0,50


a/agl = 0,35

- 109 -



Quanto ao teor de substituição do cimento de 20% constatou-se que os grupos de ensaios com

CCA amorfa apresentaram maiores valores de icorr, despassivando antes do que os grupos de

ensaios com CCA cristalina. Percebe-se que os grupos de ensaios com relação a/agl 0,35 e

adição de CCA amorfa apresentaram valores de icorr muito altos (Figuras 4.9 e 4.11), sendo

este fato causado provavelmente pela dificuldade na moldagem destes corpos de prova, já que

a relação água/materiais secos era muito baixa, o que proporcionou problemas de moldagem.

Verificou-se ainda que os ensaios de absorção capilar e difusão de cloretos também

demonstraram problemas com os grupos de ensaios com relação a/agl 0,35 e adição de CCA

amorfa.


onde se utilizou a argamassa de referência, verificou-se que houve um equilíbrio entre estes e

os grupos de ensaios com CCA cristalina, sendo que para a relação a/agl 0,35 com cobrimento

de 10mm (Figura 4.9) a argamassa de referência apresentou maiores valores de icorr, e para o

cobrimento de 20mm (Figura 4.11) os resultados foram bastante coincidentes, existindo uma

pequena diferença em favor da argamassa de referência, a qual apresentou menores valores de

icorr neste grupo. Já para a relação a/agl 0,50 com cobrimento de 10mm (Figura 4.10) a CCA

adição = 20%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 110 -

cristalina apresentou maiores valores de icorr, e para o cobrimento de 20mm (Figura 4.12) a

argamassa de referência foi a que apresentou maiores valores de icorr. Assim constata-se a

existência de um equilíbrio no desempenho das argamassas com adição de 20% de CCA

cristalina e as argamassas de referência (sem adição) em relação à proteção contra a corrosão.

Quanto aos grupos de ensaios com adição de 20% de CCA amorfa verifica-se que esta

apresentou valores muito superiores aos de referência, pelo motivo já exposto.

Verifica-se ainda, quanto à evolução da intensidade de corrosão, que os grupos de ensaios

com relação a/agl 0,35 e cobrimento de 20mm, para a argamassa de referência (sem adição) e

para as argamassas com adições de 5 e 10% (Figuras 4.3 e 4.7), apresentaram intensidades de

corrosão das armaduras que pouco superaram a faixa de 0,2 µA/cm2.

Como era de se esperar é notável a influência da espessura de cobrimento. Todas as barras

com 10 mm de cobrimento despassivaram em um período menor de tempo do que as barras

com 20mm de cobrimento, quando submetidos à ação dos cloretos.

4.1.2. Evolução do Potencial de Corrosão (E)

As Figuras 4.13 a 4.24 apresentam os resultados obtidos para as argamassas de diferentes

relações a/agl (0,35 e 0,50) e barras com cobrimento de 10 e 20mm. O potencial de corrosão,

apesar de ser apenas um indicativo das condições termodinâmicas para a ocorrência da

corrosão, pode auxiliar no entendimento do processo de corrosão quando usado junto a icorr.

Observa-se nitidamente que ao se aumentar a relação água/aglomerante, a tendência dos seus

valores é de uma diminuição mais abrupta, exceto para a argamassa com teor de substituição

de 20% de CCA amorfa, a qual apresentou resultados muito baixos desde as primeiras idades

para a relação a/agl 0,35.

Após o semi-ciclo de secagem o volume de eletrólito presente no corpo-de-prova diminui, o

que provoca o aumento do potencial de corrosão. Já após o semi-ciclo de umectação acontece

o aumento do volume de eletrólito, o que diminui o potencial de corrosão das barras de aço no

interior do corpo-de-prova. Devido a isto o gráfico de potencial de corrosão sofre grande

variação entre os semi-ciclos.

- 111 -

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)

REFA CCAM5A CCAC5A SA5A Potencial limite

Figura 4.13: Evoluções dos potenciais de corrosão para as barras com 10mm de cobrimento


-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)

REFB CCAM5B CCAC5B SA5B Potencial limite



adição = 5%

c = 10mm

a/agl = 0,35

adição = 5%

c = 10mm

a/agl = 0,50

- 112 -

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)

REFA CCAM5A CCAC5A SA5A Potencial limite



-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)

REFB CCAM5B CCAC5B SA5B Potencial limite



adição = 5%

c = 20mm

a/agl = 0,35

adição = 5%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 113 -

Constatou-se por meio das Figuras 4.13 a 4.16, para o teor de substituição do cimento de 5%

que o grupo de ensaio onde utilizou-se a argamassa com sílica ativa foi no geral o que mais

demorou para despassivar. No que se refere às adições de CCA amorfa e cristalina, observa-se

que os grupos de ensaios com CCA amorfa apresentaram menores valores de potencial de

corrosão, despassivando antes do que os grupos de ensaios com CCA cristalina, as quais

demonstraram, assim como na evolução da intensidade de corrosão, ter melhor desempenho

em relação à proteção contra a corrosão para este teor de substituição.


onde se utilizou a argamassa de referência, verificou-se que as adições proporcionaram uma

melhora significativa na proteção da argamassa às barras de aço.

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)

REFA CCAM10A CCAC10A Potencial limite



adição = 10%

c = 10mm

a/agl = 0,35

- 114 -

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)

REFB CCAM10B CCAC10B Potencial limite



-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)




adição = 10%

c = 10mm

a/agl = 0,50

adição = 10%

c = 20mm

a/agl = 0,35

- 115 -

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)




Da mesma forma do apresentado no ensaio de icorr, para o teor de substituição do cimento de

10%, observa-se que houve um equilíbrio entre os grupos de ensaios com CCA amorfa e os

grupos com CCA cristalina, sendo que para a relação a/agl 0,35 com cobrimento de 10mm

(Figura 4.17) a CCA amorfa apresentou menores valores de potencial, e para o cobrimento de

20mm (Figura 4.19) os resultados foram coincidentes. Já para a relação a/agl 0,50 com

cobrimento de 10mm (Figura 4.18) a CCA cristalina apresentou menores valores de potencial,

e para o cobrimento de 20mm (Figura 4.20) a CCA amorfa foi a que apresentou menores

valores de potencial, apesar da pequena diferença entre os resultados obtidos.

Comparando-se os grupos de ensaios onde se utilizou a argamassa de referência com os

grupos de ensaio com adições, verifica-se que as argamassas com teor de substituição do

cimento de 10% proporcionaram uma melhora na proteção da argamassa às barras de aço,

embora esta melhora seja de menor intensidade do que a constatada para os grupos de ensaio

com teor de substituição de 5%.

adição = 10%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 116 -

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)




-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)




adição = 20%

c = 10mm

a/agl = 0,35

adição = 20%

c = 10mm

a/agl = 0,50

- 117 -

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)




-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

E (

mV

)




adição = 20%

c = 20mm

a/agl = 0,35

adição = 20%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 118 -

Quanto ao teor de substituição do cimento de 20% constata-se que as argamassas com

substituição de CCA amorfa apresentaram menores valores de potencial, despassivando antes

do que os grupos de ensaios com CCA cristalina, e até mesmo antes do grupo de ensaio de

referência, assim como demonstrado pela intensidade de corrosão.


grupos de ensaio com 20% de adição, observa-se que também houve um equilíbrio entre a

referência e os grupos de ensaios com CCA cristalina, sendo que para a relação a/agl 0,35

com cobrimento de 10 e 20mm (Figuras 4.21 e 4.23) a argamassa de referência apresentou

menores valores de potencial. Já para a relação a/agl 0,50 com cobrimento de 10mm (Figura

4.22) a CCA cristalina apresentou menores valores de potencial, e para o cobrimento de

20mm (Figura 4.24) a argamassa de referência foi a que apresentou menores valores de

potencial.

Através das figuras 4.13 a 4.24, observa-se que os valores de potencial para os grupos de

ensaios confeccionados, possuem a mesma tendência apresentada pelos grupos de ensaios em

relação à icorr. Verifica-se também uma redução rápida dos valores de potencial de corrosão

atingindo valores muito mais negativos ao final do ensaio para as argamassas confeccionadas

com relação a/agl 0,50.

Observa-se, que os grupos de ensaios com relação a/agl 0,35 e com cobrimento de 20mm,

para a argamassa de referência (sem adição) e para as argamassas com adições de 5 e 10%

(Figuras 4.15 e 4.19), assim como demonstrado pelos resultados de icorr, apresentaram

excelentes resultados quanto à despassivação das armaduras, sendo que os resultados de

potencial de corrosão destas argamassas não transpassaram a faixa de -275mV, mesmo após

128 dias de ensaio.

4.1.3. Evolução da Resistência Ôhmica (Rohm)

Os resultados encontrados para esta grandeza eletroquímica, quanto as argamassas com

relações água/aglomerante 0,35 e 0,50 e barras de aço com cobrimento de 10 e 20mm são

mostrados nas Figuras 4.25 a 4.36. A resistência ôhmica está mais relacionada com o volume

de eletrólito presente no interior do corpo-de-prova.

- 119 -

1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm

REFA CCAM5A CCAC5A SA5A

Figura 4.25: Evoluções das resistências ôhmicas para as barras com 10mm de cobrimento


1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm

REFB CCAM5B CCAC5B SA5B



adição = 5%

c = 10mm

a/agl = 0,35

adição = 5%

c = 10mm

a/agl = 0,50

- 120 -

1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm

REFA CCAM5A CCAC5A SA5A



1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm

REFB CCAM5B CCAC5B SA5B



adição = 5%

c = 20mm

a/agl = 0,35

adição = 5%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 121 -

Constatou-se que para o teor de substituição do cimento de 5% não houve uma diferença

significativa entre os diversos grupos de ensaio. O grupo de ensaio de referência (sem adição)

não teve um comportamento muito diferente dos demais grupos.

1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm

REFA CCAM10A CCAC10A



1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm

REFB CCAM10B CCAC10B



adição = 10%

c = 10mm

a/agl = 0,35


a/agl = 0,50

- 122 -

1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm




1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm




adição = 10%

c = 20mm

a/agl = 0,35

adição = 10%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 123 -

Para o teor de substituição do cimento de 10% verificou-se também que não há diferenças

significativas entre os diversos grupos de ensaio. Comparando-se os resultados dos grupos de

ensaio com teor de substituição do cimento de 10% e os grupos de ensaios onde se utilizou a

argamassa de referência, verificou-se que, para a relação a/agl 0,50 (Figuras 4.30 e 4.32), os

grupos de ensaios com argamassa de referência obtiveram piores resultados do que para o

restante das argamassas. Quanto aos grupos de ensaio com relação a/agl 0,35 (Figuras 4.29 e

4.31) não foi possível distinguir comportamento diferenciado entre os mesmos, ao analisar os

resultados de resistência ôhmica.

1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm





a/agl = 0,35

- 124 -

1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm




1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm




adição = 20%

c = 10mm

a/agl = 0,50

adição = 20%

c = 20mm

a/agl = 0,35

- 125 -

1

10

100

1000

10000

100000

0 14 28 42 56 70 84 98 112 126 140

Tempo (dias)

Rohm




Quanto ao teor de substituição do cimento de 20% constatou-se que para relação a/agl 0,35

(Figuras 4.33 e 4.35) os grupos de ensaios com CCA amorfa apresentaram menores valores de

resistência ôhmica, o que permite avaliar que estes grupos de ensaio possuíam condições

menos favoráveis para a ocorrência da corrosão do que os grupos de ensaios com CCA

cristalina. Já para a relação a/agl 0,50 (Figuras 4.34 e 4.36) os grupos de ensaio com CCA’s

amorfa e cristalina apresentaram resultados bastante coincidentes.


grupos de ensaio com 20% de adição, observa-se que para a relação a/agl 0,50 (Figuras 4.34 e

4.36) esta argamassa de referência apresentou menores valores de resistência ôhmica, e para a

relação a/agl 0,35 (Figuras 4.33 e 4.35) a referência se equivaleu aos resultados alcançados

pelos grupos de ensaios com adição de 20% de CCA cristalina.

Observou-se ainda que a resistência ôhmica foi um pouco menor para as barras de 20mm de

cobrimento (Figuras 4.35 e 4.36) em relação às de 10mm (Figuras 4.33 e 4.34), tanto no final

do semi-ciclo de secagem quanto após a imersão parcial. A maior resistência ôhmica das

barras de 10mm em relação às de 20mm se explica pela maior facilidade de perda de água

adição = 20%

c = 20mm

a/agl = 0,50

- 126 -

formada durante o semi-ciclo da secagem por evaporação da superfície do corpo de prova

provocando um aumento na resistência ôhmica, ao contrário do que acontece com as barras de

20mm de cobrimento, pois há uma maior dificuldade da evaporação da água em uma região

mais interna do corpo de prova. Após a imersão parcial, a umidade garante a menor

resistência ôhmica do maior cobrimento.

Por meio dos resultados apresentados para a intensidade de corrosão e potencial de corrosão,

foi possível determinar o tempo para despassivação das barras de aço contidas nos corpos-de-

prova dos grupos de ensaio estudados, elaborando-se assim, os gráficos apresentados nas

Figuras 4.37 e 4.38. A despassivação foi determinada no momento em que a reta do grupo de

ensaio ultrapassava 0,2 µA/cm2 no gráfico de intensidade de corrosão e superava o valor de

275mV no gráfico de potencial de corrosão, sendo considerado o tempo que ocorresse

primeiro entre os dois critérios.

Tempo para despassivação (cobrimento = 10mm)

2

44 44

37

2

51

58

51

4237

14

56

30

4237

30

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

REFA

SA

5A

CC

AM

5A

CC

AM

10A

CC

AM

20A

CC

AC

5A

CC

AC

10A

CC

AC

20A

REFB

SA

5B

CC

AM

5B

CC

AM

10B

CC

AM

20B

CC

AC

5B

CC

AC

10B

CC

AC

20B

Grupos de Ensaios

Te

mp

o (

dia

s)

Figura 4.37: Tempo de despassivação das barras de aço inseridas nos corpos-de-prova dos

grupos de ensaio com cobrimento de 10mm.

É importante ressaltar que em muitos dos casos observados, sobre as mesmas condições,

alguns grupos de ensaio despassivava antes, contudo no decorrer do ensaio não apresentavam

o desenvolvimento acentuado da corrosão, isto é, o período de iniciação mostrou-se pequeno,

contudo o período de propagação ilustra-se mais demorado. Da mesma forma, alguns grupos

de ensaio demorava a despassivar, e no decorrer do ensaio apresentavam o desenvolvimento

- 127 -

acentuado da corrosão, isto é, o período de iniciação mostrou-se longo, contudo o período de

propagação ilustra-se menor. Portanto, não é correto analisar a corrosão das armaduras apenas

pelo período de iniciação, devendo-se analisar os gráficos ilustrados nas figuras 4.1 a 4.24

para uma conclusão.

Tempo para despassivação (cobrimento = 20mm)

72

79

72

51

2

72

51 51

28

51 51

58

79

44

58

51

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

REFA

SA

5A

CC

AM

5A

CC

AM

10A

CC

AM

20A

CC

AC

5A

CC

AC

10A

CC

AC

20A

REFB

SA

5B

CC

AM

5B

CC

AM

10B

CC

AM

20B

CC

AC

5B

CC

AC

10B

CC

AC

20B

Grupos de Ensaios

Te

mp

o (

dia

s)

Figura 4.38: Tempo de despassivação das barras de aço inseridas nos corpos-de-prova dos

grupos de ensaio com cobrimento de 20mm.

No que se refere aos grupos de ensaio com cobrimento de 10mm, constatou-se que a

substituição de CCA amorfa (a de pior resultado) obteve tempos de despassivação inferiores

ao apresentado pelos grupos de ensaio co CCA cristalina. Quanto aos grupos de ensaios com

cobrimento de 20mm, observam-se valores pouco inferiores para os grupos com adição de

CCA cristalina frente aos grupos com CCA amorfa.

4.2. DIFUSÃO DE CLORETOS

O ensaio de difusão de cloretos foi utilizado para comparar a resistência de diferentes

argamassas à penetração de cloretos, sendo útil na definição de traços econômicos e

aplicações de alta durabilidade, ajudando também no entendimento dos fatores que aumentam

a resistência à penetração de cloretos.

- 128 -

Neste ensaio foi determinada a evolução de duas grandezas ao longo do tempo: a intensidade

de corrente entre as células positiva e negativa do aparato; e a concentração de cloretos na

célula positiva. A intensidade de corrente no ensaio de difusão de cloretos está relacionada

com a quantidade de íons cloreto que migram da célula negativa para a positiva, isto é, quanto

maior a intensidade de corrente maior será a quantidade de íons cloreto que migram da célula

negativa para a positiva naquele momento. Para cada grandeza estudada, são descritos os

comportamentos das argamassas com relações a/agl 0,35 e 0,50.

As Figuras 4.39 a 4.41 mostram os resultados relativos aos ensaios de difusão para as

argamassas selecionadas com relação a/agl 0,50, no que se refere à intensidade de corrente

entre as células positivas e negativas ao longo do tempo.

Corrente x Tempo - a/c 0,50 - 5%

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

24 168 312 456 600 744 888 1032 1176 1320 1464 1608 1752 1896 2040 2184 2328 2472

Tempo (horas)

Corr

ente

(m

A)

REFB

SA5B

CCAM5B

CCAC5B

Figura 4.39: Evolução da intensidade de corrente em função do tempo para as argamassas

selecionadas com teor de substituição de 5% e relação a/agl de 0,50.

Constata-se, através da Figura 4.39, que em relação à intensidade de corrente obtida no ensaio

de difusão de cloretos, o traço com 5% de CCA amorfa possui um melhor desempenho,

apresentando intensidade de corrente inferior aos dos grupos de ensaio com mesmo teor de

substituição, o que significa que a quantidade de íons cloreto que migram da célula negativa

para a positiva é inferior para a argamassa com CCA amorfa, verificando-se que nesta

argamassa os íons cloreto demoram mais para ingressar na célula positiva. O grupo de ensaio

de referência foi o que apresentou pior resultado no que se refere à intensidade de corrente no

ensaio de difusão de cloretos.

- 129 -


0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

24 168 312 456 600 744 888 1032 1176 1320 1464 1608 1752 1896 2040 2184 2328 2472

Tempo (horas)

Corr

ente

(m

A)

REFB

CCAM10B

CCAC10B



Para os grupo de ensaios com teor de adição de 10% observa-se que com relação à

intensidade de cloretos do ensaio de difusão de cloretos, os traços com CCA’s amorfa e

cristalina apresentaram resultados bastante coincidentes, sendo a única ressalva o surgimento

de um pico de corrente para o grupo de ensaio com CCA cristalina após as 1600 horas. O

grupo de ensaio de referência foi o que apresentou pior resultado no que se refere à

intensidade de corrente no ensaio de difusão de cloretos, apresentando pico de corrente

superior em 100,00% aos outros traços.


0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

24 168 312 456 600 744 888 1032 1176 1320 1464 1608 1752 1896 2040 2184 2328 2472

Tempo (horas)

Corr

ente

(m

A)

REFB

CCAM20B

CCAC20B



- 130 -

Quanto aos grupos de ensaios com teor de substituição de 20% verifica-se que, com relação à

intensidade de corrente do ensaio de difusão de cloretos, o traço com CCA amorfa apresentou

desempenho bastante superior ao do grupo com CCA cristalina.


argamassas selecionadas com relação a/agl 0,50, no que se refere à evolução da concentração

de cloretos na célula positiva ao longo do tempo. No anexo apresentam-se os resultados

obtidos para este ensaio.

Pelos resultados obtidos para a concentração de cloretos na célula positiva em função do

tempo, se observa que uma das células do grupo de ensaio com CCA cristalina e teor de

substituição de 20% apresentou resultado muito superior aos apresentados pelos outros grupos

de ensaio, devendo ter havido alguma distorção na sua leitura, moldagem ou montagem.

Devido a isto não se considerará os resultados desta célula quando da realização das médias

entre as células equivalentes. Contudo, ao descartarmos o resultado de uma das células do

grupo com CCA cristalina e teor de substituição de 20%, observamos que a outra célula deste

grupo encontra-se bem abaixo da média dos outros traços, devido a isto não consideraremos

representativos os resultados encontrados para o grupo citado.

Quanto à comparação entre os grupos de ensaios com substituição de 5 e 10 % de CCA

amorfa e cristalina, podemos observar que os grupos com substituição de 10% de cinza foram

os que apresentaram menor concentração de cloretos, juntamente com o grupo com teor de

substituição de 5% de sílica ativa.

No que se refere ao grupo de ensaio de referência constata-se que este apresentou resultados

acima dos outros grupos nos primeiros dias de ensaio, entretanto, com a evolução do tempo,

seus resultados se equipararam aos outros grupos.

- 131 -

Concentração x Tempo - 5%

0,00E+00

2,00E-03

4,00E-03

6,00E-03

8,00E-03

1,00E-02

1,20E-02

1,40E-02

1,60E-02

7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84

Tempo (dias)

Clo

reto

s (

M)

REFB

SA5B

CCAM5B

CCAC5B

Figura 4.42: Evolução da concentração de cloretos na célula positiva em função do tempo

para as argamassas selecionadas com teor de substituição de 5% e relação a/agl de 0,50.


0,00E+00

2,00E-03

4,00E-03

6,00E-03

8,00E-03

1,00E-02

1,20E-02

1,40E-02

1,60E-02

7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84

Tempo (dias)

Clo

reto

s (

M)

REFB

CCAM10B

CCAC10B



Conforme as Figuras 4.42 e 4.43, percebe-se que os grupos de ensaio que utilizaram a CCA

cristalina apresentaram resultados de concentração inferiores aos dos grupos de CCA amorfa.

- 132 -


0,00E+00

2,00E-03

4,00E-03

6,00E-03

8,00E-03

1,00E-02

1,20E-02

1,40E-02

1,60E-02

7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84

Tempo (dias)

Clo

reto

s (

M)

REFB

CCAM20B

CCAC20B



Já para os grupos de ensaio com teor de 20% de cinza, torna-se complicada uma análise dos

resultados obtidos, pois, como já exposto anteriormente houve problemas na moldagem ou

montagem das células de corrosão do grupo de ensaio com substituição de CCA cristalina, o

que provocou distorções na leitura destes resultados.

Os resultados relativos aos ensaios de difusão para as argamassas selecionadas com relação

a/agl 0,35 no que se refere à intensidade de corrente entre as células positivas ao longo do

tempo de ensaio encontram-se apresentadas nas figuras 4.45 a 4.47.

Percebe-se que os grupo de ensaios com teor de adição de 20% de cinza foram os que

apresentaram resultados mais superiores para a relação a/agl 0,35, enquanto os grupo de

ensaios com teor de adição de 5% apresentaram resultados inferiores. Quanto ao grupo de

ensaio de referência verifica-se que este obteve resultado inferior apenas do que os grupos de

ensaios com teor de substituição de cimento de 20%.

- 133 -

Corrente (mA) x Tempo (h) - a/c 0,35

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

24 168 312 456 600 744 888 1032 1176 1320 1464 1608 1752 1896 2040 2184 2328

Tempo (horas)

i (m

A)

REFA

CCAC5A

CCAM5A

SA5A



Conforme exposto na Figura 4.45, para o grupo de ensaios com teor de adição de 5% observa-

se que em relação à difusão de cloretos, os traços com CCA amorfa e cristalina apresentaram

resultados bastante coincidentes, sendo a única ressalva o surgimento de um pico de corrente

para o grupo de ensaio com CCA cristalina após as 1900 horas. O grupo de ensaio de

referência foi o que apresentou pior resultado no que se refere à intensidade de corrente no

ensaio de difusão de cloretos, apresentando pico de corrente superior em 100,00%, quando

comparados com os grupo de ensaios com teor de adição de 5%.


0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

24 168 312 456 600 744 888 1032 1176 1320 1464 1608 1752 1896 2040 2184 2328

Tempo (horas)

i (m

A) REFA

CCAM10A

CCAC10A



- 134 -


0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

24 168 312 456 600 744 888 1032 1176 1320 1464 1608 1752 1896 2040 2184 2328

Tempo (horas)

i (m

A)

CCAM20A

REFA

CCAC20A



No que se refere à influência da adição de 10 e 20% na difusão de cloretos pela intensidade de

corrente, observa-se que para a adição de 10% as CCA’s apresentaram resultados muito

parecidos, e comparando-os com o resultado obtido pela referência observou-se que as

adições proporcionam uma melhora substancial no desempenho das argamassas frente à

difusão de cloretos. Quanto aos teores de adição de 20% observou-se que a CCA amorfa

apresentou resultados muito ruins, por motivos já expostos anteriormente. Já a CCA cristalina

obteve resultados um pouco superiores aos resultados da referência.


argamassas selecionadas com relação a/agl 0,35, no que se refere à evolução da concentração

de cloretos na célula positiva ao longo do tempo. No anexo apresentam-se os resultados para

este ensaio.

Para os grupo de ensaios com teor de adição de 5% observa-se que os traços com CCA’s

amorfa e cristalina apresentaram resultados bastante coincidentes, com uma pequena

vantagem para a CCA amorfa. O grupo de ensaio de referência foi o que apresentou pior

resultado no que se refere à concentração de cloretos na célula positiva, quando comparados

com os grupo de ensaios com teor de adição de 5%. Já a sílica ativa apresentou resultados

bem próximos aos verificados para a CCA amorfa.

- 135 -

Concentração x Tempo - a/c 0,35

0,00E+00

5,00E-03

1,00E-02

1,50E-02

2,00E-02

2,50E-02

7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84

Tempo (dias)

Clo

reto

s (

M) REFA

SA5A

CCAC5A

CCAM5A




0,00E+00

5,00E-03

1,00E-02

1,50E-02

2,00E-02

2,50E-02

7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84

Tempo (dias)

Clo

reto

s (

M)

REFA

CCAC10A

CCAM10A



- 136 -


0,00E+00

1,00E-02

2,00E-02

3,00E-02

4,00E-02

5,00E-02

6,00E-02

7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84

Tempo (dias)

Clo

reto

s (

M)

REFA

CCAM20A

CCAC20A



No que se refere à influência da adição com teores de substituição de 10 e 20% na

concentração de cloretos na célula positiva, observa-se que para a adição de 10% as CCA’s

apresentaram resultados muito parecidos, apenas com uma leve vantagem para a CCA

amorfa, e comparando-os com o resultado obtido pela referência observa-se que as adições

proporcionam uma melhora substancial no desempenho das argamassas frente à difusão de

cloretos. Quanto aos teores de adição de 20% observa-se que a CCA amorfa apresentou

resultados muito ruins, por motivos já expostos anteriormente. Já a CCA cristalina obteve

resultados superiores aos resultados da referência, mas melhores do que para a CCA amorfa.

Como já comentado anteriormente, os coeficientes de difusão são encontrados a partir do

fluxo de íons (J) no estado estacionário, que é retirado dos gráficos de concentração de

cloretos com a evolução do tempo, apresentados anteriormente. Os valores dos coeficientes de

difusão para todos os grupos de ensaios estão apresentados na Figura 4.51, sendo os

resultados apresentados a média dos valores de dois corpos-de-prova. É importante observar

que para os grupos de ensaios com adição de sílica ativa (SA5A e SA5B) foram os que

apresentaram menores coeficientes de difusão, sendo o de relação a/agl 0,35 (SA5A) o melhor

entre eles, isto é o que apresentou menores concentrações de cloretos na célula positiva.

- 137 -

Coeficiente de Difusão

1,49

0,720,91

1,10

3,99

0,911,19

2,12

1,170,86

1,101,24 1,21

0,941,07

0,96

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

REFA

SA

5A

CC

AM

5A

CC

AM

10A

CC

AM

20A

CC

AC

5A

CC

AC

10A

CC

AC

20A

REFB

SA

5B

CC

AM

5B

CC

AM

10B

CC

AM

20B

CC

AC

5B

CC

AC

10B

CC

AC

20B

Grupos de Ensaios

Co

efi

cie

nte

de

dif

us

ão

D (

cm

²/s

x 1

0-9)

Figura 4.51: Coeficientes de difusão das argamassas estudadas.

No que se refere ao grupo de ensaio de referência (sem adição), constatou-se que para a

relação a/agl 0,35 seus resultados foram melhores apenas do que para os resultados

apresentados com grupos de ensaios com teor de substituição de CCA’s de 20%. Aliás,

quanto aos grupos de ensaios com este teor de substituição observa-se que estes

demonstraram os piores resultados, sendo que a substituição de CCA amorfa (a de pior

resultado) obteve coeficiente de difusão superior em mais de 150,00% ao coeficiente

apresentado pela referência. Constatou-se que quanto maior foi o teor de substituição do

cimento pelas CCA’s maior foi o coeficiente de difusão. Quanto à comparação entre os

grupos de ensaios com CCA amorfa e cristalina verificou-se que para o teor de substituição de

5% não existe diferença entre os resultados. Já para o teor de substituição de 10% verifica-se

que a CCA amorfa obteve menor coeficiente de difusão.

Quanto aos grupos de ensaios com relação a/agl 0,50, observa-se que estes obtiveram

resultados bem próximos entre si, para todos os grupos de ensaios com esta relação a/agl.

Entretanto, observam-se valores pouco inferiores para os grupos com adição de CCA

cristalina frente aos grupos com CCA amorfa. Para o grupo de ensaio de referência com esta

relação a/agl, constata-se também que não houve diferença significativa no coeficiente de

difusão em relação aos outros grupos, exceção feita ao grupo de ensaio com utilização de

sílica ativa, no qual se obteve o menor coeficiente para esta relação a/agl.

- 138 -

4.3. POROSIDADE

As Figuras 4.52 a 4.57 apresentam os resultados obtidos do ensaio de porosidade por intrusão

de mercúrio (PIM) para a relação a/agl 0,35. Cada gráfico refere-se a um teor de substituição

de cimento, sendo os valores da representação gráfica a média dos resultados observados em

dois corpos de prova. As Figuras 4.52 a 4.54 se referem à porosidade acumulada, enquanto as

Figuras 4.55 a 4.57 se referem à porosidade incremental, isto é, a quantidade relativa de poros

para cada faixa de poros. É importante ressaltar novamente que os resultados apresentados

referem-se a pastas de cimento com substituição de 5, 10 e 20% de CCA amorfa e cristalina,

não tendo sido possível realizar tais ensaios nas argamassas estudadas devido a problemas no

porosímetro utilizado. Os resultados apresentados são expressos em porcentagem de poros

existente nas amostras, através do volume de mercúrio intrudido nos corpos de prova em

relação ao volume total do corpo de prova.

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000

Diâmetro dos Poros (microns)

Po

ros

idad

e A

cu

mu

lad

a (

cm

³/cm

³)

CCAC5A CCAM5A REFA

Figura 4.52: Porosidade acumulada em função das dimensões dos poros para as pastas


- 139 -

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e A

cu

mu

lad

a (

cm

³/cm

³)

CCAC10A CCAM10A REFA



Para os gráficos de porosidade acumulada dos grupos de ensaio com teores de substituição de

5 e 10% e relação a/agl 0,35 (Figuras 4.52 e 4.53), observa-se que para o teor de 5%, a

argamassa com adição de CCA cristalina apresenta-se menos porosa do que o restante dos

grupos, já a argamassa com adição de 5% de CCA amorfa apresentou resultados semelhantes

ao grupo de ensaio de referência (sem adição). Contudo, para o teor de 10%, a argamassa com

adição de CCA cristalina apresenta-se mais porosa do que o restante dos grupos, apesar desta

diferença não ser elevada. Já a argamassa com adição de 10% CCA amorfa, apresentou

novamente resultados semelhantes ao grupo de ensaio de referência (sem adição).

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e A

cu

mu

lad

a (

cm

³/cm

³)




- 140 -

Para as pastas com teores de substituição de cimento de 20% (Figura 4.54) observou-se que as

porosidades apresentadas por estas, tanto para a CCA amorfa como para a CCA cristalina,

obtiveram resultados mais elevados do que o apresentado pela argamassa de referência,

embora haja um refinamento dos poros das pastas com cinzas amorfa e cristalina. Quanto à

comparação entre os grupos de ensaios com CCA amorfa e cristalina, verificou-se a

equivalência de resultados, apesar da curva mais acentuada para a argamassa com CCA

cristalina, a qual é melhor esclarecida pela análise da porosidade incremental (Figuras 4.55 a

4.57).

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,100

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e In

cre

me

nta

l (c

m³/

cm

³)

CCAC5A CCAM5A REFA

Figura 4.55: Porosidade incremental em função das dimensões dos poros para as pastas


0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,100

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e In

cre

me

nta

l (c

m³/

cm

³)




- 141 -

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,100

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e In

cre

me

nta

l (c

m³/

cm

³)




Para os resultados da porosidade incremental dos grupos de ensaios com relação a/agl 0,35,

observou-se que para todos os casos a adição de CCA, tanto amorfa e cristalina, provocou o

efeito de refinamento dos poros, sendo que a argamassa de referência apresentou poros de

maior dimensão, apesar de que para o teor de substituição de 5% de CCA’s este refinamento

mostrou-se inferior. Quanto à comparação entre as pastas com adição de CCA amorfa e CCA

cristalina, verificou-se para todos os teores de substituição que a CCA cristalina proporcionou

um maior refinamento dos poros.

As Figuras 4.58 a 4.63 apresentam os resultados obtidos do ensaio de porosidade pelo método

de intrusão de mercúrio para a relação a/agl 0,50. Assim como, para a relação a/agl 0,35 cada

gráfico refere-se a um teor de substituição de cimento, sendo os valores da representação

gráfica a média dos resultados observados em dois corpos de prova. As Figuras 4.58 a 4.60 se

referem à porosidade acumulada, enquanto as Figuras 4.61 a 4.63 se referem à porosidade

incremental, isto é, a porcentagem de poros para cada faixa de poros.

- 142 -

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e A

cu

mu

lad

a (

c,m

³/cm

³)

CCAC5B CCAM5B REFB



0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e A

cu

mu

lad

a (

cm

³/cm

³)

CCAC10B CCAM10B REFB



Quanto aos gráficos de porosidade acumulada dos grupos de ensaio com teores de

substituição de 5 e 10% e relação a/agl 0,50, observa-se que para o teor de 5%, a argamassa

com adição de CCA cristalina apresenta-se menos porosa do que o restante dos grupos, e a

argamassa com adição de 5% de CCA amorfa apresentou resultados semelhantes ao grupo de

ensaio de referência (sem adição). Contudo, para o teor de 10%, a argamassa com adição de

CCA cristalina apresenta-se mais porosa do que o restante dos grupos, apesar desta diferença

mão ser elevada, enquanto a argamassa com adição de 5% CCA amorfa, apresentou

novamente resultados semelhantes ao grupo de ensaio de referência (sem adição).

- 143 -

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e A

cu

mu

lad

a (

cm

³/cm

³)




Para as pastas com teores de substituição de cimento de 20% observou-se que as porosidades

apresentadas por estas, tanto para a CCA amorfa como para a CCA cristalina, obtiveram

resultados mais elevados do que o apresentado pela argamassa de referência. Quanto a

comparação entre os grupos de ensaios com CCA amorfa e cristalina, verificou-se a

equivalência de resultados.

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,100

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e In

cre

me

nta

l (c

m³/

cm

³)

CCAC5B CCAM5B REFB



- 144 -

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,100

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e In

cre

me

nta

l (c

m³/

cm

³)




0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,100

0,001 0,010 0,100 1,000 10,000


Po

ros

idad

e In

cre

me

nta

l (c

m³/

cm

³)




No que se refere aos resultados da porosidade incremental dos grupos de ensaios com relação

a/agl 0,50, observou-se que para todos os casos a adição de CCA, tanto amorfa e cristalina,

provocou o efeito de refinamento dos poros, sendo que a argamassa de referência apresentou

poros de maior dimensão. Quanto à comparação entre as pastas com adição de CCA amorfa e

CCA cristalina, verificou-se que para o teor de substituição de 5% a CCA cristalina

proporcionou um maior refinamento dos poros, para o teor de 10% houve uma certa

- 145 -

equivalência, apesar da leve vantagem da CCA amorfa para o refinamento, e para o teor de

20% os resultados para as duas cinzas foram praticamente os mesmos.

4.4. RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO

A Figura 4.64 apresenta os resultados obtidos do ensaio de resistência à compressão. Cada

valor representa a média dos resultados observados em três corpos de prova.

Para os resultados obtidos com relação a/agl 0,35 os melhores resultados foram obtidos para

um teor de substituição de 5%, sendo a CCA amorfa a de melhor desempenho. Aliás, para

todos os teores de substituição a CCA amorfa apresentou maiores resultados do que as

argamassas com adição de CCA cristalina. Quanto a argamassa de referência, esta só

apresentou melhor resultado do que a argamassa com teor de substituição de 20% de CCA

cristalina. Já a argamassa com substituição de sílica ativa obteve resultados piores do que as

argamassas com mesmo teor de substituição de CCA’s, contudo com melhores resultados do

que todos os outros grupos de ensaio.

37,7

61,6

43,4

40,5

45,8

59,2

37,7

34,4

39,5

47,5

53,4

44,1

41,8

46,7

52,2

44,3

0

10

20

30

40

50

60

70

REF CCAM5 CCAM10 CCAM20 SA5 CCAC5 CCAC10 CCAC20

Re

sis

tên

cia

à c

om

pre

ss

ão

(M

Pa

)

a/agl = 0,35

a/agl = 0,50

Figura 4.64: Resistência à compressão das argamassas aos 28 dias de idade, para as

argamassas selecionadas.

- 146 -

No que se refere aos grupos de ensaio com relação a/agl 0,50, observa-se que os melhores

resultados foram obtidos para um teor de substituição de 10%, sendo a CCA amorfa a de

melhor desempenho em relação a CCA cristalina, apesar da diferença entre estas ser bastante

pequena. Para os teores de substituição de 5 e 10% a CCA amorfa apresentou maiores

resultados do que as argamassas com adição de CCA cristalina, e para o teor de substituição

de 20% os resultados entre as CCA’s foram praticamente os mesmos. Quanto a argamassa de

referência, esta foi a que apresentou pior resultado, demonstrando que as adições em qualquer

dos teores pesquisados proporcionam um ganho de desempenho das argamassas com relação

a/agl 0,50. Já a argamassa com substituição de sílica ativa e relação a/agl 0,50 só obteve

resultados piores do que as argamassas com teor de substituição de 5% de CCA’s,

apresentando resultados melhores do que todos os outros grupos de ensaios.

4.5. ABSORÇÃO DE ÁGUA POR CAPILARIDADE

A absorção por capilaridade das argamassas estudadas, com sete dias de cura e expostos após

cura ao ambiente de laboratório por aproximadamente 90 dias, está apresentada na Figura

4.65 e 4.66. Os resultados encontram-se no anexo.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Tempo 1/2

(horas 1/2

)

Ab

so

rçã

o (

g/c

m²) REFA

CCAM5A

CCAM10A

SA5A

CCAC5A

CCAC10A

CCAC20A

Figura 4.65: Absorção de água por capilaridade em função do tempo das argamassas

selecionadas, para a relação a/agl 0,35.

- 147 -

Os melhores resultados obtidos com relação a/agl 0,35 foram para a argamassa de referência,

seguida da argamassa com teor de substituição de 5% de sílica ativa. Para todos os teores de

substituição, as argamassas com adição de CCA cristalina apresentaram melhores resultados

do que as argamassas com adição de CCA amorfa. Quanto à argamassa com teor de

substituição de 20% de CCA amorfa, a água atingiu a superfície superior de todos os corpos

de provas ensaiados para este grupo, o que, segundo a norma NBR 9779-95, motiva o

descarte destes resultados.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Tempo 1/2

(horas 1/2

)

Ab

so

rçã

o (

g/c

m²)

REFB

CCAM5B

CCA10MB

CCAM20B

SA5B

CCAC5B

CCAC10B

CCAC20B

Figura 4.66: Absorção de água por capilaridade em função do tempo das argamassas

selecionadas, para a relação a/agl 0,50.


resultados foram obtidos para um teor de substituição de 5% de sílica ativa. Para os teores de

substituição de 5% as argamassas com adição de CCA amorfa apresentou melhores resultados

do que as argamassas com adição de CCA cristalina. Já para os teores de substituição de 10%

a CCA cristalina apresentou melhores resultados do que a CCA amorfa, enquanto a argamassa

com teor de substituição de 20% de CCA cristalina foi a que apresentou pior resultado.

Quanto à argamassa com teor de substituição de 20% de CCA amorfa, assim como para a

- 148 -

relação a/agl 0,35, a água atingiu a superfície superior de todos os corpos de provas ensaiados

para este grupo, o que, segundo a norma NBR 9779-95, motiva o descarte destes resultados.

4.6. ABSORÇÃO DE ÁGUA POR IMERSÃO

A determinação da absorção por imersão destina-se a uma avaliação do volume total de poros.

Os resultados encontram-se resumidos na Figura 4.67. Cada resultado corresponde à média de

três corpos de prova. Em anexo apresentam-se os resultados com os parâmetros estatísticos.

Podemos observar que os grupos de ensaios com relação a/agl 0,35, em todas as situações,

apresentaram valores inferiores aos resultados dos grupos de ensaios com relação a/agl 0,50.

Para a relação a/agl 0,50, nota-se que os resultados da absorção por imersão aumentam com o

aumento da quantidade de adições, excetuando-se o grupo de ensaio com adição de 5% de

sílica ativa, a qual apresentou resultado inferior ao grupo de ensaio de referência.

6,136,12

5,44

6,02

4,45

6,59

5,38

4,94

7,958,21

8,38 8,45

7,76

8,11 8,12

8,56

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

9,00

REF CCAM5 CCAM10 CCAM20 SA5 CCAC5 CCAC10 CCAC20

Ab

so

rção

(%

)

a/agl 0,35

a/agl 0,50

Figura 4.67: Absorção por imersão dos traços selecionados, com 7 dias de cura úmida, após

esse período, mantidos em ambiente de laboratório até os 90 dias de idade.

Já para a relação a/agl 0,35, o grupo de ensaio com adição de 5% de sílica ativa não

apresentou o mesmo desempenho, apresentando resultado superior a outros grupos de ensaios.

- 149 -

Constata-se também, para esta relação a/agl que o resultado do grupo de ensaio com adição de

20% de CCA amorfa apresentou resultado bem inferior ao esperado, sendo este fato causado

pela dificuldade na moldagem destes corpos de prova, já que a relação A% era muito baixa, o

que proporcionou problemas de moldagem.

Quanto à comparação entre às influências proporcionadas pelas adições das CCA’s amorfas e

cristalinas, observa-se que não houve uma distinção significativa entre as duas no que se

refere à absorção por imersão.

4.7. PERDA DE MASSA ELETROQUÍMICA X GRAVIMÉTRICA

Nas Figuras 4.68 a 4.71, estão apresentadas a comparação entre os valores de perda de massa

eletroquímica e gravimétrica, para as relações água/aglomerante 0,35 e 0,50 e para os

cobrimentos das barras de aço de 10 e 20mm. O objetivo desta comparação é a avaliação da

precisão da metodologia utilizada. As linhas contínuas identificam o limite de validade da

técnica de Resistência de polarização.

Perda de Massa

1

10

100

1000

10000

1 10 100 1000 10000

Perda de Massa Gravimétrica (mg)

Pe

rda

de

Ma

ssa

Ele

tro

qu

ímic

a

(mg

)

REFA

SA5A

CCAM5A

CCAM10A

CCAM20A

CCAC5A

CCAC10A

CCAC20A

Figura 4.68: Perda eletroquímica x gravimétrica dos corpos de prova com a/agl=0,35 e

cobrimento de 10mm.

A Figura 4.68 apresenta a comparação entre os valores de perda de massa eletroquímica e

gravimétrica, para todas as séries com a relação água/aglomerante 0,35 e cobrimento de

10mm. Como se pode observar, a correlação obtida apresenta valores de perda eletroquímica

- 150 -

maiores que as gravimétricas, sendo o grupo de ensaio com teor de substituição de 20% de

CCA amorfa o que mais perdeu massa e o grupo de ensaio com teor de substituição de 5% de

sílica ativa o que menos perdeu massa para as duas análises.


gravimétrica para todas as séries feitas com a relação água/aglomerante 0,50 e cobrimento de

10mm. Deve ser salientado que, novamente, a correlação obtida apresenta valores de perda

eletroquímica maiores que as gravimétricas, sendo esta diferenciação mais acentuada do que

na situação anterior. Este comportamento pode ter sido provocado por uma limpeza das barras

de aço no momento da medição gravimétrica ao final dos ensaios inadequada, ou pelo grande

volume de corrosão observado nestes grupos de ensaio, o que pode ter levado a maiores

resultados nos ensaios eletroquímicos.

Perda de Massa

1

10

100

1000

10000

1 10 100 1000 10000


Pe

rda

de

Ma

ssa

Ele

tro

qu

ímic

a

(mg

)

REFB

SA5B

CCAM5B

CCAM10B

CCAM20B

CCAC5B

CCAC10B

CCAC20B


cobrimento de 10mm.


gravimétrica, para todas as séries com a relação água/aglomerante 0,35 e cobrimento de

20mm. Como se pode observar, a correlação encontrada foi muito boa situando quase todos

os valores dentro da faixa de validade da técnica. Novamente, o grupo de ensaio com teor de

- 151 -

substituição de 20% de CCA amorfa foi o que mais perdeu massa e o grupo de ensaio com

teor de substituição de 5% de sílica ativa foi o que menos perdeu massa para as duas análises


gravimétrica para todas as séries feitas com a relação água/aglomerante 0,50 e cobrimento de

20mm. Da mesma forma da figura anterior ressalta-se a boa relação encontrada situando

quase todos os valores dentro da faixa de validade da técnica. Verificou-se que a argamassa

com teor de substituição de 20% de CCA cristalina foi a que apresentou menor perda de

massa para as duas metodologias, e o grupo de ensaio com teor de substituição de 20% de

CCA amorfa foi o que apresentou maior perda de massa pelo método gravimétrica e o grupo

de ensaio de referência foi o que apresentou maior perda pelo método eletroquímico.

Perda de Massa

1

10

100

1000

10000

1 10 100 1000 10000


Pe

rda

de

Ma

ssa

Ele

tro

qu

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a

(mg

)

REFA

SA5A

CCAM5A

CCAM10A

CCAM20A

CCAC5A

CCAC10A

CCAC20A


cobrimento de 20mm.

- 152 -

Perda de Massa

1

10

100

1000

10000

1 10 100 1000 10000


Pe

rda

de

Ma

ss

a E

letr

oq

uím

ica

(mg

)

REFB

SA5B

CCAM5B

CCAM10B

CCAM20B

CCAC5B

CCAC10B

CCAC20B


cobrimento de 20mm.

- 153 -

5.0 ANÁLISE DOS RESULTADOS

A necessidade de caracterização das adições de CCA’s amorfa e cristalina ao cimento, no

que diz respeito aos seus comportamentos frente à corrosão das armaduras, leva a um

amplo estudo das mais diversas propriedades e características das CCA’s, bem como das

influências que estas adições provocam nas propriedades das argamassas. Os ensaios

acelerados de corrosão com o emprego das técnicas eletroquímicas de avaliação permitem

obter comparações relativas entre as CCA’s de forma a avaliar indiretamente todas as

variáveis que influem no processo de corrosão por cloretos: relação Cl-/OH

-, capacidade de

fixação de cloretos, disponibilidade de oxigênio, etc.

Neste capítulo analisaremos os resultados encontrados e apresentados no capítulo 4,

comparando os desempenhos encontrados, de modo a distinguir a influência das CCA’s

amorfa e cristalina no desenvolvimento da corrosão das armaduras, bem como comparar

estes resultados com os obtidos pelas argamassas de referência (sem adição) e com adição

de sílica ativa.

5.1. METODOLOGIA

Como se comentou anteriormente no capítulo 2, vários são os fatores que influenciam na

penetração dos íons cloretos e no processo de corrosão. A determinação de todos eles no

estudo da adição de CCA’s amorfa e cristalina ao cimento é difícil, exigindo muitas vezes

equipamentos mais sofisticados. Entretanto, a utilização da técnica de resistência de

polarização (Rp), possibilita determinar a intensidade de corrosão (icorr) a cada momento do

ensaio, permitindo assim avaliar o comportamento dos cimentos, argamassas, concretos e

suas adições sob o enfoque da proteção contra a corrosão, mediante a utilização de

armaduras que funcionam como sensores. A comparação da capacidade de proteção entre

as duas cinzas, amorfa e cristalina, empregadas em substituição ao cimento em argamassas

foi complementada pela análise de potencial de corrosão (E), resistência ôhmica (Rohm),

perda gravimétrica, porosimetria, absorção capilar e absorção por imersão.

O tamanho dos corpos de prova dos ensaios de corrosão foi o mesmo utilizado nos

trabalhos de Monteiro (1996), Pêssoa (2002), Neves (2005), entre outros, os quais

- 154 -

utilizaram quatro barras de aço por corpo de prova, sendo estas divididas em dois

cobrimentos, conforme descrito no capítulo 3, reduzindo assim, a variabilidade entre vários

corpos de prova, já que apenas dois corpos de prova são utilizados para cada grupo de

ensaio.

A etapa de secagem no ensaio acelerado de corrosão por cloretos atua de forma

diferenciada em função da porosidade, particularmente do volume total de poros existente

e da distribuição do tamanho dos mesmos. Assim, ao se submeter determinado grupo de

ensaio à etapa de secagem, em condições padronizadas de umidade relativa e temperatura,

tem-se um grau de umidade final do corpo-de-prova, variável em função da porosidade

respectiva a cada grupo de ensaio. Desse modo existem condições em que a secagem é

mais efetiva, principalmente nos grupo de ensaios em que o volume e dimensão dos poros

da pasta de cimento das argamassas são maiores, e existem situações em que as variações

se mostram menores. O grau de umidade dos corpos de prova, por sua vez, influência

diretamente nos valores de resistência ôhmica (Rohm), e de forma indireta na intensidade de

corrosão (icorr) e potencial de corrosão (E).

Quando da definição dos traços das argamassas utilizadas nesta pesquisa optou-se por

manter, para as duas relações a/agl (0,35 e 0,50), o consumo de aglomerante constante,

pois de acordo com a literatura científica citada no capítulo 2, no geral, o consumo de

aglomerante tem influência significativa na velocidade de corrosão. Assim, como as

argamassas são constituídas por aglomerante, agregado e água, e o consumo de

aglomerante e a relação a/agl foram pré-definidas, trabalhou-se com o consumo de

agregado variável. À medida que se aumentava a relação a/agl, diminuía-se o consumo de

agregado para manter o mesmo consumo de aglomerante, tendo-se então duas argamassas

com diferentes características reológicas. As argamassas com relação a/agl 0,35

mostraram-se muito secas e ásperas pela falta de água e pelo excesso de agregado,

enquanto as argamassas com relação a/agl 0,50 mostraram-se com boa trabalhabilidade.

Portanto, verifica-se que o teor de pasta (fase porosa), para um mesmo consumo de

aglomerante, aumenta com o aumento da relação a/agl, influenciando diversas

características e propriedades das argamassas. Observa-se também que como as

argamassas com relação a/agl 0,35 possuíam maior quantidade de agregado em sua

composição, possivelmente, estas também possuíam grande volume de pasta na zona de

transição, a qual é conhecidamente mais porosa.

- 155 -

5.2. MICROESTRUTURA DAS ARGAMASSAS

A metodologia do ensaio acelerado de corrosão empregada no procedimento experimental

tem relação direta com a estrutura física da pasta de cimento componente das argamassas

pesquisadas, principalmente quanto à porosidade e às características de absorção capilar.

Como já exposto anteriormente, a etapa de secagem no ensaio acelerado de corrosão por

cloretos atua de forma diferenciada em função da porosidade, desse modo existem

condições em que a secagem é mais efetiva, principalmente nos grupo de ensaios em que o

volume e dimensão dos poros da pasta de cimento das argamassas são maiores.

Na etapa de imersão parcial, as características de porosidade alteram, para os diferentes

grupos de ensaio, os valores da absorção por capilaridade. Como já explicitado no capítulo

2, teoricamente, quanto menores os diâmetros dos poros, maiores as pressões capilares e

maior a altura de absorção. Sob a ótica inversa, com poros maiores temos alturas menores,

porém volumes absorvidos maiores. Entretanto, normalmente os concretos com capilares

de menor diâmetro, possuem estes capilares muito menos intercomunicáveis, resultando

disso menores alturas de sucção e menores volumes absorvidos.

5.2.1. Porosimetria

Os resultados adquiridos pela técnica de porosimetria por intrusão de mercúrio para as

relações a/agl 0,35 e 0,50 ilustram alguns aspectos importantes. Em primeiro 1ugar, se

constata que, para a distribuição de tamanho de poros bem como as demais grandezas

medidas, evidenciou-se o aspecto de refinamento da porosidade das pastas, uma vez que os

grupos de ensaio com adição de CCA’s apresentam: volume total de poros (volume de

intrusão) superiores ou iguais ao grupo de ensaio de referência, diâmetro médio do poro

significativamente inferior e aumento do volume de poros pequenos. Conforme consta na

bibliografia citada no capítulo 2, a adição de pozolanas causa um refinamento da

porosidade com a redução do volume de poros grandes (> 50,0 nm) e o aumento do

volume de poros pequenos (<50,0 nm). Verifica-se também que apenas para o teor de 5%

de CCA cristalina, tanto para a relação a/agl 0,35 como para a relação a/agl 0,50, houve

uma diminuição no volume de poros total, enquanto para o restante dos grupos de ensaio

- 156 -

ocorreu um pequeno aumento ou uma estabilização do volume total de poros para os

grupos de ensaio que empregam adições de CCA’s em relação ao grupo de ensaio de

referência (sem adição).

Lopes (1999) observou que para uma mesma relação a/agl ocorre um refinamento da

porosidade dos traços com sílica ativa, apresentando estes um menor volume total de

poros, o que em geral não se observou na presente pesquisa, com um maior volume de

poros menores do que o traço de referência (sem adição). Já Bauer (1995), coloca que a

adição de escória ao cimento provoca o refinamento da porosidade, apresentando volume

de poros pequenos (3 a 5ηm), volume total de poros (volume de intrusão) e diâmetro

médio de poro significativamente superiores, comportamento que difere do verificado na

presente pesquisa apenas no que se refere à diminuição do diâmetro médio de poro

proporcionado pela adição de CCA’s.

A tendência que se constata é a de que, para as pastas pesquisadas, a influência da adição

da CCA amorfa ao cimento, em relação à porosidade, mostra-se mais marcante do que a

adição de CCA cristalina para o teor de substituição do cimento de 10%, enquanto para o

teor de substituição de 5% a CCA cristalina obteve melhor desempenho. Já para o teor de

substituição de 20% observou-se equilíbrio quanto à porosidade das CCA’s, existindo uma

pequena vantagem para a CCA cristalina com relação a/agl 0,35.

Para o teor de substituição de 5% a porcentagem de adição é considerada pequena, e assim

o efeito da reação pozolânica é restrito, sendo a porosidade influenciada principalmente

pelo efeito fíler, sendo este efeito superior para a CCA cristalina. Já para o teor de

substituição de 10%, a reação pozolânica mostra-se mais eficiente, preenchendo os poros e

diminuindo o diâmetro dos capilares, assim a CCA amorfa demonstra melhor desempenho,

por ser mais reativa. Quanto ao teor de substituição de 20%, boa parte da CCA amorfa não

reage com o hidróxido de cálcio para este teor, permanecendo na argamassa como fíler,

enquanto a CCA cristalina pela sua boa reatividade, embora menor do que a CCA amorfa,

e pelo alto teor de substituição proporciona um grau de reações pozolânicos semelhante ao

da CCA amorfa, sendo que grande parte desta CCA continua na argamassa como fíler, daí

a semelhança no desempenho das duas adições. Ressalta-se também que como a CCA

cristalina não reage tão acentuadamente como a CCA amorfa, permanecendo na argamassa

como fíler e atuando como pontos de nucleação para os produtos da hidratação. Além

- 157 -

disso, os resultados verificados por Rêgo (2004) no ensaio de IAP com cimento mostram a

elevada ação pozolânica da CCA cristalina, mesmo sendo pouco inferior ao constatado

pela CCA amorfa.

Enfatizando a tendência acima exposta, ao serem confrontados resultados de absorção por

imersão, apesar do ensaio de porosimetria ter sido realizado apenas com pastas e o ensaio

de absorção por imersão ser realizado com argamassas, para ambas as relações a/agl

utilizadas nos grupos de ensaio, as adições de CCA’s provocaram o aumento do volume

absorvido, isto é, provocaram o aumento no volume total de poros, a exceção dos grupo de

ensaio com adição de sílica ativa e relação a/agl 0,50 e o grupo de ensaio com adição de

20% de CCA amorfa e relação a/agl 0,35, sendo que este último sofreu, como exposto

anteriormente, problemas de moldagem da argamassa.

É importante enfatizar que para todas as relações a/agl e teores de substituição a influência

da adição de CCA’s na porosidade se mostra nítida no aumento do volume de poros

pequenos. Pela análise dos resultados de porosimetria e absorção por imersão se deduz,

portanto, que a adição de CCA’s atua significativamente no refinamento da porosidade, e

que o aumento do volume de poros ocorre significativamente nos poros de pequena

dimensão.

5.2.2. Absorção Capilar

A absorção capilar caracteriza o fenômeno de absorção e fluxo de água pela porosidade,

sendo uma grandeza que avalia a tendência de maior ou menor absorção em um dado

tempo. Nos ensaios acelerados este aspecto é extremamente significante, pois o aumento

do grau de umidade significa disponibilidade de eletrólito, diminuição da resistência

ôhmica, e possivelmente maior valor de intensidade de corrosão.

Os resultados de absorção capilar mostram que, para todos os teores de adição e tipo de

CCA’s utilizados, os valores encontrados aumentam com a relação a/agl. Observa-se ainda,

em todos os casos, que os grupos de ensaio que empregam o cimento com adição de CCA

apresentam valores superiores de absorção em relação aos grupos de ensaio equivalentes

sem adição. Monteiro (1996), cita que a absorção de água aumenta com a relação

- 158 -

água/cimento, sendo superior no caso de emprego de pozolanas, o que coincide com os

comportamentos encontrados para os grupos de ensaio em que se utilizou CCA.

Conforme relatado anteriormente o teor de pasta (fase porosa), para um mesmo consumo

de cimento, aumenta com o aumento da relação a/agl, influenciando diversas

características e propriedades das argamassas. Parece evidente que ao aumentar o teor de

pasta (fase porosa), aumenta-se a massa de água absorvida por capilaridade (absorção

capilar), o que é bastante lógico visto que a distribuição de tamanho de poros da pasta é a

mesma para uma mesma relação a/agl. Observa-se também que os grupos de ensaio com

adição de CCA’s possuem valores superiores de absorção capilar atribuindo-se este

comportamento às características de volume total de poros superior constatadas nos

ensaios de absorção por imersão e porosimetria. Contudo, este aumento do volume total de

poros ocorreu principalmente pelo aumento da quantidade de poros de menor diâmetro, e

como foi relatado anteriormente capilares de menor diâmetro, traduzem teoricamente

maiores pressões capilares e maior altura de absorção. No entanto, estes capilares

mostram-se normalmente muito menos intercomunicáveis, resultando disso menores

alturas de sucção e menores volumes absorvidos, o que não se confirmou, já que nesta

pesquisa mesmo com o refinamento dos poros pela ação das CCA’s, o volume absorvido

neste ensaio para as argamassas com adição foi superior.

Por outro lado o aumento do volume de agregado, com a diminuição do teor de pasta,

aumenta o volume da zona transição, a qual como exposto anteriormente tem

características de maior porosidade, sendo assim, pode levar a um aumento na absorção.

Deve-se atentar ao fato das reações pozolânicas das adições atuarem mais acentuadamente

nesta zona de transição, já que nesta zona se encontra uma maior quantidade de hidróxido

de cálcio, o que pode ter minimizado esse efeito.

Como exposto no capítulo 4, os melhores resultados obtidos com relação a/agl 0,35 foram

para a argamassa de referência, seguida da argamassa com teor de substituição de 5% de

sílica ativa. Para todos os teores de substituição, as argamassas com adição de CCA

cristalina apresentaram melhores resultados do que as argamassas com adição de CCA

amorfa. Para as argamassas com relação a/agl 0,35 os resultados de absorção capilar

seguiram a tendência apresentada na porosimetria por intrusão de mercúrio, quanto maior o

refinamento da porosidade, menor a absorção por capilaridade. No entanto, para as

- 159 -

argamassas com teor de substituição de 10%, a argamassa com CCA amorfa apresentou

maior refinamento dos poros avaliado pela porosimetria, enquanto a argamassa com CCA

cristalina apresentou melhores resultados no ensaio de absorção por capilaridade. Esse

comportamento para o teor de substituição de 10% pode ser esclarecido após uma análise

da porosimetria por intrusão de mercúrio, onde se observa que a argamassa com CCA

amorfa, apesar de apresentar o diâmetro médio dos poros menor, possui maior quantidade

de poros de maior diâmetro, os quais podem provocar a absorção de um maior volume de

água.


resultados foram obtidos para um teor de substituição de 5% de sílica ativa, seguida da

argamassa de referência. Para os teores de substituição de 5 e 20% as argamassas com

adição de CCA amorfa apresentaram melhores resultados do que as argamassas com

adição de CCA cristalina. Já para os teores de substituição de 10% a CCA cristalina

apresentou melhores resultados do que a CCA amorfa. As argamassas com relação a/agl

0,50 tem maior volume de poros do que a outra relação a/agl estudada, sendo estes

possivelmente mais intercomunicáveis, mesmo para os poros de pequeno diâmetro, que

possuem uma maior pressão capilar. Verifica-se que, para todas as argamassas

pesquisadas, os resultados da absorção capilar demonstraram relação inversa aos resultados

de porosidade das pastas no que se refere às duas CCA’s, isto é, para o teor de substituição

de 5% e 20% a CCA cristalina se mostrou mais marcante quanto ao refinamento da

porosidade pela porosimetria (diminuição do diâmetro médio dos poros), mas absorveu

mais água no ensaio de capilaridade. Já para o teor de 10% a CCA amorfa se mostrou mais

marcante quanto ao refinamento da porosidade pela porosimetria, contudo absorveu mais

água no ensaio de capilaridade do que a argamassa com CCA cristalina. Assim, percebe-se

que houve um refinamento dos poros, mas como a argamassa com relação a/agl 0,50

apresenta maior teor de pasta e maior volume de vazios, estes se mostraram mais

intercomunicáveis, o que pode ter proporcionado uma maior altura de sucção com o

aumento do volume absorvido.

Lopes (1999) e Figueiredo (2001) verificaram que os resultados de absorção capilar foram

menores para os traços com sílica ativa em comparação ao traço sem adição. Entretanto,

Bauer (1995) constatou que adição de escória ao cimento proporcionou o aumento da

absorção capilar e da absortividade para todos os consumos de cimento utilizados pelo

- 160 -

pesquisador. Assim, os resultados apresentados seguiram a tendência dos resultados

apresentados por Bauer (1995), a exceção da argamassa com substituição de 5% de sílica

ativa e relação a/agl 0,50, que apresentou menor absorção que a referência, conforme

exposto por Lopes (1999).

5.2.3. Absorção por imersão

A absorção por imersão é utilizada no presente trabalho como um parâmetro de avaliação

do volume total de poros. Desta forma ao se analisar os resultados, observa-se que os

maiores valores de absorção por imersão são relativos a relação a/agl 0,50. Estes valores

podem ser relacionados ao teor de fase porosa (teor de pasta) existente uma vez que o

consumo de aglomerante é o mesmo para todos os grupos de ensaios.

A absorção por imersão aumenta em função do aumento da relação a/agl constatando-se

que, para os grupo de ensaios que utilizam a adição de CCA’s, o aumento da absorção é

relativamente maior. Isso pode ser atribuído às características de porosidade verificadas

pelo ensaio de intrusão de mercúrio para o uso da adição de CCA’s (volume total de poros

maior) e ao teor de pasta pouco maior.

Para uma mesma relação a/agl constata-se que a absorção por imersão aumenta em função

do consumo de CCA’s (excetuando-se o grupo de ensaio com substituição de 20% de CCA

amorfa e relação a/agl 0,35). Deduz-se disso que a absorção por imersão para os grupos de

ensaio que empregam a argamassa com CCA é influenciada principalmente pela relação

a/agl. Este raciocínio é confirmado pelos resultados da porosimetria por intrusão de

mercúrio, onde os parâmetros volume de intrusão e área de poros são superiores para a

argamassa com adições em relação à argamassa sem adição. Para todos os grupos de

ensaios os resultados de absorção por imersão seguiram a tendência dos resultados da

porosimetria por intrusão de mercúrio, feitos em pasta, no que se refere à porosidade total.

No que se refere à comparação entre às influências proporcionadas pelas adições das

CCA’s amorfas e cristalinas, observa-se que não houve uma distinção significativa entre as

duas no que se refere à absorção por imersão

- 161 -

Lopes (1999) e Figueiredo (2001) observaram que os traços com sílica ativa apresentaram

menores valores de absorção que o traço de referência sem adição. Rêgo (2001), observou

que para as argamassas com relação a/agl 0,35 houve uma diminuição da absorção à

medida que aumentou-se o teor de substituição da CCA cristalina, comportamento distinto

do encontrado na presente pesquisa, enquanto para a relação a/agl 0,50 ocorreu um

aumento da absorção por imersão a medida que se aumenta o teor de substituição de CCA

cristalina. Já Bauer (1995), coloca que a adição de escória ao cimento provoca um aumento

do volume de água absorvido por imersão, comportamento este semelhante ao encontrado

nesta pesquisa. Azevedo (2001), também observou uma maior absorção do concreto com

adição de 10% de CCA amorfa que o concreto de referência, enquanto a adição de sílica

ativa ao concreto proporcionou resultados mais baixos que a referência.

Considerando os resultados de absorção capilar e absorção por imersão, observa-se que há

a necessidade de estudos mais aprofundados para se entender o comportamento das

argamassas e concretos com cinza de casca de arroz, tanto amorfa como cristalina, em

relação às alterações microestruturais. Não se deve descartar contudo alguns aspectos da

metodologia que podem ter contribuído para as divergências dos resultados, especialmente

as diferentes trabalhabilidades apresentadas pelas argamassas

5.3. INGRESSO DE CLORETOS

Vários fatores, associados ao emprego da adição de CCA’s, influem na velocidade de

ingresso da frente de cloretos nos ensaios acelerados de corrosão. Assim temos a

capacidade de fixação de cloretos, associada, dentre outros, ao teor de aluminatos e a

porosidade, como influenciantes da duração da fase de iniciação da corrosão

(Rasheduzzafar et al., 1990). As CCA’s possuem teor de aluminatos bem inferior em

relação ao clínquer e, por isto, teoricamente os grupos de ensaios que empregam

argamassas com adição de CCA’s apresentam capacidade de fixação de cloretos

potencialmente inferior, em relação às argamassas sem adição.

Rêgo (2004) realizou a análise química dos cimentos com CCA’s amorfa e cristalina,

concluindo que, ao se aumentar o teor de substituição das cinzas, diminui-se o teor de

óxido de alumínio presente em sua composição, o que pode contribuir para uma menor

capacidade de fixação.

- 162 -

A influência da CCA na reserva alcalina é óbvia pela reação pozolânica que consome o

hidróxido de cálcio presente no cimento hidratado das argamassas. Na presente pesquisa

não foi feita uma avaliação do pH da fase aquosa das argamassas produzidas com cinzas

amorfa e cristalina. No entanto, sabe-se que, para diversas outras adições como a sílica

ativa e escória de alto forno com diversos teores de substituição, há uma redução do pH da

fase aquosa devido à redução da reserva alcalina, embora estes valores sejam superiores a

11 (Page & Vennesland, 1983; Andrade & Page, 1986; Larbi et al., 1989). Sabe-se que o

pH da fase aquosa, em idades mais avançadas do concreto, é mantido elevado pela

presença de álcalis (K+ e Na

+) e hidroxilas que se apresentam dissolvidos e limitam a

dissolução do hidróxido de cálcio. Estas modificações no pH podem também ocorrer no

caso das cinzas de casca de arroz utilizadas na presente pesquisa mas não se pode precisar,

com os dados disponíveis, se isso influenciou na quantidade de cloretos livres, já que o pH

influi na estabilidade dos cloroaluminatos, e consequentemente na relação Cl-/OH

-, que é o

principal parâmetro que determina o momento de despassivação das armaduras.

Rêgo (2004) observou que as pastas com substituição de CCA amorfa apresentaram

menores teores de Ca(OH)2 para todos os teores de substituição e relações a/agl, em

comparação às argamassas com CCA’s cristalina e de referência (sem adição). Portanto,

verifica-se que a CCA cristalina, a qual se mostrou menos reativa, se mantém mais inerte e

com alta superfície específica, proporcionando possivelmente uma maior quantidade de

cloretos fisicamente adsorvidos na superfície da CCA, o que não ocorre para a CCA

amorfa que reage com o Ca(OH)2, preenchendo os poros da argamassa, diminuindo assim

a superfície na qual os cloretos podem estar fisicamente adsorvidos.

A capacidade de fixação de cloretos influi nos fenômenos de transporte em geral. Assim,

tanto no ingresso por difusão como na absorção capilar, a maior capacidade de fixação de

cloretos é atuante no sentido de reduzir o teor de cloretos 1ivres e aumentar a duração da

fase de iniciação. Avaliando-se a influência das CCA’s quanto ao coeficiente de difusão,

constata-se que para a relação a/agl 0,35 o mesmo é significativamente menor para o

cimento com adição dos teores de substituição de 5 e 10%, enquanto para o teor de

substituição de 20% obteve-se coeficientes de difusão significantemente maiores que a

referência. Isso enfatiza o aspecto de que, nestas situações (relação a/agl 0,35) tem-se que

o menor desempenho das argamassas com adições de 20% no refinamento dos poros, como

- 163 -

visto na porosimetria, leva a uma menor duração da fase de iniciação, para as argamassas

com altos teores de substituição de CCA’s, enquanto para os teores de substituição de 5 e

10% ressalta-se que o refinamento da porosimetria pode ter um efeito bem maior do que a

fixação de cloretos. Esta hipótese é comprovada pelos resultados do ensaio de corrosão

onde para a relação a/agl 0,35, os grupos de ensaio relativos às argamassas com adição de

5 e 10% possuem duração da fase de iniciação significativamente superior, enquanto a

argamassa com teor de substituição de 20% possui menor duração da fase de iniciação. As

argamassas com substituição de CCA cristalina apresentaram menores coeficientes de

difusão que as argamassas com CCA amorfa para o teor de substituição de 20%. Para o

teor de substituição de 10% o comportamento foi invertido e para o teor de substituição de

5% houve uma semelhança entre os coeficientes de difusão obtidos.

Já para a relação a/agl 0,50 se constata pequena diferenciação quanto aos coeficientes de

difusão dos grupos de ensaios. Entretanto observa-se que as argamassas com teor de

substituição de 5%, apresentaram melhores resultados. A argamassas com adição de CCA

cristalina apresentaram menores coeficientes de difusão do que as argamassas com adição

de CCA amorfa, fato possivelmente causado, como já exposto, possivelmente pela maior

reatividade da CCA amorfa, o que diminui a superfície da cinza na qual os cloretos podem

estar fisicamente adsorvidos. A CCA cristalina se mantém mais inerte e com alta superfície

específica, proporcionando possivelmente uma maior quantidade de cloretos fisicamente

adsorvidos na superfície das CCA’s. Para esses teores de CCA deve-se considerar também

que há um refinamento dos poros observados na porosimetria por intrusão de mercúrio das

pastas.

As argamassas com substituição de sílica ativa apresentaram os coeficientes de difusão

com menores resultados. No ensaio de absorção por capilaridade, observa-se também que

estas argamassas também foram as que apresentarem menores resultados. Lopes (1999)

observou que a adição de sílica ativa ao cimento provoca uma diminuição acentuada do

coeficiente de difusão de cloretos, conforme verificado na presente pesquisa. Assim, como

será visto no item relativo à corrosão, essas condições garantem às argamassas com adição

de 5% de sílica ativa excelente desempenho quanto à proteção das barras à corrosão.

- 164 -

5.4. ENSAIO ACELERADO DE CORROSÃO POR CLORETOS

As distintas etapas do ensaio acelerado pela ação de cloretos (secagem e imersão parcial),

têm influência diferenciada, tanto em relação ao ingresso de cloretos, como também em

relação à evolução da corrosão. Na etapa de secagem, a estrutura física desempenha papel

extremamente importante pelo fato dos fenômenos de evaporação estarem associados a

porosidade, particularmente ao volume e a dimensão dos poros. Como a etapa de secagem

é limitada quanto a duração (5 dias), ocorrem situações em que, mesmo tendo-se condições

favoráveis à evaporação (em função das condições da estufa), o período de tempo pode não

ser suficiente para a plena secagem do corpo de prova (até a dimensão de poros definida

em função das condições proporcionadas pela estufa). A situação inversa também ocorre,

ou seja, para certos grupos de ensaio em função das características de sua porosidade,

ocorre a plena secagem de seus poros (até a dimensão definida em função das condições

proporcionadas pela estufa). Estas diferenciações influenciam sobremaneira a evolução da

intensidade de corrosão, potencial de corrosão e resistência ôhmica. De outra forma estas

variações influenciam também a potencialidade de absorção na etapa de imersão parcial.

Na fase de imersão parcial a estrutura física influencia o ingresso de cloretos tanto por

absorção capilar como também por difusão, o que possivelmente também influenciará no

momento da despassivação.

5.4.1. Fase de iniciação e propagação

A fase de iniciação em todos os grupos de ensaio pode ser detectada através da elevação

brusca da icorr quando sobrepassava a faixa de 0,1 a 0,2 A/cm2

e da queda do potencial de

corrosão que corresponde ao rompimento da película passivadora (Gonzalez & Andrade,

1980), causada pela elevação da relação Cl-/OH

- para valores acima de certos limites. Goñi

& Andrade (1990) relatam que em solução que simula a fase aquosa do concreto o limite

da relação Cl-/OH

- está em torno de 0,3 a 0,8, para que ocorra a despassivação das

armaduras.

No entanto, Nepomuceno (1992) concluiu através da análise individual dos dados de

porosidade, teor de cimento e composição química da fase aquosa, que não existe um fator

- 165 -

dominante que influencia na duração da fase de iniciação, mas uma combinação de todos

estes fatores.

A fase de propagação inicia-se quando ocorre a despassivação da armadura, o que é

caracterizado pelo aumento da intensidade de corrosão ultrapassando a faixa de 0,1 a 0,2

μA/cm². Face às características das etapas dos ciclos (imersão parcial e secagem), a

despassivação ocorre na fase de imersão parcial. Com a etapa de secagem e a remoção do

eletrólito (fase aquosa presente nos poros) os valores de icorr diminuem retornando a

condições de passividade. Com a evolução dos ciclos os valores de icorr na fase de secagem

também ultrapassam a faixa limite. Neste período foi possível verificar também os valores

de icorr para as argamassas com adição de CCA’s amorfa e cristalina estudadas durante as

diversas etapas do ensaio.

Deve-se ressaltar a boa relação encontrada para os valores de intensidade de corrosão total

(perda de massa eletroquímica) quando comparados com a perda de massa gravimétrica

nas Figuras 4.70 a 4.73, a exceção das barras com 10 mm de cobrimento inseridas nas

argamassas com relação a/agl 0,50, as quais apresentaram resultados de perda de massa

eletroquímica superior aos resultados da perda de massa gravimétrica.

5.4.2. Potencial de corrosão e Resistência ôhmica

Estas variáveis medidas durante todo o ensaio nos deram informações complementares,

que permitiram uma avaliação mais completa do comportamento comparativo das adições

ao cimento.

O potencial de corrosão (E) forneceu informações sobre a possibilidade de ocorrência da

reação de corrosão, porém não forneceu informações sobre a velocidade de corrosão.

Devido às características distintas das adições estudadas, observou-se em algumas etapas

do ensaio diversos valores de icorr para um mesmo valor de E, donde se infere que o

potencial de corrosão tem suas limitações e deve ser aplicado apenas como um ensaio

complementar.

A resistência ôhmica não foi significativa na avaliação do processo de corrosão, sem

fornecer informações para entendimento da cinética do processo de corrosão, como

- 166 -

aconteceu em outros estudos (Monteiro, 1996; Nepomuceno, 1992). Para o ensaio de

corrosão pela ação de cloretos realizado, estas medições permaneceram praticamente

constantes, observando-se apenas uma grande variação entre à etapa de secagem e a etapa

de imersão parcial, mostrando-se assim, uma ferramenta bastante útil apenas na indicação

da chegada da umidade. Somente foi possível diferenciar a amplitude de valores para as

duas relações a/agl estudadas.

5.4.3. Intensidade de Corrosão

Quanto à influência da adição de CCA no pH das argamassas, sabe-se que estas

desenvolvem, a reação pozolânica, diminuindo a reserva alcalina, devido ao consumo do

Ca(OH)2. Rêgo (2004) também observou que as pastas com substituição de CCA amorfa

apresentaram menores teores de Ca(OH)2 para todos os teores de substituição e relações

a/agl, em comparação às argamassas com CCA’s cristalina e de referência (sem adição).

Este pesquisador constatou também que a adição de CCA cristalina provocou uma

diminuição dos teores de Ca(OH)2 para todos os teores de substituição e relações a/agl, em

comparação à argamassa de referência. Com isso, teoricamente a relação Cl-/OH

- aumenta

com a adição de CCA’s, sendo este efeito mais pronunciado no caso de CCA amorfa que

proporciona um consumo maior de Ca(OH)2, diminuindo assim a quantidade de hidroxilas

presente em solução.

Com isso, teoricamente as argamassas com adição de CCA amorfa têm menor desempenho

no que se refere a proteção química às barras de aço do concreto armado, pela maior

relação Cl-/OH

-, em relação à adição de CCA cristalina, para uma mesma quantidade de

íons cloreto.

Para a relação a/agl 0,35 o efeito da adição de CCA quanto ao refinamento dos poros é

significativamente benéfico. Constata-se um grande aumento da duração da fase de

iniciação da corrosão para os teores de substituição de 5 e 10%, chegando em alguns casos

a ser 100% superior em relação à situação similar sem o emprego da adição de CCA. É

interessante mencionar que mesmo em condições em que a estrutura física manifesta

índices de absorção capilar superiores (grupos de ensaio que empregam adição de CCA), a

duração da fase de iniciação é maior quando se emprega a argamassa com adição de CCA,

fato possivelmente ocasionado pelo menor coeficiente de difusão das argamassas

- 167 -

aditivadas. Deduz-se, portanto, que para os teores de substituição de 5 e 10% o volume de

poros é maior, sendo este crescimento verificado principalmente na faixa de poros de

menor dimensão, daí a maior absorção capilar, contudo estes poros mostram-se menos

intercomunicáveis (para a relação a/agl 0,35), conforme se constatou pelos menores

coeficientes de difusão encontrados e também pela maior duração da fase de iniciação da

corrosão (demonstrada nos perfis de evolução de icorr e nos perfis de evolução do potencial

de corrosão).

Já para as argamassas com teores de substituição de 20% e relação a/agl 0,35, as quais

apresentaram menor tempo para despassivação das armaduras que a referência no ensaio

de corrosão, houve significativo aumento dos poros capilares, entretanto, diferentemente

do que aconteceu para os outros teores de substituição, estes poros mostram-se mais

intercomunicáveis. Além disso, durante a confecção dos corpos de prova com relação a/agl

= 0,35 observou-se uma maior dificuldade no adensamento das argamassas nos corpos de

prova com o aumento da substituição do cimento pelas CCA’s, causada pelo aumento da

coesão das argamassas, o que pode levar problemas de adensamento e a esta maior

intercomunicabilidade entre os poros. Observou-se também que o coeficiente de difusão

destas argamassas foi bem superior aos alcançados pela referência. Esses resultados

mostram a necessidade do uso de aditivos para teores mais elevados de cinza,

procedimento que não foi adotado na presente pesquisa para não introduzir mais uma

variável no estudo.

Comparando a ação da adição de CCA’s amorfa e cristalina na intensidade de corrosão de

argamassas com relação a/agl 0,35, constatou-se que no geral a CCA amorfa apresentou

intensidades de corrosão superiores ao observado pela CCA cristalina, inclusive com

duração da iniciação menores, resultado possivelmente causado pela maior relação Cl-/OH

-

das argamassas com CCA amorfa.

Para a relação a/agl 0,50 o comportamento dos grupos de ensaios se altera de modo muito

significativo. A duração da fase de iniciação diminui com o aumento da relação a/agl,

ocorrendo a despassivação da armadura logo nos primeiros ciclos do ensaio. Observa-se

também que a amplitude de variação de icorr, ciclo a ciclo aumenta significativamente. Este

comportamento parece ser resultante do aumento do diâmetro e volume de poros

(resultante do aumento da relação a/agl), o que torna a etapa de secagem mais efetiva.

- 168 -

Conseqüentemente a menor quantidade de fase líquida nos poros leva a valores maiores de

resistência ôhmica e menores valores de icorr, (ao final da etapa de secagem). De outra

forma, os valores de absorção por capilaridade, ao se aumentar a relação a/agl, aumentam

significativamente de modo que o ingresso de cloretos por capilaridade potencialmente é

mais efetivo. Constatou-se, que para o teor de substituição do cimento de 5%, os grupos de

ensaios com CCA amorfa apresentaram maiores valores de icorr, despassivando antes do

que os grupos de ensaios com CCA cristalina, o que demonstra que a adição de CCA

cristalina possui melhor desempenho em relação à proteção contra a corrosão para este teor

de substituição, devido ao menor coeficiente de difusão e ao melhor desempenho no

refinamento dos poros, conforme os resultados de porosimetria. Já para as argamassas com

teor de substituição de 10% e relação a/agl 0,50 com cobrimento de 10mm a argamassa

com CCA cristalina despassivou antes do que os outros grupos de ensaio, e para o

cobrimento de 20mm a CCA amorfa foi a que apresentou maiores valores de icorr. Assim,

para o cobrimento de 10mm a difusão não se mostra tão atuante, entretanto, para o

cobrimento de 20mm a difusão mostra-se mais importante, ressaltando-se que o coeficiente

de difusão da CCA amorfa foi superior ao encontrado pela argamassa com CCA cristalina.

Quanto ao teor de substituição do cimento de 20% constatou-se que os grupos de ensaios

com CCA amorfa apresentaram maiores valores de icorr, despassivando antes do que os

grupos de ensaios com CCA cristalina.

Azevedo (2001) estudando a adição 10% de sílica ativa ou CCA no concreto com relação

a/agl 0,50, observou que a sílica ativa apresentou-se mais eficiente em impedir o

crescimento da icorr, seguida pela CCA e por último o concreto de referência, da mesma

maneira como encontrado na presente pesquisa.

Page et al.(1981), Bauer (1995) e Lopes (1999) encontraram significativo aumento do

coeficiente de difusão, em pastas de cimento portland ao se passar da relação a/agl 0,35

para 0,50.

Dos resultados discutidos infere-se que, para relações a/agl maiores, o refinamento da

porosidade pela CCA cai muito significativamente, sendo os valores de intensidade de

corrosão resultantes dependentes em maior grau da estrutura física (volume e distribuição

de tamanho de poros). Conforme já exposto no capítulo 2, as pozolanas desempenham um

significante papel quando empregadas em substituição ao cimento Portland, tendo em vista

- 169 -

que o mais importante mecanismo que age na microestrutura da pasta de cimento são a

mudança na estrutura dos poros em função do refinamento proporcionado pelas reações

pozolânicas (efeito pozolânico) e o tamponamento e obstrução dos poros, fissuras e vazios

devidos à porção fina dos grãos (efeito fíler).

5.4.4. Efeito da espessura de cobrimento

A comparação dos resultados referentes a influência da espessura de cobrimento, embora

evidente quanto ao esperado merece algumas considerações preliminares. Em função da

pequena dimensão e espessura de cobrimento, a etapa de secagem se mostra mais eficiente

para o cobrimento de 10mm. Resulta disso uma maior diminuição de fase aquosa nos poros

e, consequentemente, menores valores de intensidade de corrosão relativos à secagem. Por

estas razões a amplitude de variação de intensidade de corrosão, potencial e resistência

ôhmica é superior em relação às barras com 20mm de cobrimento.

Constatou-se que a espessura de cobrimento tem enorme influência na despassivação das

armaduras no concreto armado, sendo que as diferenças entre os resultados obtidos entre o

mesmo corpo de prova com barras de 10mm e 20mm de cobrimento demonstraram que o

cobrimento de 20 mm apresenta desempenho muito superior, o que já era de se esperar.

5.5. RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO

Para a realização dos ensaios de resistência à compressão das argamassas foram

confeccionados corpos-de-prova cilíndricos de dimensões 10x5 cm para todos os grupos de

ensaio estudados. Primeiramente, observa-se uma tendência ao escurecimento das

argamassas com o aumento da substituição do cimento portland por ambas as CCA’s.

O efeito da substituição de ambas as CCA’s ao cimento foi marcante na resistência à

compressão das argamassas pesquisadas, fazendo com que quase todas as argamassas

apresentassem resistência à compressão maiores que a referência, devido, provavelmente,

ao refinamento da porosidade e à ação da reação pozolânica entre a CCA e o hidróxido de

cálcio presente na zona de transição entre a pasta e o agregado da argamassa. Exceção se

faz para a argamassa com 20% de CCA cristalina e relação a/agl 0,35 que apresentou

- 170 -

resistência abaixo da referência, provavelmente pela maior dificuldade no adensamento

dessas argamassas nas fôrmas durante a realização do ensaio.

Existe uma tendência de diminuição da resistência à compressão com o aumento da

substituição do cimento tanto pela CCA cristalina como pela CCA amorfa. À medida que

se aumenta a substituição da CCA ao cimento aumenta-se a quantidade de material

funcionando somente como fíler já que nem toda a CCA é consumida pela reação

pozolânica, fazendo com que os produtos de hidratação do cimento e da reação pozolânica

tenham menor eficiência em aglomerar a grande quantidade de material inerte, diminuindo

sua resistência à compressão.

As argamassas com CCA amorfa apresentaram resistências à compressão maiores do que

as argamassas com a CCA cristalina. Esse comportamento superior das argamassas com

adição de CCA amorfa é justificado pela sua maior reatividade com o Ca(OH)2 para a

formação de C-S-H, principal composto responsável pela resistência das argamassas. Já

com a CCA cristalina, apesar da ocorrência da reação pozolânica, existe uma grande

quantidade de sílica cristalina inerte agindo somente como fíler. Rêgo (2004) observou que

as pastas de cimento com 100,00% de cimento CP I (sem adição) apresentaram o maior

valor da relação C/S. Já que não existe a adição de sílica (CCA ou sílica ativa) ocorre a

formação de C-S-H com maiores relações C/S. Verificou-se também que as pastas com

adição de CCA amorfa apresentaram relação C/S menor que as pasta com adição de CCA

cristalina. Rêgo (2004) também verificou que para a relação a/agl 0,50 as argamassas com

adição de CCA amorfa apresentaram maiores resultados de resistência à compressão aos

28 dias do que as argamassas com adição de CCA cristalina, para todos os teores de

substituição. Já para a relação a/agl 0,35, observou-se que para os teores de substituição de

5% a adição de CCA amorfa apresenta maior resultado e para 10% houve um equilíbrio

nos resultados, sendo que para 20% de substituição a CCA cristalina apresentou melhores

resultados. Estes resultados corroboram com os resultados encontrados na presente

pesquisa, onde a CCA amorfa apresentou melhores resultados em todos os grupos de

ensaio.

O comportamento apresentado pelos ensaios de resistência à compressão das argamassas

com relação a/agl = 0,35 difere do comportamento das argamassas com relação a/agl =

0,50 e pode ser justificado por várias razões. Constatou-se que para a relação a/agl 0,50, o

- 171 -

teor de substituição de 10% obteve maiores resistências do que as argamassas com teores

de substituição de 5%, o que não ocorreu para a relação a/agl 0,35. Além disso, apenas

para o teor de substituição de 5%, as argamassas com relação a/agl 0,35 apresentaram

maiores resistências do que as argamassas com relação a/agl 0,50, no restante dos teores de

substituição o comportamento foi inverso.

Rêgo (2004) observou uma menor quantidade de produtos de hidratação com a relação

a/agl=0,35 em comparação a relação a/agl = 0,50. A menor quantidade de produtos de

hidratação indica maior quantidade de clínquer de cimento anidro que funciona somente

como fíler. Segundo Nishikawa e Suzuki (1994), apud Rêgo (2004), com a diminuição da

relação a/agl são encontrados maiores quantidades de clínquer não reagido na pasta de

cimento. Contudo, para o teor de substituição de 5% as argamassas com relação a/agl 0,35

apresentaram-se mais resistentes do que as argamassas com relação a/agl 0,50, sendo que

estes resultados podem estar associados a maior quantidade de poros para as argamassas

com relação a/agl 0,50, pois a adição de apenas 5% de CCA nestas argamassas não

provocam um grande consumo de Ca(OH)2 como nas argamassas com relação a/agl 0,35

(que possui menor quantidade de poros e maior consumo de agregados), que possui um

grande volume de pasta como zona de transição, assim como não provoca um grande efeito

fíler, já que a quantidade de adição é pequena para a maior quantidade de poros das

argamassas com relação a/agl 0,50.

Outro ponto observado foi que o aumento da substituição do cimento pelas CCA’s

aumenta muito a coesão das argamassas. Principalmente, durante a confecção dos corpos

de prova com relação a/agl = 0,35, observou-se uma maior dificuldade no adensamento das

argamassas nos corpos de prova com o aumento da substituição do cimento pelas CCA’s, o

que pode levar a diminuição da resistência à compressão. Este comportamento pode estar

associado a alta superfície específica das CCA’s, transformando-as num material com

grande poder higroscópico, absorvendo muita água de hidratação, diminuindo a relação

a/agl real do cimento. Com o aumento do teor de substituição, esse efeito torna-se mais

forte, diminuindo a formação dos produtos de hidratação do cimento presente em cada

aglomerante, principalmente para a relação a/agl 0,35.

- 172 -

6.0. CONCLUSÕES

6.1. CONSIDERAÇÕES

A partir da análise e discussão dos resultados experimentais, apresentados no capítulo 5,

são apresentadas neste capítulo algumas considerações, válidas dentro das condições e

limites específicos do estudo realizado. Analisando-se os resultados obtidos em cada

ensaio do programa experimental, e com base na revisão bibliográfica, as seguintes

considerações podem ser feitas:

Os grupos de ensaio que empregam o cimento com adição de CCA apresentaram

valores superiores de absorção, tanto capilar como por imersão, em relação aos grupos

de ensaio equivalentes sem adição.

As argamassas com adição de CCA cristalina apresentaram resultados de absorção

capilar menores do que as argamassas com adição de CCA amorfa para a maioria das

condições de estudo.

Não se observou uma distinção significativa entre os comportamentos apresentados

pelas adições das CCA’s amorfas e cristalinas na absorção por imersão.

Evidenciou-se o refinamento da porosidade das pastas dos grupos de ensaio com

adição de CCA’s analisados pela porosimetria por intrusão de mercúrio.

A influência da adição da CCA amorfa ao cimento, em relação à porosidade, mostra-

se mais marcante do que a adição de CCA cristalina para o teor de substituição do

cimento de 10%, pela redução do diâmetro médio dos poros, que enquanto para o teor

de substituição de 5% a CCA cristalina obteve uma redução maior da porosidade. Já

para o teor de substituição de 20% observaram-se valores semelhantes entre as cinzas.

Constatou-se que, para a relação a/agl 0,35, o coeficiente de difusão é

significativamente menor para o cimento com adição nos teores de substituição de 5 e

10%, enquanto para o teor de substituição de 20% obteve-se coeficientes de difusão

bem maiores do que a referência.

Para a relação a/agl 0,50 constatou-se que a argamassa com adição de CCA cristalina

apresentou menores coeficientes de difusão do que as argamassas com adição de CCA

amorfa.

- 173 -

As séries confeccionadas com a cinza de casca de arroz com teores de substituição de

5 e 10% apresentaram menores valores de intensidade de corrosão do que as

argamassas de referência estudadas. Ressalta-se ainda que, para teores de substituição

de CCA de 20%, os valores da intensidade de corrosão foram normalmente maiores do

que os de referência.

No que se refere às adições de 5% e 20% de CCA amorfa e cristalina, observou-se que

os grupos de ensaios com CCA amorfa apresentaram maiores valores de intensidade

de corrosão. Para o teor de substituição do cimento de 10% observou-se que os grupos

de ensaio com CCA amorfa e os grupos com CCA cristalina apresentaram

intensidades de corrosão similares.

A intensidade de corrosão dos grupos de ensaios com relação a/agl 0,35 e cobrimento

de 20mm, para a argamassa de referência (sem adição) e para as argamassas com

adições de 5 e 10% de substituição de CCA’s, mostraram-se excelentes quanto à

passivação das armaduras.

Todas as barras com 10 mm de cobrimento despassivaram em um período menor de

tempo do que as barras com 20mm de cobrimento, quando submetidos à ação dos íons

cloretos.

A adição de CCA’s ao cimento provocou o aumento da resistência à compressão para

a maioria dos teores de substituição em relação à argamassa de referência e para as

duas relações a/agl estudadas.

Os materiais cimentícios com substituição de cimento pelas CCA’s amorfas

apresentaram maiores resistências à compressão do que as argamassas com

substituição de CCA cristalina.

6.2. CONCLUSÃO GERAL

A CCA predominantemente cristalina se mostra um material com potencial para utilização

como substituição de parte do cimento. O aproveitamento da CCA cristalina como adição

ao cimento dá finalidade nobre a um resíduo abundante dentro do processo de produção e

que na maioria das vezes seria descartado como resíduo poluindo o meio ambiente.

Além disso, por ser um material de menor custo e que exige menor gasto de energia

durante o seu processamento (somente moagem) do que o clínquer de cimento Portland, a

- 174 -

substituição de cimento pela CCA cristalina poderia reduzir o custo do cimento Portland

composto. Ao mesmo tempo essa substituição é importante para as beneficiadoras de arroz

e termoelétricas por incorporar valor a um material que estava sendo descartado como

resíduo.

Por meio dos resultados obtidos no procedimento experimental das argamassas com

substituição de CCA amorfa e cristalina, pode-se afirmar que a utilização de cimentos com

substituição de CCA cristalina, principalmente em teores normais de substituição (5 e

10%) na confecção de concreto armado é viável, tendo em vista que todas as características

e ensaios pesquisados das argamassas (porosimetria, absorção capilar, absorção por

imersão, intensidade de corrosão e resistência à compressão) apresentaram resultados

satisfatórios, quando comparadas às argamassas de referência e com substituição de CCA

amorfa. Os resultados também mostram que o seu desempenho é equivalente à utilização

de cimentos com substituição de CCA amorfa e superior às argamassas confeccionadas

apenas com CP I (sem adição), apesar do aumento da absorção das argamassas com adição

de CCA’s.

Normalmente, observou-se melhores resultados de ensaios com teores normais de

substituição (5 e 10%) do que com teores elevados de substituição (20%).

6.3. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Através do presente tema, sugere-se alguns assuntos futuros que seriam enriquecedores

para um melhor conhecimento da capacidade de proteção dos cimentos com adições de

cinzas de casca de arroz quanto ao fenômeno de corrosão das armaduras:

Estudo de fixação de cloretos em concretos carbonatados e não carbonatados;

Análise da influência do período de cura em ambientes contaminados por cloretos e

carbonatados;

Acompanhamento da resistência à compressão das pastas, argamassas e concretos

com substituição do cimento Portland pelas CCA’s amorfa e cristalina a idades

superiores 28 dias;

- 175 -

Análise da corrosão das armaduras em argamassas com adição das CCA’s amorfa e

cristalina para relações a/agl superiores a 0,50;

Estudo da durabilidade dos concretos com as CCA’s amorfa e cristalina, no que

refere à reação álcali- agregado e ataques ácidos;

Estudo da difusão de cloretos em argamassas com adição de CCA’s moldadas com

cimentos de diferentes teores de C3A.

- 176 -

7.0. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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