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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SÃO CARLOS CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E DE TECNOLOGIA PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E

ENGENHARIA DE MATERIAIS

INFLUÊNCIA DA ADIÇÃO DA LAMA VERMELHA NAS PROPRIEDADES

E NA CORROSIBILIDADE DO CONCRETO ARMADO

Daniel Véras Ribeiro

São Carlos

2010

UNIVERSIDADE FEDERAL DE SÃO CARLOS CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E DE TECNOLOGIA PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E

ENGENHARIA DE MATERIAIS

INFLUÊNCIA DA ADIÇÃO DA LAMA VERMELHA NAS PROPRIEDADES

E NA CORROSIBILIDADE DO CONCRETO ARMADO

Daniel Véras Ribeiro

Tese apresentada ao Programa

de Pós-Graduação em Ciência e Engenharia

de Materiais como requisito parcial à

obtenção do título de DOUTOR EM

CIÊNCIA E ENGENHARIA DE MATERIAIS

Orientador: Prof. Dr. Marcio Raymundo Morelli

Agência Financiadora: CNPq

São Carlos / SP

2010

DEDICATÓRIA

Dedico esta tese a meu pai, Everaldo Prates Ribeiro, que, infelizmente,

nos deixou ao longo deste árduo caminho.

VITAE DO CANDIDATO

Engenheiro Civil, formado pela Universidade Federal da Bahia, UFBA (2004).

Mestre em Engenharia de Materiais, formado pelo PPGCEM/UFSCar (2006)

Especialista em Gestão Ambiental, formado pelo IBEAS/UFSCar (2008)

i

MEMBROS DA BANCA EXAMINADORA DA TESE DE DOUTORADO DE

______________________DANIEL VÉRAS RIBEIRO____________________ APRESENTADA AO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E

ENGENHARIA DE MATERIAIS, DA UNIVERSIDADE FEDERAL DE SÃO

CARLOS, EM 28 DE MAIO DE 2010.

BANCA EXAMINADORA

iii

CAMINHO PARA O CRESCIMENTO

CUMPRIR ⇒ Procure cumprir o estilo básico e assimile seus fundamentos;

ROMPER ⇒ Cumpridos os fundamentos, rompa esta casca e busque o crescimento;

AFASTAR ⇒ Conseguindo crescer, afaste-se do estilo básico e crie a própria forma de agir.

Sabedoria Chinesa

v

AGRADECIMENTOS

A Deus por ter iluminado meu caminho nestes 29 anos e ter permitido

alcançar meus objetivos;

Aos meus pais, Carmen Lucia Veras Ribeiro e Everaldo Prates Ribeiro (in

memorian) por tornarem possíveis os passos deste caminho e por estarem

sempre a postos nos momentos de adversidades;

Às minhas irmãs, Vanessa e Veruska (in memorian), pelo perene apoio;

Ao Prof. Dr. Marcio Raymundo Morelli pela orientação, confiança e,

principalmente, amizade durante estes 6 anos em que trabalhamos juntos

(mestrado e doutorado). Muito mais que um orientador, um grande amigo;

A toda minha família que torceu, mesmo de longe, pela concretização

deste sonho;

Aos meus amigos Glauber, Lourdimine, Polyanne e Malu, sempre

presentes nesta empreitada, auxiliando no desenvolvimento deste trabalho e,

especialmente, a Mateus e Candido pela convivência ordeira e pacífica ao

longo deste período;

Ao amigo e aluno de IC, Igor, pelo apoio no desenvolvimento de alguns

dos experimentos;

Aos técnicos de laboratório Walter, Binoto, Zezinho, Alemão e Zé Luis

(DEMA) pela ajuda e cooperação nos experimentos desenvolvidos;

Ao Prof. Dr. João A. Labrincha pela acolhida em Portugal durante o

estágio PDEE e pelo grande interesse dado ao estudo, facilitando a realização

de diversos ensaios, bem como o contato com empresas, laboratórios e

centros de pesquisa em Portugal;

Aos amigos de laboratório em Aveiro; Wallid, Ana Castela, Ana Brandão,

Janaína e Claudio por todo o apoio durante minha estadia em Aveiro. Foi por

pouco tempo, mas nunca esquecerei vocês;

Ao Prof. Dr. Antônio Santos Silva, do Laboratório Nacional de Engenharia

Civil (LNEC), em Lisboa, e aos técnicos Luís Vicente, Ana Paula, Fátima

Meneses e João Balsinha pelo apoio para a realização dos testes de

verificação da reação álcalis-agregado (RAA);

vi

Aos Professores Dr. Manuel Ribeiro e Dr. João Abrantes (Viana do

Castelo), pela ajuda na interpretação dos resultados de espectroscopia de

impedância eletroquímica;

Ao engenheiro Paulo Cunha, presidente da empresa Icorr (Aveiro), pela

doação dos equipamentos e sondas para a realização dos testes de

resistividade elétrica;

À Quartzolit / Weber (Aveiro), na figura dos engenheiros Luis Silva e Olga

Barros, pelo apoio no desenvolvimento dos testes de carbonatação;

Ao Prof. Dr. Sebastião Kuri e aos seus orientandos, os amigos Carlos

Rovere e Thais Busquim, pela ajuda e na realização dos ensaios de potencial

de corrosão e espectroscopia de impedância eletroquímica (EIS);

Ao Prof. Dr. Jeferson Libório por dispor as instalações do Laboratório de

Materiais Avançados à Base de Cimento (LMABC) na USP/São Carlos para a

moldagem e acondicionamento dos corpos de prova de concreto;

Aos professores e funcionários do PPGCEM/UFSCar pelo incentivo ao

crescimento profissional e científico. São estas pessoas que fazem do

PPGCEM/UFSCar uma referência na pesquisa em materiais em todo o mundo;

Ao CNPq e à CAPES pelo apoio financeiro que permitiu a realização

deste trabalho;

A todos que, direta ou indiretamente, colaboraram para que este

doutorado se completasse.

vii

RESUMO

O presente trabalho de doutorado aborda dois problemas que

acompanham a humanidade há muitos anos, mas que começaram a chamar a

atenção da sociedade há relativamente pouco tempo: a geração e o destino

inadequado dos resíduos sólidos e a corrosão em estruturas de concreto

armado. Estes dois problemas da sociedade moderna se intensificaram com a

elevada produção industrial (para os resíduos) e com o projeto de estruturas

cada vez mais esbeltas, que utilizam, por questões econômicas, seus materiais

cada vez mais próximos ao limite, muitas vezes em detrimento da segurança

(para as estruturas de concreto armado). Dentro deste contexto, é proposta

uma alternativa para utilização da lama vermelha, resíduo gerado em grandes

quantidades (cerca de 82 milhões de toneladas mundialmente, sendo 10,6

milhões de toneladas no Brasil) durante o processo de produção de alumínio,

no beneficiamento da bauxita, pelo processo Bayer, como adição a matrizes de

cimento Portland e que, devido à sua composição química, elevada finura e

alcalinidade podem ajudar a mitigar os processos corrosivos no concreto

armado. Com o objetivo de avaliar a influência do resíduo e estabelecer os

teores ótimos de adição, foi feita uma extensa caracterização física de pastas,

argamassas e concretos, procurando relacionar estas propriedades às técnicas

de análise de corrosão escolhidas (migração de cloretos, carbonatação,

resistividade, potencial de corrosão e espectroscopia de impedância

eletroquímica). A escolha destas técnicas teve como intuito envolver os quatro

principais mecanismos que levam ao processo corrosivo: permeabilidade,

absorção capilar, difusão e migração iônica. Os resultados apresentaram-se

favoráveis à adição da lama vermelha (até 30% de adição), sendo positivos

para a maioria das técnicas utilizadas quanto à corrosibilidade, além de uma

caracterização ambiental positiva. Assim, foi observado que a lama vermelha é

uma opção bastante promissora como adição ao concreto armado.

ix

INFLUENCE OF RED MUD ADDITION IN PROPERTIES AND

CORROSIBILITY OF REINFORCED CONCRETE.

ABSTRACT

This doctoral project addresses two problems associated with humanity

for many years but began to call the attention of the society is relatively recent:

the inadequate generation and destination of solid wastes and corrosion in

reinforced concrete structures. These two problems of modern society were

intensified by high industrial production (for the waste) and the design of

structures increasingly slim, using, for economic reasons, their materials closer

and closer to the limit, often at the expense of security (for reinforced concrete

structures). Within this context, it’s proposed an alternative use to red mud, by-

product generated during aluminium production from bauxite ore, by using the

Bayer process (about 82 Mton worldwide, with 10.6 Mton in Brazil), as addition

to Portland cement matrices and that, due to its chemical composition, fineness

and high alkalinity can help to mitigate the corrosive processes in reinforced

concrete. In order to evaluate the red mud influence and to establish the

optimum levels of addition has been made an extensive physical

characterization of pastes, mortars and concrete in order to relate these

properties to the analytical corrosion techniques chosen (chlorides migration,

carbonation, resistivity, corrosion potential and electrochemical impedance

spectroscopy). The choice of these techniques aimed to involve the four main

mechanisms that lead to the corrosive process: permeability, capillary

absorption, diffusion and ionic migration. The results were favorable to red mud

addition (up to 30%), being positive for most of the techniques used about de

corrosibility, and a positive environmental characterization. Thus, it was

observed that the red mud is presented as a promising addition to the

reinforced concrete.

xi

SUMÁRIO

Pág. BANCA EXAMINADORA ..................................................................................... i

AGRADECIMENTOS .......................................................................................... v

RESUMO .......................................................................................................... vii

ABSTRACT........................................................................................................ ix

SUMÁRIO .......................................................................................................... xi

ÍNDICE DE TABELAS....................................................................................... xv

SÍMBOLOS E ABREVIATURAS .....................................................................xxix

1 INTRODUÇÃO...............................................................................................1

2 REVISÃO DE LITERATURA..........................................................................3

2.1 Concreto de Cimento Portland .................................................................3

2.1.1 Estrutura dos Poros do Concreto.................................................. 6

2.1.2 Principais Mecanismos de Transporte no Concreto ................... 10

a) Permeabilidade .................................................................................10

b) Absorção Capilar...............................................................................11

c) Difusão ..............................................................................................12

d) Migração Iônica.................................................................................15

2.2 Durabilidade e Vida Útil do Concreto .....................................................16

2.3 Corrosão em Concreto ...........................................................................18

2.3.1 Carbonatação ............................................................................. 22

2.3.2 Corrosão nas Armaduras............................................................ 27

a) Processos de Corrosão.....................................................................30

b) Passivação da Armadura no Concreto..............................................34

c) Iniciação da Corrosão........................................................................36

d) Propagação da Corrosão ..................................................................37

2.3.3 Íons Cloreto ................................................................................ 38

2.4 Técnicas de Avaliação e Estudo da Corrosão em Concreto Armado.....43

2.4.1 Ensaio de Migração de Cloretos................................................. 43

2.4.2 Profundidade de Carbonatação.................................................. 44

2.4.3 Resistividade do Concreto.......................................................... 45

2.4.4 Técnica do Potencial de Corrosão.............................................. 48

xii

2.4.5 Espectroscopia de Impedância Eletroquímica (EIE) ................... 53

a) Interpretação dos Resultados........................................................... 54

b) Circuitos Equivalentes ...................................................................... 57

2.5 Reação Álcalis-agregado (RAA) ............................................................ 65

2.6 Utilização de Resíduos Industriais em Matriz de Cimento Portland....... 67

2.6.1 Normatização Vigente - Classificação de Resíduos Sólidos....... 68

2.6.2 Resíduo de Bauxita – Lama Vermelha........................................ 69

3 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL .......................................................... 75

3.1 1ª. Etapa – Estabelecimento dos Teores de Adição .............................. 75

3.2 2ª. Etapa – Análise da Corrosividade do Concreto Armado .................. 76

4 MATERIAIS E MÉTODOS .......................................................................... 79

4.1 Materiais ................................................................................................ 79

4.1.1 Cimento Portland ........................................................................ 79

4.1.2 Lama Vermelha........................................................................... 79

4.1.3 Areia............................................................................................ 80

4.1.4 Agregado Graúdo – Brita ............................................................ 80

4.1.5 Armadura – Barras de Aço CA 50............................................... 81

4.1.6 Aditivo Superplastificante............................................................ 81

4.1.7 Água de Amassamento............................................................... 81

4.2 Métodos ................................................................................................. 82

4.2.1 Caracterização das Matérias-primas........................................... 82

a) Área Superficial Específica............................................................... 82

b) Massa Específica.............................................................................. 82

c) Massa Unitária .................................................................................. 83

d) Análise da Distribuição do Tamanho de Partículas .......................... 83

e) Fração de Orgânicos e Inorgânicos.................................................. 84

f) Potencial Hidrogeniônico (pH) ........................................................... 85

g) Composição Química dos Reagentes .............................................. 85

h) Formação de Fases (DRX)............................................................... 85

i) Microestrutura (MEV)......................................................................... 86

j) Caracterização Ambiental (Solubilização e Lixiviação)...................... 87

xiii

4.2.2 1a. Etapa – Estabelecimento dos Teores de Adição de Lama

Vermelha................................................................................................... 89

a) Definição do Traço e Preparo das Argamassas.................................89

b) Influência da Presença do Resíduo nas Propriedades do Cimento

Portland e das Argamassas ...................................................................89

Tempo de Pega ......................................................................................89

Propriedades Reológicas .......................................................................90

Calor de Hidratação................................................................................93

Pozolanicidade .......................................................................................94

Reação Álcalis-agregado (RAA).............................................................97

Resistência Mecânica.............................................................................99

Porosidade e Densidade Aparentes .....................................................100

Absorção de Água por Capilaridade (NBR 9779/1995) ........................101

4.2.3 2a. Etapa – Análise da Corrosividade do Concreto Armado...... 102

a) Obtenção e Preparo do Concreto ...................................................102

b) Influência da Presença do Resíduo nas Propriedades do Concreto105

Resistência Mecânica...........................................................................105

Porosidade e Densidade Aparentes .....................................................105

Distribuição de Tamanho de Poros ......................................................105

Absorção de Água por Capilaridade (NBR 9779) .................................106

c) Técnicas de Avaliação da Corrosão em Concreto Armado .............106

Ensaio de Migração de Cloretos ..........................................................106

Profundidade de Carbonatação............................................................113

Resistividade do Concreto....................................................................114

Técnica de Medida do Potencial de Corrosão......................................115

Espectroscopia de Impedância Eletroquímica (EIE) ............................124

5 RESULTADOS E DISCUSSÃO .................................................................127

5.1 Caracterização das Matérias-primas....................................................127

5.1.1 Cimento Portland ...................................................................... 127

5.1.2 Resíduo de Bauxita (Lama Vermelha)...................................... 129

5.1.3 Areia ......................................................................................... 133

5.1.4 Agregado Graúdo – Brita.......................................................... 135

xiv

5.2 Primeira Etapa - Estabelecimento dos Teores de Adição.................... 136

5.2.1 Cimento Portland ...................................................................... 136

a) Tempo de Pega .............................................................................. 136

b) Potencial Hidrogeniônico (pH) ........................................................ 139

c) Pozolanicidade................................................................................ 139

d) Reação Álcalis-agregado (RAA) ..................................................... 144

5.2.2 Caracterização da Argamassa no Estado Fresco ..................... 147

a) Propriedades Reológicas................................................................. 147

b) Calor de Hidratação......................................................................... 151

5.2.3 Caracterização da Argamassa no Estado Endurecido.............. 152

a) Resistência Mecânica - Compressão Axial..................................... 152

b) Porosidade e Densidade Aparentes ............................................... 154

c) Absorção de Água por Capilaridade ............................................... 156

5.2.4 Escolha dos teores ideais de lama vermelha............................ 157

5.3 Segunda Etapa – Análise da Corrosividade do Concreto Armado ...... 157

5.3.1 Caracterização Física do Concreto ........................................... 157

a) Porosidade e Densidade Aparentes e Distribuição do Tamanho de

Poros ................................................................................................... 157

b) Absorção de Água por Capilaridade ............................................... 160

c) Resistência Mecânica - Compressão Axial..................................... 160

5.3.2 Ensaios de Verificação da Corrosão do Concreto Armado ....... 162

a) Ensaio de Migração de Cloretos..................................................... 162

b) Profundidade de Carbonatação...................................................... 169

c) Medida da Resistividade do Concreto ............................................ 174

d) Medida do Potencial de Corrosão................................................... 178

e) Espectroscopia de Impedância Eletroquímica (EIE)....................... 187

5.3.3 Caracterização Ambiental – Ensaios de Lixiviação e Solubilização

197

5.4 Discussão Geral .................................................................................. 200

6 CONCLUSÕES ......................................................................................... 209

7 SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS ........................................ 211

8 REFERÊNCIAS......................................................................................... 213

xv

ÍNDICE DE TABELAS

Pág.

Tabela 2.1. Abreviações utilizadas para os principais óxidos do clínquer e

compostos do cimento Portland [1]. ............................................................ 5

Tabela 2.2. Corrosão relativa para as diversas atmosferas a que o concreto

armado pode estar submetido [14]. .......................................................... 20

Tabela 2.3. Valores de resistividade elétrica indicativos da probabilidade de

corrosão do concreto, segundo a CEB-192 e o boletim europeu COST 509

apud POLDER [32]. .................................................................................. 47

Tabela 2.4. Valores de resistividade elétrica mínimos requeridos em função do

tipo de ataque e da classe de exposição das estruturas (ANDRADE apud

SANTOS [14]). .......................................................................................... 47

Tabela 2.5. Probabilidade de ocorrência de corrosão da armadura em função

do potencial, tendo como referência diversos tipos de eletrodo. .............. 51

Tabela 2.6. Correlação entre os processos físicos e os elementos de circuito

elétrico [34]. .............................................................................................. 58

Tabela 2.7. Faixa de Variação da Composição Química da Lama Vermelha

[53]. ........................................................................................................... 73

Tabela 4.1. Quantidades de material a serem misturadas para a verificação

física da pozolanicidade, segundo a NP EN 4220. ................................... 94

Tabela 4.2. Proporção dos materiais necessária para moldagem dos corpos de

prova usados para determinar o índice de atividade pozolânica, de acordo

com a NBR 5752....................................................................................... 95

Tabela 4.3. Requerimentos de um material pozolânico (classe E), definidos

segundo a NBR 12653.............................................................................. 96

Tabela 4.4. Consumo de materiais e característica das misturas de concreto

utilizadas na segunda etapa do projeto. ................................................. 103

Tabela 4.5. Tipos, dimensões e número de corpos de prova utilizados em cada

idade, para cada ensaio e traço produzido. ............................................ 104

Tabela 5.1. Composição química do Cimento Portland CP-II 32 Z obtida pela

técnica de espectrometria por fluorescência de raios X.......................... 127

Tabela 5.2. Caracterização física do Cimento Portland CP-II 32 Z. ............... 127

xvi

Tabela 5.3. Composição química da lama vemelha, obtida pela técnica de

espectrometria de fluorescência de raios X (em óxidos). ........................ 129

Tabela 5.4. Resultados de caracterização física e de pH da lama vermelha

seca e desaglomerada. ........................................................................... 129

Tabela 5.5. Resultados de solubilização e lixiviação do resíduo de bauxita,

segundo as normas NBR 10004, NBR 10005 e NBR 10006................... 132

Tabela 5.6. Composição química da areia utilizada na produção das

argamassas obtida pela técnica de espectrometria por fluorescência de

raios X. .................................................................................................... 134

Tabela 5.7. Caracterização física da areia utilizada na produção das

argamassas............................................................................................. 134

Tabela 5.8. Graduação da areia utilizada em alguns ensaios específicos. .... 135

Tabela 5.9. Caracterização física da brita utilizada na produção dos corpos de

prova de concreto.................................................................................... 136

Tabela 5.10. Potencial hidrogeniônico (pH) de argamassas de cimento Portland

em função do teor de lama vermelha adicionado.................................... 139

Tabela 5.11. Requerimentos de um material pozolânico artificial (classe E),

definidos segundo a NBR 12653............................................................. 140

Tabela 5.12. Determinação do Índice de Atividade Pozolânica, segundo a

norma NP EN 4220. ................................................................................ 141

Tabela 5.13. Condutividade equivalente (λ0) de íons em solução aquosa com

concentração infinita a 25 °C (ADAMSON apud SHI [96]). ..................... 176

Tabela 5.14. Valores obtidos via espectroscopia de impedância eletroquímica

(EIE) para a resistência do concreto, Rb (ohms), em função dos diversos

teores adicionados de lama vermelha. .................................................... 195


(EIE) para a resistência do eletrodo, Re (= Rp, ohms), em função dos

diversos teores adicionados de lama vermelha....................................... 196

Tabela 5.16. Resultados do ensaio de solubilização em amostras de concreto

com 600 dias de idade, contendo lama vermelha como adição, realizado

de acordo com as normas NBR 10004 e NBR 10006. ............................ 198

xvii

Tabela 5.17. Resultados do ensaio de lixiviação em amostras de concreto com

600 dias de idade, contendo lama vermelha como adição, realizado de

acordo com as normas NBR 10004 e NBR 10005.................................. 200

xix

ÍNDICE DE FIGURAS

Pág.

Figura 2.1. Representação esquemática da estrutura do concreto [11]............. 7

Figura 2.2. Esquema da distribuição do tamanho de poros na pasta de cimento

endurecida (SIEBEERT apud FREIRE [9]). ................................................ 8

Figura 2.3. Mecanismo predominante de transporte de massa em função

transporte das dimensões de poros [12]. .................................................... 9

Figura 2.4. Representação esquemática do modelo de vida útil de estruturas de

concreto armado, proposto por TUUTTI apud SANTOS [14].................... 18

Figura 2.5. Causas físicas da deterioração do concreto [1]. ............................ 21

Figura 2.6. Causas químicas da deterioração do concreto [1]. ........................ 21

Figura 2.7. Variação da profundidade de carbonatação com o tempo e com a

relação água/cimento [15]......................................................................... 23

Figura 2.8. Representação esquemática da penetração de CO2 por difusão e

do processo de carbonatação [9].............................................................. 25

Figura 2.9. Representação esquemática da carbonatação parcial do concreto

em estrutura porosa não saturada [9]. ...................................................... 26

Figura 2.10. O efeito do pH na velocidade de corrosão do ferro, em água

aerada e em temperatura ambiente [20]. .................................................. 27

Figura 2.11. Processo básico de corrosão. ...................................................... 28

Figura 2.12. Representação gráfica da pilha eletroquímica da corrosão da

armadura no concreto [14]. ....................................................................... 28

Figura 2.13. Velocidade de corrosão em relação à concentração de oxigênio

dissolvido [20]. .......................................................................................... 32

Figura 2.14. Deterioração da corrosão das armaduras. (A) Penetração de

agentes agressivos; (B) fissuração devido às forças de expansão dos

produtos de corrosão; (C) lascamento do concreto e corrosão acentuada e;

(D) Redução significativa da seção da armadura (SHAFFER, apud

HELENE [15]). .......................................................................................... 34

Figura 2.15. Efeito da concentração de cloreto de sódio na taxa de corrosão

[20]. ........................................................................................................... 39

xx

Figura 2.16. Diagrama de Pourbaix simplificado para o sistema ferro-água com

Cl- (355 ppm) [14]. ..................................................................................... 40

Figura 2.17. Formas de ocorrência de íons cloreto na estrutura do concreto

[22]. ........................................................................................................... 40

Figura 2.18. Curvas relacionando umidade relativa e cloreto de sódio [20]. (1)

UR 58%; (2) UR 70%; (3) UR 80%; (4) UR 89%; (5) UR 94%; (6) UR 97%.

.................................................................................................................. 42

Figura 2.19. Representação esquemática do ensaio de migração de cloretos

(LOPES apud SANTOS [14]). ................................................................... 44

Figura 2.20. Diagrama de equilíbrio termodinâmico (diagrama de Pourbaix),

Potencial versus pH para o sistema ferro-H2O a 25°C. ............................. 49

Figura 2.21. Diagrama de Pourbaix simplificado para o sistema ferro-H2O a

temperatura de 25°C [14]. ......................................................................... 50

Figura 2.22. Diagrama de Evans característico [9]........................................... 52

Figura 2.23. Diagrama de Nyquist, com seu circuito equivalente, mostrando o

efeito da impedância difisional (SILVERMAN apud FREIRE [9]). ............. 55

Figura 2.24. Diagrama de Bode representando a impedância (módulo e ângulo

de fase) de um sistema eletroquímico de corrosão em função da

freqüência angular [34].............................................................................. 57

Figura 2.25. Circuito equivalente para concreto proposto por JOHN et al [36].

Rc: resistência do concreto; Rf e Cf: resistência e capacitância do filme;

Zd: impedância difusional; Rct e Cdl: resistência de transferência de carga

e capacitância de dupla camada. .............................................................. 58

Figura 2.26. Modelo de linhas de transmissão descrito para concreto armado

proposto por MACDONALD et al. apud FREIRE [9].................................. 58

Figura 2.27. Circuito equivalente para o concreto proposto por DHOUIBI-

HACHANI et al. [37]................................................................................... 59

Figura 2.28. Circuito equivalente com introdução de CPE. Re = resistência do

eletrólito; Rp = resistência de transferência de carga; CPE = elemento

constante de fases; ZD = difusão Warburg ............................................... 60

Figura 2.29. (A) Circuito equivalente simples do tipo Randles e; (B) Circuito

Randles modificado com duas constantes de tempo [40]. ........................ 61

xxi

Figura 2.30. Representação esquemática de (A) interface aço/concreto; (B)

Circuito elétrico equivalente (m=matriz e f=filme) e; (C) diagrama de

Nyquist correspondente [35]. .................................................................... 62

Figura 2.31. Circuito equivalente típico proposto por CHRISTENSEN et al. [41].

.................................................................................................................. 63

Figura 2.32. (A) Diagrama de Nyquist proposto por CHRISTENSEN et al. [41]

para o concreto armado e; (B) Ampliação da região de alta freqüência do

diagrama anterior. ..................................................................................... 64

Figura 2.33. Diagrama simplificado do processo Bayer para produção de

hidróxido de alumínio e alumina a partir da bauxita [49]. .......................... 71

Figura 3.1. Esquema das duas etapas que compõem o projeto experimental. 77

Figura 4.1. Moendas utilizadas para desagregação (a) primária (moinho de

mandíbula) e (b) secundária (galga) do resíduo. ...................................... 80

Figura 4.2. Caracterização e classificação de resíduos sólidos segundo a NBR

10004/2004. .............................................................................................. 88

Figura 4.3. Determinação da consistência argamassas contendo diversos

teores de lama vermelha. (A) Mesa de espalhamento (Flow Table) e; (B)

Viscosímetro Viskomat NT........................................................................ 91

Figura 4.4. Modelo de Bingham, utilizado na determinação da tensão de

escoamento (g) e da viscosidade plástica (h). .......................................... 93

Figura 4.5. Aparato utilizado para a medição do calor de hidratação das

argamassas contendo lama vermelha. ..................................................... 93

Figura 4.6. (A) Aparelho para medida do comprimento dos corpos de prova; (B)

amostras em água a 80ºC e; (C) amostras em solução de NaOH (1N).... 99

Figura 4.7. Modelo da curva de absorção capilar de água em função da raiz

quadrada do tempo, segundo a NBR 9779 para a determinação do

coeficiente de absorção capilar (Tg φ).................................................... 102

Figura 4.8. Molde para confecção dos corpos de prova prismáticos (50x70x90

mm3), utilizados para as medidas de potencial de corrosão e

espectroscopia de impedância................................................................ 104

Figura 4.9. Esquema e montagem do aparato para a realização do ensaio de

migração de cloretos............................................................................... 107

xxii

Figura 4.10. Realização do ensaio de migração de cloretos. ......................... 107

Figura 4.11. Correlação entre a condutividade elétrica e a concentração de íons

cloretos, obtida experimentalmente......................................................... 108

Figura 4.12. Esquema do processo de seleção de amostras para a realização

do ensaio de migração de cloretos (em escuro, a “fase brita”)................ 109

Figura 4.13. Esquema do gráfico padrão obtido no ensaio de migração de

cloretos, bem como a determinação do time lag (τ) e; início (∆) e fim () do

estado estacionário de difusão................................................................ 110

Figura 4.14. Câmara de carbonatação utilizada para acelerar o processo de

carbonatação dos corpos de prova de concreto...................................... 113

Figura 4.15. (A) Esquema do aparato utilizado no ensaio de resistividade

elétrica do concreto; (B) sonda utilizada e; (C) medição da corrente

elétrica..................................................................................................... 114

Figura 4.16. (A) Barras em solução de ácido clorídrico 1:1 com 3,5 g/L de

hexametilenotetramina; (B) imersão das barras em acetona e; (C)

secagem das barras com jato de ar quente. ........................................... 116

Figura 4.17. Célula eletroquímica montada para a medida do potencial de

corrosão das barras de aço. (A) imersa em solução de NaCl 3% e (B)

medida do potencial das barras. ............................................................. 117

Figura 4.18. (A) e (B) Esquema da delimitação da área de exposição da barra

e; (C) e (D) Posicionamento da barra no corpo de prova (adaptado de

SANTOS [14]). ........................................................................................ 118

Figura 4.19. (A) Conexão dos fios de cobre para a realização de medidas

eletroquímicas; (B) isolamento com fita e; (C) revestimento com resina

epóxi........................................................................................................ 119

Figura 4.20. Célula eletroquímica para a medida do potencial de corrosão das

barras. (A) Colocação da esponja para umedecimento superficial; (B)

Medida do potencial de corrosão da armadura no concreto, utilizando uma

esponja umedecida como contato. .......................................................... 120

Figura 4.21. Ciclo de medida do ensaio de medida de potencial de corrosão.

(A) Corpos de prova parcialmente imersos em solução de NaCl (3%)

durante 2 dias; (B) Corpos de prova em estufa a 50°C durante 5 dias. .. 122

xxiii

Figura 4.22. Aparato de borrifação de névoa salina, conhecido por Salt Spray.

................................................................................................................ 123

Figura 4.23. Aparato de medida do processo de corrosão via espectroscopia de

impedância eletroquímica (EIE). ............................................................. 125

Figura 5.1. Distribuição do tamanho de partículas do cimento Portland CP-II 32

Z da marca Itaú....................................................................................... 128

Figura 5.2. Difratograma de raios X do cimento Portland CP-II 32 Z da marca

Itaú. ......................................................................................................... 128

Figura 5.3. Distribuição do tamanho de partículas da lama vermelha seca e

desaglomerada (resultado médio de cinco determinações).................... 130

Figura 5.4. Difratograma de raios X da lama vermelha.................................. 130

Figura 5.5. Micrografias do resíduo de bauxita obtidas por microscopia

eletrônica de varredura (MEV), mostrando sua estrutura de flocos

misturada a placas soltas........................................................................ 131

Figura 5.6. Distribuição granulométrica da areia utilizada e limites que a

classificam como “areia média – faixa 3”, segundo a NBR 7211. ........... 134

Figura 5.7. Distribuição granulométrica da brita utilizada e limites que a

classificam como intermediária entre a “brita 0” e a “brita 1”, segundo a

NBR 7211. .............................................................................................. 136

Figura 5.8. Tempo de pega das pastas de cimento Portland em função do teor

de lama vermelha adicionado para as misturas preparadas com uma

quantidade fixa de água.......................................................................... 137

Figura 5.9. Tempo de pega de pastas de cimento Portland em função do teor

de lama vermelha para as misturas preparadas com quantidade variável

de água necessária para corrigir a consistência no estado fresco.......... 138

Figura 5.10. Diagrama para a determinação da pozolanicidade, de acordo com

a norma NP EN 196-5............................................................................. 143

Figura 5.11. Curvas de expansão das argamassas contendo lama vermelha

como adição, para a verificação da reação alcalis-sílica, de acordo com a

norma ASTM C 1260-07. ........................................................................ 145

xxiv

Figura 5.12. Micrografias óticas de amostras das argamassas de cimento

Portland: (A) e (B) sem a presença de resíduo (0%) e; (C) e (D) contendo

20% de resíduo como adição. ................................................................. 146

Figura 5.13. Índice de Consistência (trabalhabilidade) das argamassas de

cimento Portland, em função do teor de lama vermelha adicionada ou em

substituição ao cimento. .......................................................................... 148

Figura 5.14. Índice de retenção de água das argamassas de cimento Portland

em função do teor de lama vermelha adicionada ou em substituição ao

cimento.................................................................................................... 148

Figura 5.15. Reologia das argamassas de cimento Portland contendo lama

vermelha como adição, expressa em função do torque medido utilizando-

se o reômetro. ......................................................................................... 149

Figura 5.16. Valores de viscosidade plástica (h) e da tensão de escoamento (g)

das argamassas contendo diversos teores de lama vermelha, obtidos a

partir do Modelo de Bingham. ................................................................. 150

Figura 5.17. Calor de hidratação das argamassas contendo diversos teores de

lama vermelha. ........................................................................................ 151

Figura 5.18. Resistência à compressão axial de argamassas (28 dias) em

função do teor de lama vermelha adicionada ou em substituição ao

cimento.................................................................................................... 153

Figura 5.19. Densidade aparente das argamassas de cimento Portland (28

dias) em função do teor de lama vermelha adicionada. .......................... 155

Figura 5.20. Porosidade aparente das argamassas de cimento Portland (28


Figura 5.21. Coeficientes de absorção capilar de argamassas (28 dias) em

função do teor de lama vermelha adicionada ou em substituição ao

cimento.................................................................................................... 156

Figura 5.22. (A) Porosidade e (B) densidade aparentes das amostras de

concreto (28 dias) em função do teor de lama vermelha adicionada. ..... 158

Figura 5.23. Distribuição do tamanho de poros em amostras de concreto (28


xxv

Figura 5.24. Coeficientes de absorção capilar de amostras de concreto (28

dias) em função do teor de lama vermelha adicionada........................... 160

Figura 5.25. Resistência à compressão axial do concreto em função (A) do teor

de lama vermelha adicionada e (B) da idade dos corpos de prova. ....... 161

Figura 5.26. Evolução da concentração de cloreto na solução presente na

célula anódica em função do tempo, para ensaios de migração de cloretos

(∆ = início do estado estacionário e = final do estado estacionário). ... 163

Figura 5.27. Valores de “time lag” (τ), estimados a partir de ensaios de

migração de cloretos, em função do teor de lama vermelha adicionado ao

concreto. ................................................................................................. 164

Figura 5.28. Fluxo de íons cloreto (JCl), estimado a partir de ensaios de

migração de cloretos, em função do teor de lama vermelha adicionado ao

concreto. ................................................................................................. 165

Figura 5.29. Coeficientes de difusão nos estados estacionário e não

estacionário, calculados a partir de ensaios de migração de cloretos, em

função do teor de lama vermelha adicionado ao concreto...................... 166

Figura 5.30. Relação entre o tempo de vida útil e a penetração de cloretos

(espessura em que a concentração de cloretos atinge 0,4%). ............... 168

Figura 5.31. Relação entre o tempo de vida útil e o teor de resíduo adicionado,

estimado em função do ensaio de migração de cloretos. ....................... 168

Figura 5.32. Verificação da região carbonatada do concreto, indicada pela

reação da fenolftaleína aos (A) 7 dias, (B) 14 dias e (C) 28 dias. Da

esquerda para a direita, em cada uma das fotos: 0%, 10%, 20% e 30% de

adição da lama vermelha. ....................................................................... 170

Figura 5.33. Continuação da verificação da região carbonatada do concreto,

indicada pela reação da fenolftaleína aos (A) 52 dias, (B) 91 dias e (C) 180

dias. Da esquerda para a direita, em cada uma das fotos: 0%, 10%, 20% e

30% de adição da lama vermelha........................................................... 171

Figura 5.34. Resistência à flexão dos corpos de prova de concreto contendo

diversos teores de lama vermelha adicionados, submetidos a um ambiente

saturado de CO2, em função da idade. ................................................... 173

xxvi

Figura 5.35. Micrografias (A) da amostra carbonatada de concreto e (B) da

região interfacial da zona carbonatada com a não carbonatada de concreto

contendo 30% de adição da lama vermelha............................................ 174

Figura 5.36. Evolução da resistividade elétrica do concreto contendo diversos

teores de lama vermelha, em função da idade........................................ 175

Figura 5.37. Correlação entre os coeficientes de difusão e a resistividade

elétrica medida aos 21 dias de idade em corpos de prova de concreto

contendo diversos teores de lama vermelha, mantidos em ambiente úmido.

................................................................................................................ 178

Figura 5.38. Evolução do potencial de corrosão das barras de armadura dos

corpos de prova de concreto contendo adição de lama vermelha em

diversos teores, em função da idade, obtidos pelo método de

envelhecimento por ciclos. ...................................................................... 179

Figura 5.39. Período de iniciação de corrosão das barras de aço inseridas nos

corpos de prova de concreto armado, em função do teor de lama vermelha

adicionada. .............................................................................................. 181

Figura 5.40. Taxa de corrosão das barras de aço inseridas nos corpos de prova

de concreto armado, calculados após o término do teste de potencial de

corrosão (método de envelhecimento por ciclos), em função do teor de

lama vermelha adicionada....................................................................... 182


corpos de prova de concreto contendo adição de lama vermelha em

diversos teores, em função da idade, obtidos pelo método de

envelhecimento por névoa salina. ........................................................... 183

Figura 5.42. Taxas de corrosão das barras de aço inseridas nos corpos de

prova de concreto armado, calculadas após o término do teste de potencial

de corrosão (método de envelhecimento por névoa salina), em função do

teor de lama vermelha adicionada. ......................................................... 184

Figura 5.43. Correlação entre a resistividade elétrica e a taxa de corrosão

obtida por meio da técnica de potencial de corrosão pelos métodos de

envelhecimento (A) por ciclos e (B) por névoa salina. ............................ 185

xxvii

Figura 5.44. Correlação entre os coeficientes de difusão e a taxa de corrosão

obtida por meio da técnica de potencial de corrosão pelos métodos de

envelhecimento (A) por ciclos e (B) por névoa salina. ............................ 186

Figura 5.45. Evolução dos espectros de impedância (diagramas de Nyquist e

Bode) obtidos em concreto de referência (0%) e com diversos teores de

lama vermelha adicionada, com idade de (A) 1 mês, (B) 2 meses e, (C) 3

meses. .................................................................................................... 188



lama vermelha adicionada, com idade de (A) 5 meses, (B) 7 meses e, (C)

9 meses. ................................................................................................. 189



lama vermelha adicionada, com idade de (A) 11 meses e, (B) 13 meses.

................................................................................................................ 190

Figura 5.48. Circuitos elétricos equivalentes propostos para a interface aço-

concreto, segundo (A) análise geral e (B) análise por arcos

individualizados (circuito simplificado). ................................................... 191

Figura 5.49. Exemplos de correlação entre as capacitâncias e freqüências

características de cada um dos fenômenos observados via EIE para as

amostras de concreto de referência (A) e contendo a adição de 10% de

lama vermelha (B)................................................................................... 193


características de cada um dos fenômenos observados via EIE para as

amostras de concreto contendo a adição de (A) 20% e (B) 30% de lama

vermelha. ................................................................................................ 194

xxviii

xxix

SÍMBOLOS E ABREVIATURAS

ABRELPE Associação Brasileira de Empresas de Limpeza Pública e

Resíduos Especiais

ACI American Concrete Institute

ASTM American Society for Testing and Materials Standards

BET Brunauer, Emmett e Teller - Ensaio para determinação de área

superficial específica

BSE Back scatered electrons - Elétrons retroespalhados

CEB Comitê Euro-international du Béton

CEMBUREAU European Cement Association

CONAMA Conselho Nacional do Meio Ambiente

CP Cimento Portland

CPE Constant Phase Element

DA Densidade aparente

DRX Difração de Raios X

Ds Coeficiente de Difusão no Estado Estacionário

Dns Coeficiente de Difusão no Estado Não-estacionário

E Campo elétrico

EIE Espectroscopia de Impedância Eletroquímica

eV Eletron-volt

EDS Energy Dispersive Spectroscopy - Espectroscopia de energia

dispersiva

FIESP Federação das Indústrias do Estado de São Paulo

FRX Fluorescência de Raios X

Hg Mercúrio

Hz Hertz (s-1)

H2 Hidrogênio

H2O Água

JCPDS Joint Committe on Power Diffraction Standards

xxx

KV Quilovolt (103 volts)

L Comprimento do corpo de prova

mA Miliàmpere

MEV Microscopia Eletrônica de Varredura

MgO Óxido de Magnésio

Min Minuto

MPa Megapascal

Ms Massa seca

Mu Massa úmida

Mi Massa imersa

n Número inteiro correspondendo à ordem de difração

NBR Norma Brasileira

NBRI National Building Research Institute

NM Norma Mercosul

N2 Nitrogênio

P Carga máxima suportada pelo corpo de prova

PC Penetração de Cloretos

PF Perda ao Fogo

pH Potencial hidrogeniônico

PA Porosidade aparente

Pap Pressão aplicada

RAA Reação álcalis-agregado

RAS Reação álcalis-sílica

Rc Resistência mecânica à compressão

Ri Raio de intrusão de mercúrio.

RT Resistência mecânica à tração por compressão diametral

SE Secondaries electrons - Elétrons secundários

SNIC Sindicato Ancional das Indústrias de Cimento

T Temperatura

ΔT Variação de temperatura

t Tempo

UR Umidade Relativa do ar

xxxi

UV Ultravioleta

VMP Valor Máximo Permitido

W Watts

% Porcentagem

°C Grau Celsius

γLV Energia de interface mercúrio-ar

φ Diâmetro do corpo de prova

θ Ângulo de difração de raios X

λ Comprimento de onda

ρ Densidade do material

ρL Densidade do líquido

ρmist. Densidade da mistura seca

ρres. Densidade do resíduo

φ Coeficiente de absorção capilar (Kg/m2.min0,5)

τ Time-lag

1

1 INTRODUÇÃO

A corrosão das armaduras do concreto armado é um problema mundial

e de graves conseqüências ao ser humano, inclusive com mortes das vítimas

das tragédias ocorridas devido a este processo degradativo. A justificativa mais

cômoda para se explicar problemas associados à corrosão é atribuir o fato à

falta de cobrimento adequado de concreto, tomando como referência as

normas técnicas que tratam do tema. Assim, o uso de técnicas que mensurem

a corrosão das armaduras do concreto armado e que contribuam para a

previsibilidade e a verificação da confiabilidade destas técnicas são tarefas

árduas.

Outro foco de preocupação da sociedade moderna é a grande

quantidade de resíduos gerada pela atividade humana. Segundo levantamento

realizado pela FIESP, em parceria com a Abrelpe (Associação Brasileira de

Empresas de Limpeza Pública e Resíduos Especiais), em 2008, o Brasil gerou

cerca de 86,5 milhões de toneladas de resíduos industriais, sendo 4,1 milhões

de toneladas de resíduos industriais perigosos. Dentre os perigosos, apenas

28% são tratados, destinados e dispostos adequadamente, sem causar danos

ao meio ambiente. O restante, cerca de 2,95 milhões de toneladas, a cada ano,

é jogado em lixões a céu aberto ou despejados em cursos d’água. Dentro

desse contexto, a destinação dos resíduos industriais sólidos é motivo de

crescente preocupação dos órgãos ambientais, que através de fiscalização,

têm obrigado as empresas a cuidarem minuciosamente do acondicionamento

de seus resíduos durante todo o processo, desde sua correta classificação,

tratamento, coleta, transporte, até a sua destinação final. É com o propósito de

dar uma destinação final adequada e mens onerosa a estes resíduos que a sua

utilização alternativa em materiais de construção vem sendo desenvolvida.

Entre todos estes resíduos está o resíduo da bauxita, também conhecido

como lama vermelha, um sub-produto gerado no beneficiamento da bauxita,

através do processo Bayer. Suas características de elevada alcalinidade,

inicialmente fator de preocupação ambiental, surge como principal trunfo na

2

tentativa de utilizá-lo como inibidor de corrosão em concreto armado, mantendo

sua passividade.

Para avaliar esta possibilidade de utilização, neste trabalho, a armadura

do concreto armado teve sua corrosibilidade verificada por meio das técnicas

de medida do potencial de corrosão, ensaio de migração de cloretos,

profundidade de carbonatação, espectroscopia de impedância eletroquímica e

resistividade.

Foi analisada também a influência da adição do resíduo quanto às

questões ambientais. Para isso, os concretos com 600 dias (20 meses) de

idade foram submetidos aos ensaios de lixiviação e solubilização, segundo a

NBR 10004:2004.

Por meio da análise dos resultados, em comparação com amostras de

referência (sem adição do resíduo), pretendeu-se determinar a viabilidade do

resíduo como adição à matriz de cimento Portland, proporcionando uma

destinação adequada e menos onerosa.Dessa forma, buscou-se uma

alternativa para dois grandes problemas atuais: a corrosão em concreto

armado, que consome milhões de dólares da sociedade com a manutenção e a

revitalização de estruturas, e o passivo ambiental provocado pela disposição de

resíduos sólidos industriais, uma das maiores questões a serem resolvidas

neste século.

3

2 REVISÃO DE LITERATURA

2.1 Concreto de Cimento Portland

O cimento Portland pode ser 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, produzido quando uma mistura de matérias-primas de composição

pré-determinada é aquecida a altas temperaturas [1, 2].

Inicialmente chamado de cimento Portland devido à semelhança da

dureza e cor do produto com a pedra da Ilha de Portland, Inglaterra,

empregada nas construções daquela época, é atualmente manufaturado em

todo o mundo, com uma produção que excede 2,8 bilhões de toneladas

anualmente [3], de acordo com dados da European Cement Association

(CEMBUREAU) e do Sindicato Nacional da Indústria do Cimento (SNIC). O

Brasil ocupa a sexta posição na produção mundial de cimento, ficando atrás da

China (33,49%), Estados Unidos (5,62%), Índia (5,60%), Japão (5,13%) e

Coréia do Sul (3,54%), e possuindo um parque industrial de última geração e

alto grau de desenvolvimento, comparável aos principais produtores mundiais.

O consumo anual de cimento per capita, no Brasil, está em torno de 267

kg/habitante [4].

Sendo os silicatos de cálcio os principais constituintes do cimento

Portland, as matérias-primas para a produção do cimento devem suprir cálcio e

sílica em formas e proporções adequadas. Os materiais de carbonato de cálcio,

que ocorrem naturalmente como pedra calcária e mármore são as fontes

industriais comuns de cálcio, contendo ainda argila e dolomita (CaCO3.MgCO3)

[1, 5].

As argilas são fontes de alumina (Al2O3), sílica (SiO2) e, freqüentemente,

óxidos de ferro (Fe2O3) e álcalis. A presença de Al2O3, Fe2O3, MgO e álcalis na

4

mistura de matérias-primas tem um efeito mineralizante na formação de

silicatos de cálcio; isto é, ajuda na formação de silicatos de cálcio a

temperaturas consideravelmente mais baixas do que seria possível de outro

modo. Como resultado, além de silicatos de cálcio, o produto final também

contém aluminatos e ferroaluminatos de cálcio [1].

Para facilitar a formação dos compostos desejados no clínquer de

cimento Portland, é necessário que a mistura de matérias-primas esteja bem

homogeneizada antes do tratamento térmico. Isto explica porque os materiais

extraídos têm que ser submetidos a uma série de operações de britagem,

moagem e mistura.

As matérias-primas são moídas em moinho de bolas ou de rolo até

partículas geralmente menores que 75 μm, sendo a mistura assim obtida

denominada por “farinha”. Essa mistura é processada em fornos rotativos onde

a temperatura máxima alcançada gira em torno de 1450 °C, ocorrendo a

formação do clínquer. Após o resfriamento, aproximadamente 5% de gipsita

(ou de sulfato de cálcio) é usualmente moído juntamente com o clínquer com a

finalidade de controlar as reações iniciais de pega e endurecimento do cimento

[1, 2, 6].

Devido à importância do cimento na construção civil, sua hidratação tem

sido intensivamente estudada. As reações químicas são complexas devido à

natureza polimineral do clínquer de cimento e à presença de aditivos, além de

uma cinética de reação complexa [7].

Os produtos de hidratação do cimento Portland incluem fases cristalinas e

amorfas. Assim como a mineralogia define as propriedades químicas do

sistema, a microestrutura define suas propriedades físicas (resistência,

permeação e percolação) [8].

Costuma-se expressar os compostos individuais dos óxidos do clínquer

usando-se as abreviações apresentadas na Tabela 2.1.

Os principais compostos responsáveis pela resistência mecânica do

cimento Portland são o C3A (primeiras 24 horas), C3S (até os 28 dias) e C2S (a

partir de 45 dias).

5

O concreto de cimento Portland é atualmente o material manufaturado

mais utilizado no mundo e, a julgar pelas tendências mundiais, o futuro destes

materiais parece ser ainda mais promissor, pois, para a maioria das aplicações,

oferece propriedades adequadas a um baixo custo.

Tabela 2.1. Abreviações utilizadas para os principais óxidos do clínquer e

compostos do cimento Portland [1].

Óxido Abreviação Composto Abreviação

CaO C 3CaO.SiO2 C3S

SiO2 S 2CaO.SiO2 C2S

Al2O3 A 3CaO.Al2O3 C3A

Fe2O3 F 4CaO.Al2O3.Fe2O3 C4AF

MgO M 4CaO.3Al2O3.SO3 C4A3S

SO3 ⎯S 3CaO.2SiO2.3H2O C3S2H3

H2O H CaSO4.2H2O C⎯SH2

O concreto é um material composto que consiste essencialmente de um

meio contínuo aglomerante, dentro do qual estão mergulhadas partículas ou

fragmentos de agregados. No concreto de cimento hidráulico, o meio

aglomerante é composto por uma mistura de cimento hidráulico e água.

Assim, os compostos que compõem basicamente o concreto são: cimento

Portland, agregados - miúdo (areia) e graúdo (brita) - e água.

A combinação das características do aço (resistência à tração e flexão) e

do concreto (elevada resistência à compressão axial) tem tornado o concreto

armado um dos principais e mais populares materiais do mundo. Soma-se a

isso o fato do concreto e do aço serem materiais de construção compatíveis,

não apresentando problemas quanto a dilatação térmica.

Uma das grandes vantagens do concreto armado é que ele pode, por

natureza e desde que bem executado, proteger a armadura da corrosão. Um

bom cobrimento das armaduras com um concreto de alta compacidade, com

6

composição adequada e homogênea garante, por impermeabilidade, a

proteção do aço ao ataque de agentes agressivos externos. Essa proteção

baseia-se no impedimento da formação de células eletroquímicas, através de

proteção física e química, principalmente devido ao elevado pH do cimento.

A espessura do cobrimento da armadura é um fator importante de

controle da movimentação dos íons agressivos: quanto maior a espessura,

maior o intervalo de tempo até que as concentrações dos íons atinjam a

armadura. Assim, a qualidade do concreto quanto à baixa penetrabilidade e a

espessura do cobrimento atuam em conjunto [9].

Existem diferentes causas de deterioração das estruturas de concreto,

como a corrosão das barras de reforço devido à carbonatação ou entrada de

agentes agressivos, tais como cloro, ataque por sulfatos, reação álcali-

agregado, dentre outros. O impacto econômico do problema da durabilidade

conduz a uma pesquisa extensiva de três décadas e tem iniciado os caminhos

para a produção de concretos mais duráveis ou estruturas de concreto

reforçadas.

2.1.1 Estrutura dos Poros do Concreto

Apesar da aparente simplicidade do concreto, há várias dificuldades em

se entender os mecanismos de formação deste material, como o fato do

concreto ter uma estrutura altamente complexa, devido principalmente a uma

distribuição heterogênea de muitos componentes sólidos, além de vazios; o

fato da estrutura do concreto não ter uma propriedade estática, além de que,

ao contrário do que ocorre com outros materiais que são entregues em sua

forma final, o concreto é freqüentemente manufaturado em canteiros de obras

[10].

Na Figura 2.1 é mostrada, esquematicamente, a estrutura do concreto e

os possíveis caminhos formados em seu interior durante o processo de

hidratação da pasta de cimento. O desempenho do concreto é altamente

dependente da estrutura e da distribuição do tamanho de poros, em particular

sua durabilidade e resistência à penetração de agentes agressivos, tais como

7

os íons cloreto. Segundo SONG [11], estes caminhos internos podem ser

classificados em:

• Caminho condutivo contínuo (CCP), que permite a passagem

decorrente elétrica;

• Caminho descontínuo (DCP) onde, devido à sua descontinuidade,

não há passagem de corrente no interior do concreto;

• Caminho isolante (ICP) que, conforme a quantidade de água e os

produtos de hidratação no interior dos poros do concreto, pode ou não

conduzir correntes.

Figura 2.1. Representação esquemática da estrutura do concreto [11].

Estes vazios e caminhos na estrutura do concreto são decorrentes do uso

de água na massa em quantidade superior à necessária para a hidratação do

cimento e cujo excesso, ao evaporar, deixa vazios, em virtude da diminuição

8

dos volumes absolutos e também da inevitável incorporação de ar à massa do

concreto.

Estes vazios ou poros formam uma rede conectada com o exterior que é

relevante no processo de transporte de gases, água e substâncias agressivas

dissolvidas para o interior do concreto. A destruição do concreto e a corrosão

das armaduras dependem desta estrutura de poros, na qual os mecanismos de

degradação se fundamentam.

O tamanho dos poros na pasta de cimento varia dentro de algumas

ordens de grandeza e, de acordo com SIEBEERT apud FREIRE [9], podem ser

classificados em: poros de ar aprisionado (decorrentes dos processos de

adensamento do concreto); poros de ar incorporado (obtidos quando do

emprego de aditivos incorporadores de ar); poros capilares (oriundos da saída

de água livre do concreto) e; poros de gel (devidos à água de gel), sendo os

três primeiros tipos os de maior influência na durabilidade, conforme o

esquema apresentado na Figura 2.2.

Figura 2.2. Esquema da distribuição do tamanho de poros na pasta de cimento

endurecida (SIEBEERT apud FREIRE [9]).

Poros com dimensões maiores que 0,1 micrometros (10-7 m) contribuem

para o transporte de massa por difusão, migração iônica, capilaridade e

9

permeabilidade, enquanto que os poros menores influem apenas no processo

de difusão gasosa e de difusão e migração iônicas, conforme mostra a Figura

2.3.

Figura 2.3. Mecanismo predominante de transporte de massa em função

transporte das dimensões de poros [12].

Os principais responsáveis pela penetração de agentes agressivos no

interior do concreto são os poros capilares que geralmente são interligados e,

portanto, favorecem o transporte das substâncias agressivas [13]. A velocidade

do transporte destas substâncias no interior do concreto, no entanto, é

determinada pela distribuição dos diâmetros médios dos poros [14].

Ao redor das armaduras e das partículas de agregado formam-se filmes

duplos de transição com espessura da ordem de micrometros. Diretamente

sobre essas superfícies forma-se uma fina camada de Ca(OH)2 (hidróxido de

cálcio) e na superfície das barras da armadura, o óxido de ferro reage com o

hidróxido de cálcio para formar ferrito de cálcio, o qual faz parte do filme que

passiva, ou protege, o aço contra a corrosão. No interior da rede do concreto,

os poros são ocupados pela fase aquosa do mesmo, contendo componentes

iônicos como OH-, Na+, Ca2+, K+ e SO42-, liberados pelas reações de hidratação

ou de cura. Os íons OH-, presentes nos compostos NaOH e KOH, são os

10

principais responsáveis pela elevação da alcalinidade do concreto. A fase

líquida ou aquosa do concreto apresenta pH entre 12,5 e 13,5, favorecendo a

formação da camada de óxido férrico passivante, compacta e aderente à

superfície da armadura (ACI apud FREIRE [9]).

2.1.2 Principais Mecanismos de Transporte no Concreto

Entre os mecanismos de transporte de líquidos e gases no concreto,

pode-se destacar como mais influentes no fenômeno de corrosão: a

permeabilidade, a absorção capilar, a difusão e a migração iônica.

a) Permeabilidade

A permeabilidade é definida como o fluxo de um fluido devido a um

gradiente de pressão, sendo caracterizada pela facilidade com que um fluido

atravessa um sólido poroso sob uma diferença de pressão [14].

A permeabilidade do concreto de cobrimento para misturas preparadas

com agregados densos (salvo a existência de fissuras) é fortemente

determinada pela permeabilidade da pasta de cimento. Por sua vez, a

permeabilidade da pasta de cimento depende da relação água/cimento e do

grau de hidratação do mesmo. A permeabilidade da pasta com 1 dia de idade

pode ser dez mil vezes superior à permeabilidade da mesma pasta com 7 dias

e cerca de um milhão de vezes maior que aos 28 dias (NEVILLE apud

HELENE [15]).

A permeabilidade aos gases de boas argamassas e concretos é tão

baixa, que são raras as determinações precisas dessa propriedade. Sob iguais

gradientes de pressão, o oxigênio deve penetrar através do concreto mais

rapidamente que o CO2, vapor de água, devido às suas características

moleculares, mas dificilmente os gradientes de pressão são elevados (RILEM

apud HELENE [15]). A pressão parcial dos gases agressivos no ar é muito

baixa (para o CO2 é da ordem de 10-3 atm), pois depende de sua concentração

no ar, que também é baixa comparativamente à concentração do O2 e do N2.

O dióxido de carbono parece não penetrar no concreto além da zona

carbonatada, sendo sua pressão de contato proporcional ao teor de CO2 na

11

atmosfera. A permeabilidade do CO2 diminui com a carbonatação do concreto,

que tende a preencher os poros e capilares.

Espera-se que o ingresso de cloretos por permeabilidade ocorra de forma

indireta, por meio da penetração da água na qual estão dissolvidos [14].

O coeficiente de permeabilidade é obtido aplicando a lei de Darcy para

um fluxo laminar, estacionário e não-turbulento através de um meio poroso, de

acordo com a equação (2.1):

LHAKV h

f..

= (2.1)

Onde Vf é a velocidade de escoamento do fluido (m3/s), Kh é a

permeabilidade hidráulica (m/s), A é a seção do meio poroso (m2), H é a altura

da coluna d’água (m), e L é o comprimento da amostra (m).

Nos concretos, a permeabilidade aos gases diminui em ambientes

úmidos, pois, além da eventual formação superficial de microfissuras de

retração, a umidade e a água presentes nos poros dificultam o movimento dos

gases. Daí o fato consagrado de observarem-se maiores profundidades de

carbonatação em ambientes secos (UR < 80%), ou submetidos a ciclos de

secagem e umedecimento (RILEM apud HELENE [15]).

b) Absorção Capilar A absorção capilar é definida como o fluxo de um fluido devido a um

gradiente de umidade. Uma outra definição para este mecanismo é o

transporte de líquidos devido à tensão superficial atuante nos poros capilares

do concreto.

A absorção de água no concreto é um dos fatores mais difíceis de serem

controlados. Em princípio, quanto menor o diâmetro dos capilares, maior as

pressões capilares e, conseqüentemente, maior e mais rápida a absorção. Este

fenômeno é comprovado pela equação de Young (2.2).

0cos =−+ SGLGSL γθγγ (2.2)

12

Sendo γSL, γLG, γSG a tensão superficial sólido-líquido, líquido-gás e sólido-

gás, respectivamente e θ o ângulo de molhamento.

Segundo HELENE [15], reduções na relação água/cimento parecem

contribuir para reduzir a absorção, porém, à medida que tornam o concreto

mais denso e compacto, diminuem o diâmetro dos capilares e, desde que estes

sejam intercomunicáveis, podem aumentar a absorção capilar (altura da

coluna). No outro extremo, concretos porosos absorvem pouca água por

capilaridade, mas acarretam outros problemas insuperáveis de permeabilidade

e carbonatação acentuada.

A absortividade do material (S), pode ser obtida a partir de resultados

experimentais (equação 2.3), onde A é um termo constante, i é o volume

acumulado de água absorvida por unidade de área, e t é o tempo.

21

.tSAi += (2.3)

Em termos práticos, a absortividade (ou coeficiente de absorção capilar) é

obtida experimentalmente utilizando-se a declividade da parte reta da curva de

i (volume acumulado de água absorvida por unidade de área) versus a raiz

quadrada do tempo, obtida no ensaio de absorção.

Deve-se levar em consideração também o grau de saturação do concreto,

ou seja, não há absorção de água em concretos saturados. Portanto,

admitindo-se que não haja pressões externas, aparentemente não há risco de

penetração de agentes agressivos em concretos saturados e o fenômeno

passa a ser de permeabilidade. Caso a penetração ocorra, esse fato pode ser

explicado pelo fenômeno de difusão, desde que haja um gradiente de

concentração considerável.

c) Difusão A difusão é o processo de transporte de substâncias de um meio para

outro devido a uma diferença de potencial químico, muitas vezes de

concentração. A difusão é um processo espontâneo de transporte de massa

13

por efeito de gradientes de concentração proporcionado por dois diferentes

meios em contato íntimo através dos quais a substância se difunde para igualar

as concentrações.

Este fenômeno ocorre tanto para substâncias presentes em meio líquido

como para aquelas em meio gasoso. Os dois principais agentes agressivos que

comprometem as armaduras do concreto, os íons cloreto e o CO2, têm a sua

penetração controlada por este fenômeno. Além disso, a penetração do

oxigênio, substância essencial para o progresso do processo catódico, também

se dá por difusão [14].

É raro que uma diferença de pressão considerável seja exercida sobre a

estrutura para que ocorra o efeito da absorção, que é tipicamente limitado a

uma região superficial da espessura do cobrimento. Desta forma, o mecanismo

predominante de penetração de agentes agressivos é a difusão. Pode-se

afirmar que este mecanismo de penetração possui considerável influência no

período de iniciação da corrosão [16].

Assim, são definidos dois estágios distintos do fluxo por difusão: o estágio

estacionário, caracterizado pelo fluxo constante das substâncias em difusão, e

o estágio não estacionário no qual o fluxo é dependente do tempo e da

profundidade de penetração. Estes estágios podem ser representados pela

primeira e segunda leis de Fick, respectivamente.

Os coeficientes de difusão específicos para cada estágio podem ser

obtidos por meio da equação (2.4), no caso do coeficiente de difusão no estado

estacionário (ou coeficiente de difusão efetivo) e utilizando-se as equações

(2.5) e (2.6) para o cálculo do coeficiente de difusão no estado não-

estacionário, também chamado de coeficiente de difusão aparente.

xCDqm ∂

∂−= (2.4)

2

2

xCD

tC

∂∂

−=∂∂ (2.5)

Que tem como solução:

14

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

tDxerfCtxC S .2

1),( (2.6)

,onde qm representa o fluxo de massa, x é a profundidade onde se mede

a quantidade de massa que penetrou, C é a concentração, D é o coeficiente de

difusão, C(x,t) é a concentração da substância a uma distância x, em um tempo

t e Cs é a concentração superficial da substância em difusão.

No caso da difusão de cloretos no concreto, o estado não-estacionário da

difusão representa o período em que o transporte dos íons através do concreto

ocorre de forma combinada com a sua fixação às fases do cimento, enquanto

que o estágio estacionário refere-se ao período em que a fixação não ocorre

mais e o fluxo dos íons cloreto se dá em uma taxa constante (CASTELLOTE

apud SANTOS [14]).

De uma maneira geral, a difusividade de líquidos e gases no concreto

depende da concentração desta substância na superfície do concreto, da

variação da temperatura, da microestrutura do concreto e das interações

destas substâncias com os constituintes do cimento e os produtos da

hidratação. Neste sentido, são parâmetros importantes a composição química e

a porosidade da pasta de cimento endurecida. O coeficiente de difusão é

função de muitas variáveis: da porosidade, da relação água/cimento, do teor de

cimento, da composição química do cimento, da umidade relativa, e da

temperatura [17].

Quando ocorre a difusão do CO2 no concreto, este gás se dissolve na

solução aquosa dos poros e reage com o hidróxido de cálcio também

dissolvido na fase aquosa do concreto. Estas reações são responsáveis pela

redução do pH do concreto e, conseqüentemente, pela corrosão das

armaduras devido à carbonatação [14].

15

d) Migração Iônica A migração iônica é o processo de transporte que ocorre quando existe

um potencial elétrico que possibilita o deslocamento dos íons presentes para

que se neutralize o efeito da diferença de potencial [14].

Segundo NEPOMUCENO apud SANTOS [14], este fenômeno pode

ocorrer em estruturas suporte de veículos que utilizam corrente elétrica para a

sua movimentação (dormente de metrô), em estruturas de concreto com

proteção catódica por corrente impressa ou em estruturas submetidas à

extração de cloretos e à realcalinização pela aplicação de uma diferença de

potencial.

ANDRADE [18] propôs uma metodologia para calcular o coeficiente de

difusão, parâmetro que pode caracterizar o concreto e prever a sua resistência

à difusão iônica. Esta metodologia utiliza um mecanismo de transporte

freqüentemente utilizado em ensaios acelerados para avaliar a resistência à

penetração dos íons cloreto no concreto conforme a ASTM C 1202.

Como as leis de Fick não são apropriadas para modelar o fenômeno da

migração, ANDRADE [18] propôs a utilização da equação de Nernst-Planck

que é utilizada no mecanismo de transporte em eletrólitos (equação (2.7)).

)()()()()( xVC

xxECD

RTFz

xxCDxJ iii

iiii +

∂∂

+∂

∂=− (2.7)

onde, Ji é o fluxo da espécie iônica, Di é o coeficiente de difusão, Ci(x) é a

concentração da espécie iônica (i) em função da profundidade (x), zi é a

valência da espécie iônica, F é a constante de Faraday, R é a constante

universal dos gases, T é a temperatura, E(x) é o potencial elétrico aplicado em

função da profundidade e Vi(x) é a velocidade de convecção de i.

Conceitualmente, a equação (2.7) pode ser escrita como:

Fluxo = difusão pura + migração elétrica + convecção (2.8)

16

ANDRADE [18] considerou em seus estudos que a parcela da difusão

pura é desprezível em comparação ao efeito de migração, o que é razoável

para diferenças de potencial suficientemente altas (10 a 15 V). Assim,

assumindo-se a situação onde não há convecção, isto é, não existem

gradientes de pressão ou umidade, a equação (2.7) resume-se a:

)()()(

xxECD

RTFzxJ ii

ii ∂

∂−= (2.9)

SANTOS [14] utilizou-se dos ensaios de migração para o cálculo do

coeficiente de difusão aparente ou não estacionário (Dap) utilizando-se o

conceito de time-lag em uma solução analítica que relaciona os resultados

obtidos em ensaio de difusão natural e em ensaios acelerados de migração.

O time-lag (τ) caracteriza o período de tempo em que a difusão se

mantém no regime não estacionário e, no caso do transporte dos cloretos, é

definido como o tempo em que estes íons levam para estabelecer um fluxo

constante através do concreto em ensaios de migração ou difusão [14].

2.2 Durabilidade e Vida Útil do Concreto

Devido às suas interações com o ambiente no qual estão expostas, as

estruturas de concreto sofrem alterações que podem, com o passar do tempo,

comprometer a sua estabilidade e a sua funcionalidade.

A NBR 6118 (2003) define durabilidade como a capacidade da estrutura

de resistir às influências previstas e definidas em conjunto pelo autor do projeto

estrutural e o contratante, no início dos trabalhos de elaboração do projeto.

Segundo esta norma brasileira, as estruturas de concreto armado devem

ser projetadas e construídas de modo que, sob as condições ambientais

previstas e quando utilizadas conforme preconizado em projeto, conservem sua

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

correspondente à sua vida útil.

17

A durabilidade também é definida por instituições internacionais. O código

FIP-CEB (Comitê Euro-international du Béton) de 1997 a define como a

capacidade da estrutura em oferecer o desempenho requerido durante um

período de vida útil desejado, de acordo com a influência dos fatores de

degradação. O Comitê 201 do American Concrete Institute (ACI) define

durabilidade do concreto de cimento Portland como a sua capacidade de

resistir à ação das intempéries, ataques químicos, abrasão ou qualquer outro

processo de deterioração.

Portanto, o concreto é considerado durável quando desempenha as

funções que lhe foram atribuídas, mantendo a resistência e a utilidade

esperada, durante um período previsto [19]. Como qualquer tipo de material, a

elevada durabilidade do concreto não implica em uma vida indefinida, nem em

suportar qualquer tipo de ação, pois, com as interações com o meio ambiente,

a microestrutura e as propriedades dos materiais mudam ao longo do tempo

[1].

Outro conceito bastante importante é o de vida útil. A vida útil de uma

estrutura é definida pelo código FIP-CEB (Comitê Euro-international du Béton)

de 1989 como o tempo que a estrutura mantém um limite mínimo de

comportamento em serviço, para o qual foi projetada, sem elevados custos de

manutenção e reparo. A NBR 6118 (2003) utiliza o conceito de vida útil de

projeto para definir o período de tempo durante o qual se mantêm as

características das estruturas de concreto, desde que atendidos os requisitos

de uso e manutenção previstos pelo projetista e pelo construtor, bem como de

execução dos reparos necessários decorrentes de danos acidentais.

Um modelo simplificado foi proposto por TUUTTI e apresentado por

SANTOS [14]. De acordo com este modelo, a vida útil de uma estrutura de

concreto armado, sob o ponto de vista da corrosão das armaduras, é dividida

em dois períodos: o período de iniciação da corrosão e o período de

propagação, conforme apresentado na Figura 2.4.

Neste modelo, o período de iniciação é definido como o tempo em que

os agentes agressivos levam para atravessar o cobrimento, atingir a armadura

e provocar a sua despassivação e o período de propagação é definido como o

18

tempo em que a deterioração evolui até chegar a uma condição inaceitável

[14].

Durante a fase de iniciação, os danos apresentados pela estrutura são

geralmente imperceptíveis. Na segunda fase, ocorre a formação de óxidos

devido à corrosão das armaduras e a conseqüente redução da seção das

armaduras e, em função do grau de corrosão, pode ocorrer o aparecimento de

fissuras o que acelera ainda mais o processo de deterioração [14].

Figura 2.4. Representação esquemática do modelo de vida útil de estruturas de

concreto armado, proposto por TUUTTI apud SANTOS [14].

A armadura não é suscetível a sofrer corrosão, a não ser que ocorram

contaminação e deterioração do concreto. Os constituintes do concreto inibem

a corrosão do material metálico e se opõem à entrada de contaminantes. Daí

se pode afirmar que, quanto mais o concreto se mantiver inalterado, mais

protegida estará a armadura. Na maioria dos casos, a armadura permanece

por longo tempo resistente aos agentes corrosivos [20].

2.3 Corrosão em Concreto

19

De uma forma muito difundida e aceita universalmente, a corrosão é

definida como a deterioração de um material por ação química ou eletroquímica

do meio ambiente, associada ou não a esforços mecânicos. A deterioração

causada pela interação físico-química entre o material e o seu meio

operacional representa alterações prejudiciais indesejáveis sofridas pelo

material, que podem ser o desgaste, variações químicas ou modificações

estruturais, tornando-o inadequado para o uso. Assim, a deterioração de

materiais não metálicos, como o concreto de cimento Portland, devida à ação

química, também é considerada corrosão.

O concreto que envolve a armadura de aço, quando executado sem os

devidos cuidados, pode não funcionar como uma barreira perfeita, permitindo

que os vergalhões de aço sofram ataques de íons agressivos ou de

substâncias ácidas existentes na atmosfera. Os principais agentes

responsáveis pela corrosão são: o dióxido de carbono (CO2) e os íons cloreto

(Cl-).

De acordo com GENTIL [20], a corrosão e a deterioração observada no

concreto podem estar associadas a fatores mecânicos, físicos, biológicos ou

químicos, e entre os quais são citados:

• Mecânicos: vibração e erosão;

• Físicos: variações de temperatura;

• Biológicos: bactérias;

• Químicos: produtos químicos como ácidos e sais.

Entre os fatores mecânicos, as vibrações podem ocasionar fissuras no

concreto, possibilitando o contato da armadura com o meio corrosivo. Líquidos

em movimento, principalmente contendo partículas em suspensão, podem

ocasionar erosão no concreto, com o seu conseqüente desgaste. Se esses

líquidos contiverem substâncias químicas agressivas ao concreto, tem-se a

ação combinada, isto é, erosão-corrosão, mais prejudicial e rápida do que as

ações isoladas. A erosão é mais acentuada quando o fluido em movimento

20

contém partículas em suspensão na forma de sólidos, que funcionam como

abrasivos, ou mesmo na forma de vapor, como no caso de cavitação [20].

Os fatores físicos, como variações de temperatura, podem ocasionar

choques térmicos com reflexos na integridade das estruturas. Variações de

temperatura entre os diferentes componentes do concreto (pasta de cimento,

agregados e armadura), com características térmicas diferentes, podem

ocasionar microfissuras na massa do concreto que possibilitam a penetração

de agentes agressivos [20]. A atmosfera local, que além da temperatura

engloba umidade, presença de ventos, contaminantes e suas respectivas

variações cíclicas, também é um fator físico de grande importância para a

corrosão. A Tabela 2.2 apresenta a corrosão relativa em função das diversas

atmosferas a que as estruturas de concreto armado estão submetidas.

Tabela 2.2. Corrosão relativa para as diversas atmosferas a que o concreto

armado pode estar submetido [14].

Atmosfera Corrosão Relativa

Rural seca 1 – 9

Marinha 38

Industrial (marinha) 50

Industrial 65

Industrial, fortemente poluída 100

Os fatores biológicos, como microrganismos, podem criar meios

corrosivos para a massa do concreto e a armadura, como aqueles criados

pelas bactérias oxidantes de enxofre ou de sulfetos, que aceleram a oxidação

dessas substâncias para ácido sulfúrico [20].

Os fatores químicos estão relacionados com a presença de substâncias

químicas nos diferentes ambientes, normalmente água, solo e atmosfera. Entre

as substâncias químicas mais agressivas devem ser citados ácidos como o

sulfúrico e o clorídrico. Os fatores químicos podem agir na pasta de cimento, no

21

agregado e na armadura de aço-carbono. O mecanismo de deterioração

química deve-se à ação de substâncias químicas sobre os componentes não

metálicos do concreto. Como exemplo tem-se o ataque do concreto por ácidos

como o clorídrico com a formação de cloretos de cálcio e sílica gel [20].

A Figura 2.5 e a Figura 2.6 mostram um resumo apresentado por METHA

et al [1] com as principais causas de deterioração do concreto.

Figura 2.5. Causas físicas da deterioração do concreto [1].

Figura 2.6. Causas químicas da deterioração do concreto [1].

22

As proteções anti-oxidantes comumente realizadas consistem na

utilização de inibidores de ferrugem, com propriedades fosfatizantes,

permitindo uma proteção do tipo pintura sobre a qual o concreto tem uma boa

aderência ou na utilização de cobrimentos epóxi em duas camadas. No

entanto, estas alternativas de proteção têm custos elevados e muitas vezes se

tornam impossíveis frente aos custos da obra.

2.3.1 Carbonatação

O gás carbônico, ou dióxido de carbono, juntamente com o monóxido de

carbono são normalmente originados da queima de combustíveis, como os

hidrocarbonetos (gasolina, óleo) e carvão. Em temperaturas normalmente

encontradas em atmosferas ambientais, eles não costumam ser corrosivos

para os materiais metálicos, embora o gás carbônico forme com água o ácido

carbônico (H2CO3), que é um ácido fraco. Entretanto, gás carbônico e umidade

ocasionam a carbonatação de concreto, responsável pela deterioração desse

material [20].

O concreto, quando exposto aos gases como o gás carbônico (CO2), o

dióxido de enxofre (SO2) e o gás sulfídrico (H2S), pode ter reduzido o pH da

solução existente nos seus poros. A alta alcalinidade da solução intersticial

devido, principalmente, à presença do hidróxido de cálcio, Ca(OH)2, oriundo

das reações de hidratação do cimento, também poderá ser reduzida. Tal perda

de alcalinidade, em processo de neutralização, por ação, principalmente, do

CO2 (gás carbônico), que transforma os compostos do cimento em carbonatos,

é um mecanismo chamado de carbonatação, segundo a reação principal:

OH CaCO CO Ca(OH) 23222 +⎯⎯ →⎯+ OH (2.10)

O pH de precipitação do CaCO3 é cerca de 9,4 (à temperatura ambiente),

o que altera as condições de estabilidade química da capa ou película

passivadora do aço.

23

De acordo com os estudos de SORETZ apud HELENE [15] as

profundidades de carbonatação aumentam, inicialmente, com grande rapidez,

prosseguindo mais lentamente e tendendo assintoticamente a uma

profundidade máxima, de acordo com a Figura 2.7.

Figura 2.7. Variação da profundidade de carbonatação com o tempo e com a

relação água/cimento [15].

Essa tendência à estabilização pode ser explicada pela hidratação

crescente do cimento, que aumenta gradativamente a compacidade do

concreto desde que haja água suficiente. Alia-se a isso, a ação dos produtos

da transformação que também obstruem os poros superficiais, dificultando o

acesso de CO2, presente no ar, ao interior do concreto [15].

A conseqüência da carbonatação é a redução da alcalinidade do

concreto, devido à lixiviação dos compostos cimentícios, que reagem com os

componentes ácidos da atmosfera, principalmente o dióxido de carbono (CO2),

resultando na formação de carbonatos e H2O [9]. Pelo fato do concreto ser um

material poroso, o CO2 presente no ar penetra com uma certa facilidade

através dos poros, até o seu interior. Com isso, acontece a reação do CO2 com

o hidróxido de cálcio, provocando a carbonatação. Um modelo simples,

24

proposto por MONTENOR et al. [21], considera a carbonatação um fenômeno

caracterizado por 4 etapas:

• 1ª. Etapa: O CO2(g) difunde para o interior do concreto, de acordo com a

equação 2.11:

CO2(g) → CO2(aq) + H2O + H2CO3 ↔ HCO3- + H+ → CO3

2- + 2H+ (2.11)

• 2ª. Etapa: O CO2 dissolvido na solução de poros do concreto reage com

hidróxido de cálcio:

Ca(OH)2 + CO2(aq) → CaCO3 + H2O (2.12)

• 3ª. Etapa: Reação com silicatos e aluminatos:

2SiO2.3CaO.3H2O + 3CO2 → 2SiO2 + 3CaCO3 + 3H2O (2.13)

ou

4CaO.Al2O3.13H2O + 4CO2 → 2Al(OH)3 + 4CaCO3 + 10H2O (2.14)

• 4ª. Etapa: o passo final do processo de carbonatação sempre produz

carbonato de cálcio e água. Porém, o carbonato de cálcio tem uma solubilidade

muito baixa e precipita dentro dos poros reduzindo a porosidade e formando

uma barreira ao progresso da frente de carbonatação.

A carbonatação do concreto segue de acordo com as reações acima,

levando a uma diminuição de pH para valores abaixo de 9. Sob estas

condições, e de acordo com o diagrama de Pourbaix, a barra de aço fica ativa.

Assim que isto acontece, o processo de corrosão é iniciado e a química da

interface aço/concreto sofre mudanças drásticas que afetam as propriedades

do concreto armado, como a adesão interfacial. Porém, na presença de água e

excesso de CO2, outra reação pode ocorrer, conduzindo à formação de

bicarbonato que, devido a seu comportamento ácido, reduz o pH a valores

25

quase neutros, de acordo com a equação 2.15. Nestas condições, a corrosão

de aço pode ser catastrófica [21].

CaCO3 + H2O + 2CO2 → Ca(HCO3)2 (2.15)

A representação do processo de carbonatação, devido à penetração do

CO2 no concreto pode ser observada na Figura 2.8.

Figura 2.8. Representação esquemática da penetração de CO2 por difusão e

do processo de carbonatação [9].

Tendo a relação água/cimento um papel preponderante na

permeabilidade aos gases, é natural que tenha grande influência na velocidade

de carbonatação. Pode–se observar que a profundidade de carbonatação de

concretos com relação água/cimento iguais a 0,80, 0,60 e 0,45, em média, está

na relação 4:2:1. A carbonatação pode ser cerca de 10 vezes mais intensa em

ambientes climatizados do que em ambientes úmidos, devido à diminuição da

permeabilidade do CO2 no concreto por efeito da presença de água [9].

Assim, há a necessidade de uma certa quantidade de água nos poros

para que as reações de carbonatação ocorram. Desta forma, a melhor

condição para a carbonatação é aquela apresentada na Figura 2.9, onde se

26

observa a presença de um filme de umidade nas paredes capilares e livre

acesso à entrada de CO2 [9, 22].

Figura 2.9. Representação esquemática da carbonatação parcial do concreto

em estrutura porosa não saturada [9].

Uma outra situação que vem ocorrendo com certa freqüência na parte

inferior de pilares e de paredes de concreto é a corrosão por carbonatação

associada à urina. O cloreto de amônio, NH4Cl, existente na urina, reage com o

hidróxido de cálcio [Ca(OH)2], fazendo com que este seja consumido,

diminuindo o valor do pH e possibilitando, assim, a corrosão da armadura e

conseqüente desagregação do concreto [20], segundo a equação (2.16):

Ca(OH)2 + 2NH4Cl → 2NH3 + CaCl2 + 2H2O (2.16)

Em todos os casos apresentados, quando a frente com pH baixo atinge a

superfície da armadura, a película passivadora é rompida, podendo assim

ocorrer o processo de corrosão. Esta corrosão ocorre de forma generalizada e

homogênea, como se a armadura estivesse exposta à atmosfera sem nenhuma

proteção. No entanto, no interior do concreto existe umidade, deixando assim a

armadura em contato com esta umidade muito mais tempo do que se estivesse

livremente exposta ao ar, visto que a absorção pelo concreto é muito rápida e

sua secagem muito lenta [9].

27

Assim, a corrosão da armadura será tanto mais intensa quanto menor o

valor de pH, isto é, teor elevado de H+ [20], como mostra a Figura 2.10.

Figura 2.10. O efeito do pH na velocidade de corrosão do ferro, em água

aerada e em temperatura ambiente [20].

2.3.2 Corrosão nas Armaduras

De certo modo, a corrosão dos metais pode ser vista como o inverso da

metalurgia extrativa. A maioria dos metais existe na natureza no estado

combinado, por exemplo, como óxidos, sulfuretos, carbonatos ou silicatos.

Nestes estados combinados, as energias dos metais são menores. No estado

metálico, as energias dos metais são maiores e, por isso, há uma tendência

espontânea dos metais para reagirem quimicamente e formarem compostos.

Por exemplo, os óxidos de ferro encontram-se vulgarmente na natureza e, com

o auxílio de energia térmica, podem ser reduzidos a ferro metálico, o qual está

numa energia superior. Há, por isso, a tendência para que o ferro metálico,

caso não tenha proteção, regresse espontaneamente a óxido de ferro por meio

da corrosão (formação de ferrugem) para que, deste modo, possa ficar num

estado de menor energia [23], conforme Figura 2.11.

28

Figura 2.11. Processo básico de corrosão.

A maioria dos ataques de corrosão de materiais diz respeito ao ataque

químico de metais que ocorre habitualmente por ação eletroquímica, uma vez

que os metais possuem elétrons livres que são capazes de criar pilhas

eletroquímicas nas interfaces, gerando uma diferença de potencial, como pode

ser visto na Figura 2.12.

Figura 2.12. Representação gráfica da pilha eletroquímica da corrosão da

armadura no concreto [14].

O problema da corrosão metálica é bastante significativo: estima-se que

cerca de 5% da receita de uma nação industrializada são gastos na prevenção

da corrosão e na manutenção ou substituição de produtos perdidos ou

contaminados como resultado de reações de corrosão [24]. De acordo com

GENTIL [20], os Estados Unidos gastaram, no período entre 1999-2001, cerca

29

de 276 bilhões de dólares (aproximadamente 3% do PIB) com problemas

ligados diretamente à corrosão. Os custos indiretos ultrapassaram 552 bilhões

no mesmo período.

As armaduras podem sofrer as seguintes formas de corrosão

eletroquímica:

• corrosão uniforme: corrosão em toda a extensão da armadura quando

esta fica exposta ao meio corrosivo;

• corrosão puntiforme ou por pite: os desgastes são localizados sob a

forma de pequenas cavidades, também chamadas alvéolos;

• corrosão intragranular: é processada entre os grãos dos cristais do

metal e quando os vergalhões sofrem, principalmente, tensões de

tração, podem fissurar ou fraturar perdendo sua estabilidade;

• corrosão transgranular: que se realiza intragrãos da rede cristalina,

podendo levar à fratura da estrutura, quando houver esforços

mecânicos;

• fragilização pelo hidrogênio: corrosão originada pela ação do

hidrogênio atômico na sua difusão pelos vergalhões da armadura,

propiciando a sua fragilização e, em conseqüência, a fratura, sendo,

no entanto, bastante rara.

São extremamente graves as quatro últimas formas de corrosão quando

existe ação conjunta de solicitação mecânica e meio corrosivo (o que é

bastante provável), pois ocasionam a corrosão sob tensão fraturante,

possivelmente a mais grave.

Na armadura do concreto é comum a utilização dos aços de baixo teor

de carbono, (menos de 0,4%) quando os vergalhões são usados em concreto

armado. Ao invés de se depositarem no próprio metal, os produtos da corrosão

são depositados nos poros capilares e fissuras existentes na circunvizinhança

da armadura.

30

A corrosão tem como conseqüência uma diminuição da seção de

armadura e fissuração do concreto em direção paralela a esta. Eventualmente,

podem surgir manchas avermelhadas produzidas pelos óxidos de ferro. As

fissuras ocorrem porque os produtos da corrosão ocupam espaço maior que o

aço original [25].

A microrregião (onde se encontra o componente estrutural) e a própria

natureza do componente (laje, viga ou pilares e paredes) devem ser levados

em conta. Lajes em ambientes úmidos podem sofrer muito mais o fenômeno de

condensação do que elementos verticais. Da mesma forma, pilares semi-

enterrados poderão corroer-se mais rapidamente que pilares em ambientes

interiores e secos [15].

a) Processos de Corrosão Basicamente, são dois os processos principais de corrosão que podem

sofrer as armaduras de aço para concreto armado: a oxidação e a corrosão

eletroquímica.

Por oxidação, entende-se o ataque provocado por uma reação gás-metal,

com formação de uma película de óxido, sendo também conhecida como

corrosão química. Este tipo de corrosão é extremamente lento à temperatura

ambiente e não provoca deterioração substancial nas superfícies metálicas,

salvo se existirem gases extremamente agressivos na atmosfera (WEXLER &

WOLINEC apud HELENE [15]).

Pelo fato da oxidação não ser o fenômeno principal na corrosão de

estruturas convencionais, não será abordada com profundidade.

O processo da corrosão da armadura é uma manifestação específica da

corrosão eletroquímica em meio aquoso, se bem que o eletrólito confinado a

uma rede de poros existentes no concreto possui resistividade elétrica bem

mais elevada do que a verificada nos eletrólitos típicos ou comuns. Daí o

processo da corrosão do aço, no concreto, só se desenvolver em presença de

água ou ambiente com umidade relativa elevada (UR > 60%). Não há corrosão

em concretos secos (ausência de eletrólito) e tampouco em concreto

totalmente saturado, devido não haver suficiente acesso de oxigênio [26].

31

A corrosão das armaduras ocorre preponderantemente em meio aquoso.

Há a formação de uma película de eletrólito sobre a superfície da barra de aço,

que é originada pela presença de umidade no concreto, salvo situações

especiais e muito raras, tais como dentro de estufas ou sob a ação de elevadas

temperaturas (> 80°C) e em ambientes de baixa umidade relativa (UR < 60%)

[15]. É um tipo de ataque que as armaduras podem sofrer ainda no canteiro de

obra, no armazenamento, e sobre a qual o engenheiro deve se preocupar.

A corrosão conduz à formação de óxidos e hidróxidos de ferro, produtos

de corrosão avermelhados, pulverulentos e porosos, denominados ferrugem e,

segundo HELENE [15], só ocorrem nas seguintes condições:

• Deve existir um eletrólito: A água, presente no concreto em grandes

quantidades, funciona perfeitamente como um eletrólito. Além desta,

certos produtos de hidratação do cimento como, por exemplo, a

portlandita (ou hidróxido de cálcio, Ca(OH)2), também formam nos poros

e capilares uma solução saturada que constitui um bom eletrólito. O

eletrólito é o meio que permite a dissolução e movimentação dos íons ao

longo das regiões anódicas e catódicas na interface entre a superfície do

aço e a matriz porosa de concreto, papel que é desempenhado no

concreto pela solução salina contida nos seus poros. Para se ter uma

idéia da quantidade de água presente no concreto, estima-se que a uma

temperatura de 25°C e uma umidade relativa de 65%, o teor de umidade

de equilíbrio seja de cerca de 4%, ou seja, 95 litros de água por metro

cúbico de concreto.

• Deve existir uma diferença de potencial: Em solução, parte dos

átomos do ferro tendem a transformarem-se em cátions ferro (Fe2+), com

carga positiva, deixando a armadura com carga negativa e criando o que

se conhece como potencial de equilíbrio ou reversível. Este fato, por si

só, não gera força eletromotriz, mas em presença de reagentes capazes

de sofrer redução, ou seja, capazes de combinar com o elétron liberado

na reação de formação do íon ferroso, pode formar-se uma pilha ou

célula de corrosão eletroquímica. Podem ser causas de diferenças de

32

potencial entre pontos da barra: diferença de umidade, aeração,

concentração salina, tensão no concreto e no aço.

• Deve existir oxigênio: É necessário que haja a presença do oxigênio

para a formação da ferrugem (óxido/hidróxido de ferro), além do eletrólito,

representado pela umidade e o hidróxido de cálcio. A velocidade de

corrosão, no início, é rápida, tendendo a diminuir com a formação da

camada de óxido, pois essa irá funcionar como uma barreira de difusão

do oxigênio, como pode ser observado na Figura 2.13.

Figura 2.13. Velocidade de corrosão em relação à concentração de oxigênio

dissolvido [20].

• Podem existir agentes agressivos: A corrosão pode ser acelerada por

agentes agressivos contidos ou absorvidos pelo concreto. Entre eles

pode-se citar os íons sulfeto, cloreto, dióxido de carbono (CO2), os

nitritos, o gás sulfídrico (H2S), o cátion amônio, os óxidos de enxofre,

fuligem, etc. Os agentes agressivos não permitem a formação ou

quebram a película já existente de passivação do aço, acelerando a

corrosão e atuando como catalisadores.

33

Assim, a corrosão da armadura pode ser resumida da seguinte forma:

Nas zonas anódicas, o ferro perde elétrons, ocasionando a dissolução do

metal (oxidação).

2Fe → 2Fe 2+ + 4e - (2.17)

Nas zonas catódicas, em meios neutros e aerados, ocorre a redução:

2H2O + O2 + 4e - → 4OH - (2.18)

Acarretando, assim, as seguintes reações de corrosão, com formação de

ferrugem:

2Fe + 2H2O + O2 → 2Fe 2+ + 4OH - (2.19)

2Fe2+ + 4OH - → 2Fe(OH)2 ou 2FeO. H2O (2.20)

2Fe(OH)2 + H2O + 1/2O2 → 2Fe(OH)3 ou Fe2O3.H2O (2.21)

Sendo o Fe(OH)2 (hidróxido ferroso) fracamente solúvel e; o FeO.H2O

(óxido ferroso hidratado), o Fe(OH)3 (hidróxido férrico) e o Fe2O3.H2O (óxido

férrico hidratado, goetita), compostos expansíveis.

Nas regiões em que o recobrimento do concreto não é adequado, a

corrosão torna-se progressiva com a conseqüente formação de óxi-hidróxidos

de ferro, que passam a ocupar volumes de 3 a 10 vezes superiores ao volume

original do aço da armadura, podendo causar pressões de expansão

superiores a 15 MPa. Essas tensões provocam, inicialmente, a fissuração do

concreto na direção paralela à armadura corroída, o que favorece a

carbonatação e a penetração do CO2 e agentes agressivos, podendo causar o

lascamento do concreto [15], de acordo com a Figura 2.14.

34

Figura 2.14. Deterioração da corrosão das armaduras. (A) Penetração de

agentes agressivos; (B) fissuração devido às forças de expansão

dos produtos de corrosão; (C) lascamento do concreto e corrosão

acentuada e; (D) Redução significativa da seção da armadura

(SHAFFER, apud HELENE [15]).

b) Passivação da Armadura no Concreto A passivação refere-se à perda de reatividade química de certos metais e

ligas sob condições particulares. De acordo com FONTANA apud FREIRE [9]

duas considerações importantes podem ser destacadas a respeito da

passivação:

• No estado passivo a velocidade de corrosão do metal é muito lenta.

Freqüentemente a redução na velocidade de corrosão que acompanha a

transição de estado ativo para passivo está na ordem de 104 a 106 vezes;

• O estado passivo freqüentemente é relativamente instável e sujeito a

danos no filme como trincas e riscos. Portanto, do ponto de vista da

engenharia, a passivação oferece uma possibilidade única para redução

da corrosão, mas também deve ser usada com precaução devido à

possibilidade de uma transição do estado passivo-ativo. O filme

superficial formado de acordo com o fenômeno da passivação tem

(A) (B)

(C) (D)

35

espessura estimada de 30 Ǻ, é consideravelmente hidratado e delicado,

estando sujeito a variações quando removido da superfície do metal ou

do meio corrosivo exposto.

Em ambiente altamente alcalino, como a do concreto, é formada uma

capa ou película protetora de caráter passivo. A alcalinidade do concreto deriva

das reações de hidratação dos silicatos de cálcio (C3S e C2S), que liberam

certa porcentagem de Ca(OH)2, podendo atingir cerca de 25% da massa total

de compostos hidratados presentes na pasta [15].

O hidróxido de cálcio, Ca(OH)2, presente na matriz de cimento, tem um

pH da ordem de 12,6 (à temperatura ambiente) que proporciona uma

passivação do aço, de acordo com o diagrama de Pourbaix, na região de

equilíbrio do Fe2O3 ou Fe3O4, de acordo com a equação 2.22.

3Fe + 4H2O → Fe3O4 + 8H+ + 8e- (2.22)

Com relação à corrosão das armaduras, a função do cobrimento de

concreto é, portanto, proteger essa capa ou película protetora contra danos

mecânicos [26] e, ao mesmo tempo, manter sua estabilidade, visto que o

hidróxido de cálcio presente no concreto reage com o gás carbônico da

atmosfera, reduzindo para 9 o pH da massa de concreto, tornando possível a

corrosão da armadura [25].

Assim sendo, a proteção do aço no concreto pode ser assegurada por:

• Elevação do seu potencial de corrosão em qualquer meio de pH > 2,

de modo a estar na região de passivação (inibidores anódicos). Esta

situação é meramente teórica, visto que, dificilmente o concreto será

submetido a pH tão baixo;

• Abaixamento de seu potencial de corrosão, com o fim de passar ao

domínio da imunidade (proteção catódica);

36

• Manter o meio com pH acima de 10,5 e abaixo de 13, que é o meio

natural proporcionado pelo concreto, desde que seja homogêneo e

compacto.

Efeitos como temperatura e pH tendem a aumentar a densidade de

corrente anódica crítica e usualmente apresentam um pequeno efeito no

potencial de passivação e na velocidade de dissolução passiva. Um efeito

similar é noticiado quando se adicionam cloretos no caso de ferro e ligas de

ferro. Como conseqüência destes fatores tem-se a despassivação do metal [9].

Estas alterações, principalmente do pH do interior de uma estrutura de

concreto armado, por causa de agentes agressivos, ocasiona instabilidade do

filme passivante, promovendo o fenômeno de despassivação. Assim, os

principais agentes despassivantes da armadura do concreto armado são o

dióxido de carbono (CO2), os íons sulfatos e cloretos, além da reação álcali-

agregado [9].

Alguns estudos têm tratado da despassivação de cloretos pelo uso de

inibidores inorgânicos ou orgânicos, que protege a superfície do aço [27].

c) Iniciação da Corrosão Para que a corrosão da armadura do concreto se inicie é necessário que

agentes agressivos capazes de destruir a camada passivadora do aço

atravessem o cobrimento de concreto e alcancem a armadura em

concentrações suficientes para provocar a sua despassivação.

A perda da passividade natural da armadura do concreto pode ser

ocasionada pela presença de íons cloreto em quantidades suficientes para

destruir de forma localizada a camada passivadora ou pela redução do pH do

concreto devido ao efeito da carbonatação. Segundo estudos de GONZALEZ et

al. [28], no caso da ação de cloretos, a dissolução da camada de óxidos é

pontual e ocorre quando há algum oxigênio e existem fissuras ou algum tipo de

heterogeneidade geométrica na interface aço-concreto. O início do processo de

despassivação ocasionado pelos íons cloreto ocorre, em geral, por meio de

37

uma aeração diferencial nas fissuras que resulta em uma acidificação local

gradual até que a camada passivadora seja destruída.

A despassivação da armadura também pode ser provocada pela

carbonatação do concreto. Neste caso, a despassivação ocorre de forma

generalizada em função da redução da alcalinidade do concreto nas regiões

próximas à armadura. A redução da alcalinidade ocorre devido à penetração de

substâncias ácidas, como o dióxido de carbono (CO2), o gás sulfídrico (H2S) e

o dióxido de enxofre (SO2) no concreto e à sua reação com os hidróxidos

alcalinos presentes na solução dos poros [14]. Como resultado da

carbonatação, o pH do concreto decresce a cerca de 8,3.

O processo de iniciação da corrosão envolve, além da despassivação da

armadura, o mecanismo de transporte dos íons cloreto e do CO2 através da

rede de poros do concreto e as suas interações com as fases sólidas do

cimento [14]. Neste sentido, são importantes as características da estrutura dos

poros e a capacidade de fixação destas substâncias, aspectos abordados

anteriormente (seção 2.1.1).

Um outro fator importante de influência na iniciação da corrosão é a

fissuração do concreto. As fissuras no concreto constituem um caminho rápido

de penetração dos agentes agressivos até a armadura e facilitam o acesso do

oxigênio e da umidade, fatores necessários à iniciação da corrosão [14].

d) Propagação da Corrosão Após a despassivação da armadura, o desenvolvimento do processo de

corrosão depende de diversas condições termodinâmicas, que determinam a

intensidade e a velocidade da corrosão. Assim, o teor de umidade do concreto

é o principal parâmetro de controle deste processo [29].

O fator determinante do conteúdo de umidade do concreto é a

temperatura, pois, neste caso, controla a evaporação e a condensação da água

no interior do concreto que atua como um eletrólito durante o processo

eletroquímico [14]. Além disso, a temperatura também assume um importante

papel no desenvolvimento da corrosão das armaduras, pois pode estimular a

38

mobilidade iônica e favorecer o transporte dos íons através da microestrutura

do concreto.

As velocidades de corrosão máximas ocorrem em concretos com

elevados conteúdos de umidade (porém não-saturados), nos quais o oxigênio

pode chegar livremente até a armadura e a resistividade é suficientemente

baixa para permitir elevadas velocidades de reação (TUUTTI apud SANTOS

[14]).

2.3.3 Íons Cloreto

É comum, na maioria das vezes por desconhecimento técnico, a

incorporação de elementos agressivos durante o preparo do concreto. Dentre

os agentes agressivos, o cloreto (íon Cl-) é o mais comum, podendo ser

adicionado involuntariamente a partir de aditivos aceleradores de pega,

agregados e água contaminados ou tratamentos de limpeza.

Segundo HELENE [15], os ânions Cl- podem destruir a película

passivadora proporcionada pelo meio alcalino e acelerar permanentemente a

corrosão, sem consumir-se, conforme reações abaixo.

Fe3+ + 3Cl- → FeCl3 + H2O (2.23)

FeCl3 + 3OH- → 3Cl- + Fe(OH)3 (2.24)

Essas reações continuam sem consumir o ânion cloreto. Pequenas

quantidades de cloretos podem, portanto, ser responsáveis por grandes

corrosões.

O efeito do cloreto de sódio na corrosão deve-se ao fato deste sal ser um

eletrólito forte, ocasionando, portanto, aumento da condutividade, que é

fundamental no mecanismo eletroquímico de corrosão. No caso de ferro em

água saturada de ar, em temperatura ambiente, observa-se que a taxa de

corrosão inicialmente cresce com a concentração de cloreto de sódio atingindo

39

um valor máximo (3% de NaCl) e depois decresce até um teor de 26%,

conforme Figura 2.15.

Figura 2.15. Efeito da concentração de cloreto de sódio na taxa de corrosão

[20].

Não se pode deixar de considerar a possível ação do cloreto de

magnésio, MgCl2, existente na água do mar, na ação corrosiva da atmosfera

marinha. Sua presença na névoa salina, juntamente com o cloreto de sódio,

cria condições favoráveis à corrosão, porque, como é um sal deliqüescente,

absorve umidade atmosférica tornando a superfície metálica sempre

umedecida e conseqüentemente sujeita à corrosão, pois se tem a presença de

eletrólitos fortes (NaCl e MgCl2) e água [20].

A influência desses íons cloreto pode ser visualizada também pela

alteração no diagrama de Pourbaix para o sistema ferro-água com Cl- (Figura

2.16). Este diagrama evidencia o decréscimo da região de passividade

provocado pela ação dos cloretos em comparação ao diagrama do sistema

ferro-água. Além disso, este diagrama apresenta uma maior região de corrosão

composta por uma região de corrosão por pite.

40

Figura 2.16. Diagrama de Pourbaix simplificado para o sistema ferro-água com

Cl- (355 ppm) [14].

O cloreto se apresenta em três formas no concreto: quimicamente ligado

ao aluminato tricálcico (C3A), formando cloro-aluminato de cálcio ou sal de

Friedel (C3A.CaCl2.10H2O); adsorvido na superfície dos poros; e sob a forma

de íons livres. Por maior que seja a capacidade de um dado concreto de ligar-

se quimicamente ou adsorver fisicamente íons cloreto, haverá sempre um

estado de equilíbrio entre as três formas de ocorrência desses íons, de forma

que sempre existirá um certo teor de Cl- livre na fase líquida do concreto [22].

Esses cloretos livres são os que efetivamente causam preocupação. A Figura

2.17 ilustra as três possibilidades de ocorrência de Cl- na estrututa do concreto.

Figura 2.17. Formas de ocorrência de íons cloreto na estrutura do concreto

[22].

41

De acordo com o ACI (American Concrete Institute) apud FREIRE [9],

existem 3 teorias modernas que explicam os efeitos dos íons cloreto na

corrosão do aço: adsorção, filme óxido e complexo transitório.

• Teoria da adsorção: os íons são adsorvidos na superfície metálica

em competição com o oxigênio dissolvido ou com os íons hidroxila. O

cloreto promove a hidratação dos íons metálicos, facilitando a sua

dissolução;

• Teoria do filme óxido: os íons cloretos penetram no filme de óxido

passivante sobre o aço, através de poros ou defeitos, ou através de

dispersão coloidal, mais facilmente do que penetram outros íons, por

exemplo o sulfato (SO42-). Assim, os íons cloreto diminuem a tensão

superficial interfacial resultando na formação de rupturas e falhas,

debilitando o filme passivo;

• Teoria de Complexo Transitório: os íons Cl- competem com os íons

hidroxila (OH-) para a produção de íons ferrosos. Forma-se, então, um

complexo solúvel de cloreto de ferro. Este pode difundir-se a partir de

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 transportar 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 que ocupam um volume quatro vezes maior,

causando tensões internas e fissuras no concreto.

Há uma rápida aceleração do processo corrosivo quando a umidade

atinge um valor crítico, a partir do qual o material começa a corroer de forma

mais acentuada. Se além da umidade houver também substâncias poluentes, a

velocidade de corrosão é acelerada. A Figura 2.18 evidencia a influência da

42

deposição de partículas de cloreto de sódio nas superfícies de ferro em

diferentes valores de umidade relativa [20].

Figura 2.18. Curvas relacionando umidade relativa e cloreto de sódio [20]. (1)

UR 58%; (2) UR 70%; (3) UR 80%; (4) UR 89%; (5) UR 94%; (6)

UR 97%.

As curvas evidenciam que a corrosão, mesmo sem a presença de cloreto

de sódio, só se torna acentuada com a elevação do valor de umidade relativa.

Mesmo que o concreto não possua cloretos, eles podem atingir a

armadura de aço, oriundos do exterior, através da rede de poros, caso a

estrutura esteja em atmosfera marinha ou em outro ambiente que contenha

cloretos. A quantidade de cloretos é incrementada temporalmente chegando,

até mesmo, a atacar toda a superfície da armadura, podendo provocar

velocidades de corrosão intensas e perigosas.

43

2.4 Técnicas de Avaliação e Estudo da Corrosão em Concreto Armado

Diversas técnicas podem ser empregadas para a avaliação e estudo da

corrosão em concreto armado e entre as mais utilizadas encontram-se as

técnicas eletroquímicas.

Estas técnicas, além de analisarem a corrosão como um fenômeno

eletroquímico, e por isso, apresentarem maior confiabilidade, possuem a

vantagem de serem rápidas e não acarretarem sérios danos à estrutura no

momento da sua aplicação; além de poderem ser utilizadas tanto em

laboratório quanto em campo.

No presente trabalho utilizaram-se o ensaio de migração de cloretos e a

medida da profundidade de carbonatação, além de técnicas eletroquímicas,

como a medida do potencial de corrosão, espectroscopia de impedância e

resistividade elétrica do concreto.

2.4.1 Ensaio de Migração de Cloretos

Diversas pesquisas [18, 30, 31] vêm utilizando os ensaios de migração

para avaliar a resistência do concreto à penetração de íons cloreto.

Inicialmente, estes ensaios eram utilizados para avaliar a penetrabilibidade dos

íons cloreto por meio da avaliação da carga total passante, conforme a ASTM

C 1202/1992, e o coeficiente de difusão de cloretos no estado estacionário,

conforme a proposta de ANDRADE [18]. Mais recentemente, alguns autores

têm utilizado ensaios de migração para calcular o coeficiente de difusão

também no estado não-estacionário [30, 31]. Em função do objetivo proposto,

os ensaios podem apresentar variações no procedimento a ser adotado e nos

parâmetros a serem coletados, porém todos se baseiam na indução do

movimento dos íons sob a ação de um campo elétrico externo [14].

O ensaio de migração tem como princípio a aplicação de uma diferença

de potencial entre duas células: uma contendo uma solução de cloretos, célula

catódica, e outra sem cloretos, célula anódica, entre as quais é colocada a

amostra de concreto a ser analisada.

44

O potencial elétrico externo aplicado força a passagem dos íons cloreto

através da amostra de concreto da primeira para a segunda célula. A Figura

2.19 mostra uma representação esquemática deste ensaio, proposta por

LOPES apud SANTOS [14].

Figura 2.19. Representação esquemática do ensaio de migração de cloretos

(LOPES apud SANTOS [14]).

Neste método, o transporte dos íons cloreto através do corpo de prova é

induzido pela corrente elétrica gerada devido à diferença de potencial de 12

volts aplicada por uma fonte de corrente contínua por meio dos eletrodos

contidos em cada célula.

A célula positiva, célula anódica, é preenchida com água destilada para

evitar a corrosão induzida pela deposição do cloro. A solução utilizada na

célula negativa, célula catódica, é composta por cloreto de sódio (NaCl) a uma

concentração de 1 M.

2.4.2 Profundidade de Carbonatação

Uma determinação mais precisa da profundidade de carbonatação só é

possível através do estudo de secções microscópicas, com o auxílio de

prismas Nicol. A dupla refração sofrida pelo carbonato de cálcio que produz

uma cor clara pode contrastar com a pasta de cimento endurecida, que

aparece escura, como material opticamente isotrópico [15].

45

Essa técnica não é muito acessível e, por isso, tradicionalmente se

utilizam indicadores à base de fenolftaleína ou equivalentes, que indicam a

mudança de pH entre 8 e 11 e podem ser empregados com sucesso.

A fenolftaleína apresenta coloração róseo-avermelhada com valores de

pH iguais ou superiores a 9,5 e incolor abaixo desse valor. A timolftaleína

apresenta coloração azulada com valores de pH da ordem de 10,5 ou superior

e incolor abaixo desse valor [20].

Qualquer determinação dessa natureza deve ser cuidadosa e nunca

sobre corpos de prova serrados, molhados ou alterados por deficiência de

técnicas de amostragem. Deve-se, então, quebrar uma porção local e

imediatamente aplicar o indicador.

Em geral, aplica-se uma solução de 1g de fenolftaleína dissolvida em 50g

de álcool e 50g de água [20].

2.4.3 Resistividade do Concreto

A resistividade elétrica é uma importante propriedade do concreto e

caracteriza a sua capacidade de resistir à passagem da corrente elétrica. Esta

propriedade é fundamentalmente relacionada à permeabilidade de fluidos e à

difusividade de íons através dos poros do material e, no caso do concreto, está

intimamente relacionada à velocidade do processo de corrosão das armaduras

[14].

O princípio de medida da resistividade baseia-se na aplicação de uma

diferença de potencial entre eletrodos posicionados em duas faces opostas e

planas do material ou entre dois eletrodos colocados no interior do concreto e a

posterior medida da corrente resultante. A relação entre a tensão aplicada e a

corrente medida é a resistência elétrica (R) do material. A resistividade elétrica

(ρ) é obtida multiplicando-se a resistência (R) por um fator de conversão

chamado de constante de célula que depende das dimensões do corpo de

prova utilizado.

O concreto úmido comporta-se como um semicondutor com resistividade

da ordem de 102 Ω.m, enquanto que seco em estufa pode ser considerado

46

isolante elétrico, com resistividade da ordem de 109 Ω.m (NEVILLE apud

HELENE [15]).

Pode-se concluir que a corrente elétrica no concreto movimenta-se

através de um processo eletrolítico, ou seja, quanto maior a atividade iônica do

eletrólito, menor a resistividade do concreto. Portanto, um aumento da relação

água/cimento, da umidade relativa ambiente e da eventual presença de íons

tais como Cl-, SO42-, H+, etc., corresponde a uma diminuição da resistividade do

concreto.

Segundo HELENE [15], a resistividade de um líquido é inversamente

proporcional ao teor de sais dissolvidos, enquanto que a de materiais porosos é

inversamente proporcional à umidade salina absorvida. Assim, teores de

apenas 0,6% de cloretos são suficientes para reduzir a resistividade da

argamassa em cerca de 15 vezes.

Outro possível caminho para passagem da corrente elétrica é por meio

dos próprios compostos e produtos hidratados do cimento (C-S-H, água

adsorvida ao C-S-H, e partículas não-hidratadas de cimento). Em uma matriz

de cimento na qual os poros não são conectados, é possível que a

transferência de elétrons através do gel C-S-H promova o aumento da

resistência elétrica e, conseqüentemente, o aumento da resistividade [14].

Em um mesmo grau de saturação, quanto maior for a fração volumétrica

dos poros do concreto, menor será a sua resistividade. Além disso, quanto

maior for o grau de saturação do concreto, menor é a sua resistividade [14].

A presença de sais como cloretos, sulfatos e nitratos possibilita a

corrosão das armaduras, pois, como são eletrólitos fortes, permitem que o meio

apresente baixa resistividade, possibilitando o fluxo de elétrons, ocasionando a

corrosão das armaduras. Os valores de resistividade elétrica indicativos da

probabilidade de corrosão no concreto não estão totalmente consagrados e

apresentam valores diferentes, de acordo com a pesquisa utilizada. Valores

comumente utilizados como referência (Tabela 2.3) são encontrados na norma

CEB-192 ou no boletim europeu CE - COST 509 (“Corrosion and protection of

metals in contact with concrete”), apresentado em pesquisa de POLDER [32].

47

Tabela 2.3. Valores de resistividade elétrica indicativos da probabilidade de

corrosão do concreto, segundo a CEB-192 e o boletim europeu

COST 509 apud POLDER [32].

Resistividade (kΩ.cm)

CEB-192 COST 509 Risco de Corrosão

> 20 > 100 Desprezível

10 a 20 50 a 100 Baixo

--- 10 a 50 Moderado

5 a 10 < 10 Alto

< 5 --- Muito Alto

ANDRADE apud SANTOS [14] sugeriu valores mínimos de resistividade

em função da agressividade do ambiente. Neste trabalho, foram apresentadas

duas classes ambientais referentes à carbonatação e três faixas de

classificação associadas aos ambientes com cloretos, conforme mostrado na

Tabela 2.4. Os resultados referem-se à resistividade medida aos 28 dias.

Tabela 2.4. Valores de resistividade elétrica mínimos requeridos em função do

tipo de ataque e da classe de exposição das estruturas

(ANDRADE apud SANTOS [14]).

Tipo de Ataque Carbonatação Ação de Cloretos

Classes

Estrutura

interna ou

protegida da

chuva

Estrutura

externa

não-

saturada

Estrutura

exposta à

atmosfera

Estrutura

Submersa

Estrutura

na região

de maré

Resistividade mínima

requerida (KΩ.cm)

1 5 10 15 20

48

É importante ressaltar que a resistividade do concreto varia conforme a

natureza da corrente que o atravessa. Corrente alternada fornece resultados de

resistividade ligeiramente menores do que correntes contínuas, devido ao

fenômeno de polarização provocado por esta última [15].

Dentre os fatores que influenciam a resistividade do concreto, SANTOS

[14] cita: as características do concreto (relação a/c, tipo e quantidade de

agregados, consumo de cimento, presença de adições e aditivos químicos,

além do grau de hidratação); as características ambientais (temperatura e

umidade relativa) e a ação de agentes agressivos (penetração de cloretos e

carbonatação).

Dentre os métodos de medida da resistividade elétrica do concreto,

podem-se citar o método do disco (um eletrodo externo, com presença da

armadura), o método dos dois eletrodos, o método dos quatro eletrodos

(método de Wenner) e a NBR 9204/2005 (“Determinação da Resistividade

Elétrica Volumétrica do Concreto”). Um grande fator condicionante para a

utilização da NBR 9204 se dá pela dificuldade na montagem da célula de

ensaio com a utilização de mercúrio como eletrodo.

2.4.4 Técnica do Potencial de Corrosão

O monitoramento do potencial de corrosão permite que sejam registradas

mudanças no processo eletroquímico de corrosão, o que pode ser bastante

interessante para o monitoramento de estruturas.

A grande deficiência dessa técnica é que seus valores indicam o balanço

entre a reação anódica e a catódica, sem oferecer informações quantitativas,

isto é, não é possível obter-se resultados referentes à velocidade de corrosão

da armadura. Assim, o potencial de corrosão das armaduras embebidas no

concreto é uma grandeza que indica uma situação de corrosão ou estado

passivo destas, de forma aproximada.

Os diagramas de Pourbaix relacionam pH e potencial e apresentam uma

possibilidade para se prever as condições sob as quais podem-se ter corrosão,

imunidade ou possibilidade de passivação. Estas representações são válidas

49

para uma temperatura de 25°C e sob uma pressão de 1 atm, levando-se em

consideração o eletrodo normal de hidrogênio (ENH).

As reações que dependem do pH e do potencial são representadas por

um conjunto de linhas inclinadas. As equações dessas retas decorrem da

aplicação de equação de Nernst às reações em questão. A Figura 2.20

representa o diagrama de Pourbaix para o sistema Fe-H2O.

Figura 2.20. Diagrama de equilíbrio termodinâmico (diagrama de Pourbaix),

Potencial versus pH para o sistema ferro-H2O a 25°C.

No diagrama, as duas linhas pontilhadas paralelas “a” e “b” representam

a condições de equilíbrio das reações eletroquímicas. Abaixo da linha “a”,

correspondendo a pH2 = 1 atm, a água tende a se decompor por redução,

gerando H2. Acima da linha “b” correspondendo à pO2 = 1 atm, a água tende a

se decompor por oxidação, gerando O2. A região entre as linhas é o domínio de

estabilidade termodinâmica da água [20].

50

Para uma melhor visualização das condições de corrosão, imunidade e

passivação, SANTOS 14] apresenta um diagrama simplificado (Figura 2.21).

Figura 2.21. Diagrama de Pourbaix simplificado para o sistema ferro-H2O a

temperatura de 25°C [14].

Para que seja possível a medida do potencial de corrosão, é necessária a

criação de uma pilha eletroquímica, que consiste, basicamente, em:

• Anodo: eletrodo em que há oxidação (corrosão) e onde a corrente

elétrica, na forma de íons metálicos positivos, entra no eletrólito (no

concreto armado, a armadura);

• Eletrólito: Condutor (usualmente um líquido) contendo íons que

transportam a corrente elétrica do anodo para o catodo. Neste caso, a

umidade presente nos poros do concreto;

• Catodo: eletrodo onde a corrente elétrica sai do eletrólito ou o

eletrodo no qual as cargas negativas (elétrons) provocam reações de

redução. No caso será usado o eletrodo de calomelano saturado;

• Circuito Metálico: ligação metálica entre o anodo e o catodo por onde

escoam os elétrons, no sentido anodo-catodo.

51

A ASTM, em sua norma C-876/91, apresenta como critério de avaliação

da corrosão uma correlação entre intervalos de potenciais e a probabilidade de

ocorrência da mesma, tomando como eletrodo de referência o de cobre -

sulfato de cobre (Cu/CuSO4, Cu2+). Esta correlação, assim como as demais, é

apresentada na Tabela 2.5.

Tabela 2.5. Probabilidade de ocorrência de corrosão da armadura em função

do potencial, tendo como referência diversos tipos de eletrodo.

Probabilidade de ocorrer a corrosão Tipo de eletrodo

< 10% 10% - 90% > 90%

ENH * > 0,118 V 0,118 V a -0,032 V < -0,032 V

Cu/CuSO4,Cu2+

(ASTM C 876) > -0,200 V -0,200 V a -0,350 V < -0,350 V

Hg,Hg2Cl2/KCl (sol. saturada)**

> -0,124 V -0,124 V a -0,274 V < -0,274 V

Ag,AgCl/KCl (1M) > -0,104 V -0,104 V a -0,254 V < -0,254 V * Eletrodo Normal de Hidrogênio, padrão. ** Eletrodo de calomelano saturado, utilizado neste projeto.

Segundo a teoria de potenciais mistos, em decorrência dos fenômenos de

polarização, a célula de corrosão tende a atingir um estado eletroquímico

estacionário, no qual a velocidade das reações anódicas se iguala à velocidade

das reações catódicas, ou seja, as densidades de corrente de ambos os

processos são idênticas. Conforme o diagrama de Evans mostrado na Figura

2.22, o potencial característico deste estado corresponde ao chamado

potencial de corrosão ou misto (Ecorr). Observa-se ainda que a este potencial

está associada uma densidade de corrente, denominada corrente de corrosão

(Icorr) [9].

52

Figura 2.22. Diagrama de Evans característico [9].

Por outro lado, em determinadas situações, o potencial de corrosão

medido em uma célula eletrolítica pode não ser representado por um único

valor. É o caso da formação de macropilhas, onde pode haver um potencial de

corrosão anódico e outro catódico, devido à queda ôhmica (Icorr’R) associada a

uma possível resistência eletrolítica elevada. Nestes casos, a magnitude dos

valores de densidade de corrente de corrosão fica bem além daquela esperada

em função das condições termodinâmicas iniciais, geradoras do processo [9].

Outro fator que afeta as leituras de potencial é a presença de alta

resistividade na camada do concreto, que está diretamente ligada ao seu teor

de umidade. Assim, uma camada superficial seca, altamente resistiva, pode

afetar as medidas de potencial. Isto ocorre porque a corrente de corrosão

(iônica) tende a evitar o concreto resistivo, implicando no eletrodo de referência

não detectá-la. O efeito dessa situação é ter na superfície valores de potencial

mais positivos (ou menos negativos), acarretando na não identificação de áreas

que estejam efetivamente sendo corroídas [33].

53

A magnitude da distorção causada por camadas superficiais resistivas,

nas medidas de potencial, depende da espessura dessas camadas, porém ela

pode, teoricamente, variar de valores desprezíveis até uma diferença de 200 a

300 mV [33].

Outros fatores que afetam medidas de potenciais incluem posição de

eletrodo de referência, o tipo de cimento e a presença de trincas [9].

2.4.5 Espectroscopia de Impedância Eletroquímica (EIE)

A espectroscopia de impedância eletroquímica (EIE) é uma técnica

poderosa para a caracterização de uma grande variedade de sistemas

eletroquímicos e para a determinação da contribuição de processos individuais

de eletrodo ou eletrólito nestes sistemas. Pode ser usada para investigar a

dinâmica de cargas ligadas ou móveis nas regiões de volume ou de interface

de qualquer tipo de material líquido ou sólido (MACDONALD apud FREIRE [9]).

Segundo MONTENOR [33], a impedância de um circuito elétrico

representa o nível de dificuldade pelo qual um sinal elétrico (potencial ou

corrente) enviado a esse circuito encontra ao percorrê-lo. É uma combinação

de elementos passivos de um circuito elétrico: resistência, capacitância e

indutância.

Pode-se dizer que o princípio desta técnica consiste em aplicar um sinal

alternado de pequena amplitude (5 a 20 mV) a um eletrodo (armadura) inserido

num eletrólito (concreto). Compara-se, então, 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 nos domínios de tempo ou nos domínios de freqüência,

utilizando-se 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), do tipo senoidal, que deve ser imposta no

estado estacionário do sistema e a resposta do eletrodo é uma corrente (ΔI),

também senoidal, porém com uma diferença de fase Φ em relação ao sinal

aplicado [9]. Portanto, a impedância, que se representa por Z, mede a relação

entre ΔE e ΔI.

54

A espectroscopia de impedância eletroquímica (EIE) é uma técnica que

trabalha no domínio de freqüência. O conceito básico envolvido em EIE é que

uma interface pode ser vista como uma combinação de elementos de circuito

elétricos passivos, isto é, resistência, capacitância e indutância. Quando uma

corrente alternada é aplicada a estes elementos, a corrente resultante é obtida

usando a lei de Ohm. Para o sistema de aço/concreto é possível obter

informação sobre vários parâmetros, como a presença de filmes de superfície,

características do concreto, corrosão interfacial e fenômenos de transferência

de massa. Porém, a interpretação dos resultados pode ser uma tarefa difícil e a

necessidade de um circuito equivalente, que pode mudar conforme as

condições do aço, torna a técnica mais satisfatória para estudos de laboratório

[33]. As principais vantagens desta técnica são [9]:

• Fornece informações sobre a cinética do processo, pela velocidade

de corrosão;

• Técnica precisa e reprodutiva, apropriada para ambientes de alta

resistividade como é o caso do concreto;

• Fornece dados a respeito do mecanismo de controle eletroquímico,

indicando se o processo corrosivo se dá por ativação, concentração ou

difusão;

• Caracteriza o estado da armadura e a morfologia da corrosão;

• Técnica não-destrutiva e não-perturbativa, uma vez que sinais

aplicados são de pequena amplitude, de forma que o potencial de

corrosão não é alterado e;

• Permite o acompanhamento da evolução do estado passivo ou ativo

ao longo do tempo.

a) Interpretação dos Resultados A interpretação das medidas de EIE geralmente é feita pela correlação

dos dados de impedância com um circuito elétrico equivalente que representa

os processos físicos que estão ocorrendo no sistema em investigação ou por

meio de gráficos. O gráfico Z = Z’ + jZ’’, parte real e parte imaginária,

55

respectivamente, medido a diferentes freqüências é chamado de “Nyquist”,

diagrama de impedância ou espectro de impedância. A outra representação é

chamada de “Bode”, que apresenta o logaritmo do módulo da impedância

(log|Z|) e o deslocamento de fase como função do logaritmo da freqüência.

O diagrama de Nyquist, também conhecida como representação de

Argand ou Colo-Cole consiste de uma série de pontos, cada um representando

a grandeza e a direção do vetor de impedância para uma freqüência em

particular [34]. O diagrama é um plano complexo (real imaginário) de

coordenadas cartesianas, onde se tem na abscissa a parte real (termos

resistivos) e na ordenada a parte imaginária (termos capacitivos ou indutivos).

Os dados de impedância representados no plano cartesiano sob uma larga

variação de freqüência (100 KHz a 10 mHz; em geral 10 KHz a 10-4 Hz), gera

configurações típicas, de acordo com o mecanismo eletroquímico

predominante. A Figura 2.23, mostra um diagrama de Nyquist típico,

acompanhado se seu circuito equivalente.

Figura 2.23. Diagrama de Nyquist, com seu circuito equivalente, mostrando o

efeito da impedância difisional (SILVERMAN apud FREIRE [9]).

Uma vez construído o diagrama de Nyquist, faz-se a extrapolação da

parte direita do semicírculo até encontrar o eixo horizontal. O diâmetro do

semicírculo é a resistência à transferência de carga Rt, equivalente à

resistência de polarização (Rp) [9]. Assim, quanto maior o diâmetro deste semi-

56

círculo, maior a resistência, Rp, e, conseqüentemente, menor a taxa de

corrosão [35].

Uma das dificuldades da impedância nitidamente evidenciada no

diagrama de Nyquist, diz respeito à caracterização de uma armadura

essencialmente passiva. Neste estado, a transferência de carga ao longo da

armadura, que denota um processo de corrosão, é muito pequena. Sendo

assim, os semicírculos ou arcos capacitivos de transferência de carga na dupla

camada elétrica são pobremente desenvolvidos, prejudicando a interpretação

de dados [9].

O diagrama de Bode consiste de um plano de eixos ortogonais, nos quais

se tem no eixo das ordenada, duas grandezas: o logaritmo da impedância

(log|Z|) em ohms (Ω) e o ângulo de fase (Φ) em graus; e no eixo das abscissas,

tem-se o logaritmo da freqüência angular (logω), com ω em radianos por

segundo (rad/s). Pode-se também representar as abscissas pelo logaritmo da

freqüência (log f), com f em Hertz. Com a configuração logω versus |Z| pode-se

determinar Rω e Rt, de acordo com a Figura 2.24; e por meio de logω versus

ângulo da fase, é possível a determinação da capacitância da dupla camada

elétrica Cdl, sabendo-se que:

Rp = 2.|Z|.tgφmax (2.25)

2/1)/1.(.1

Ω+=

RRRC PPdlmáxφω (2.26)

onde: φmax é o ângulo de fase máximo da impedância do sistema, ωφmax é

a freqüência angular correspondente ao φmax e |Z| é o módulo de impedância

correspondente ao φmax.

No diagrama de Bode distingue-se claramente a região de alta freqüência

(Figura 2.24a, região A), caracterizada pela presença de películas de

passivação e outros tipos de revestimento sobre a armadura, a região de

freqüência média (Figura 2.24a, região B), que reflete a mudança de

condutividade elétrica do revestimento durante exposição em meio corrosivo e,

57

finalmente, a região de baixa freqüência (Figura 2.24a, região C), onde a

reação de corrosão na interface metal/revestimento pode ser estudada [9].

Figura 2.24. Diagrama de Bode representando a impedância (módulo e ângulo

de fase) de um sistema eletroquímico de corrosão em função da

freqüência angular [34].

b) Circuitos Equivalentes Um dos maiores problemas em se utilizar circuitos equivalentes é decidir

qual circuito equivalente específico, entre tantas possibilidades, deverá ser

utilizado.

Um processo corrosivo envolve simultaneamente diversos processos

físicos e, portanto, o seu circuito equivalente será composto por diferentes

elementos de circuito. Contudo, de um processo para outro, os elementos de

circuito podem variar também a forma com que os mesmos são

interconectados. Na Tabela 2.6 é mostrada a correlação entre processos

físicos e elementos de circuito elétrico usados na EIE.

Um dos percursores do uso da EIE para monitorar corrosão em concreto

armado foi JOHN et al. [36]. Estes autores propuseram o circuito descrito na

Figura 2.25 e aplicaram EIE em amostras concreto imersas em água do mar. A

resposta de impedância na baixa freqüência foi relacionada com o processo de

transferência de carga, considerando que a resposta em altas freqüências foi

designada à presença de um filme de superfície.

58

Tabela 2.6. Correlação entre os processos físicos e os elementos de circuito

elétrico [34].

Processo Físico Elemento de Circuito

Transferência de carga Resistores Re e Rp

Dupla camada elétrica Capacitor, Cdl

Camadas Superficiais Dielétricas (revestimentos orgânicos e óxidos)

Capacitor, C

Adsorção Pseudocapacitor, Cw e resistor, R

Transporte de massa Pseudocapacitor, Cw e pseudoresistor, Rw

Figura 2.25. Circuito equivalente para concreto proposto por JOHN et al [36].

Rc: resistência do concreto; Rf e Cf: resistência e capacitância do

filme; Zd: impedância difusional; Rct e Cdl: resistência de

transferência de carga e capacitância de dupla camada.

Outra alternativa para a interpretação do sistema de aço/concreto foi

proposta por MACDONALD et al. apud FREIRE [9]. Os autores descreveram a

resposta de sistema baseado em um modelo de linhas de transmissão como

mostrado na Figura 2.26, onde R: resistência barra/segmento; Ri: resistência

concreto/segmento; Zj: impedância interfacial segmento barra/concreto.

Figura 2.26. Modelo de linhas de transmissão descrito para concreto armado

proposto por MACDONALD et al. apud FREIRE [9].

59

Este modelo assume que as propriedades elétricas de aço e concreto são

puramente resistivas, com a resistividade do concreto sendo dependente na

posição devido à não homogeneidade de matriz. Por outro lado, o modelo

assume que a interface é reativa devido à existência de capacitor, pseudo-

capacitor e componentes difusionais. Os modelos mostram que a parte real e a

parte imaginária da resposta de impedância e o ângulo de fase a baixas

freqüências permitem detectar e localizar a corrosão.

DHOUIBI-HACHANI et al. [37] propuseram outra aproximação mostrada

na Figura 2.27, que inclui os itens seguintes: (i) produtos formados diretamente

na superfície do aço, (ii) produtos que são o resultado de reação entre produtos

de corrosão e a pasta de cimento e (iii) o tamanho da cobertura de concreto.

Figura 2.27. Circuito equivalente para o concreto proposto por DHOUIBI-

HACHANI et al. [37].

O modelo mostra um bom acordo entre os dados experimentais e os

diagramas de Nyquist calculados, onde Rc: resistência concreto; R1: resistência

dos produtos formados na armadura; C1 e R4: capacitância e resistência

dispersão (dependente da freqüência); R3: resistência da interface aço; C2 e R2:

capacitância e resistência dispersão devido à homogeneidade dos produtos na

superfície do metal.

60

Às vezes, apesar dos desenvolvimentos crescentes na interpretação dos

espectros de EIE, eles revelam a presença de características difíceis de

explicar. Estas incluem: presença de ramos de baixa freqüência, semicírculos

deslocados e efeitos de altas freqüências. O primeiro efeito conduziu à

introdução de um elemento de Warburg (W) em série com a resistência de

transferência de carga por causa das respostas dos processos faradaicos que

acontecem na interface. Estes efeitos explicam por que o estado estacionário

às vezes não pode ser alcançado com técnicas de DC convencionais, até

mesmo depois de muito tempo de espera. Eles também explicam as longas

constantes de tempo observadas nos espectros de impedância a baixas

freqüências e a necessidade para extrapolar os valores da resistência de

polarização [33].

A presença de semi-círculos deslocados sugere um comportamento não

ideal do capacitor, conduzindo à introdução do elemento de fase constante

(CPE) nos circuitos equivalentes. SAGUES et al. [38] introduziram este

elemento em sistemas que exibem processos de polarização simples. Eles

concluíram que alguma melhoria é obtida se o CPE é usado em vez de um

capacitor ideal. Em outro trabalho, FELIU et al. [39] propuseram um sistema

mais complexo e introduziram um CPE e parâmetros difusionais no circuito

equivalente, como mostrado na Figura 2.28. Isto conduziu a um aumento na

precisão da determinação da resistência de polarização quando isso era

possível.

Figura 2.28. Circuito equivalente com introdução de CPE. Re = resistência do

eletrólito; Rp = resistência de transferência de carga; CPE =

elemento constante de fases; ZD = difusão Warburg

61

O circuito equivalente proposto por Randles, na Figura 2.29a, tem uma

larga aplicação em muitos sistemas eletroquímicos. Nele, Re representa a

resistência da solução e do filme do produto de corrosão, que também é

conhecido, segundo SAGUES et al. [38], como a resistência ôhmica do

eletrólito entre o ponto sensitivo de voltagem do eletrodo de referência e a

interface eletrodo/eletrólito. Rt e Cdl representam a interface de corrosão: Cdl é

a capacitância da dupla camada elétrica resultante de íons e moléculas de

água adsorvidos, devido à diferença de potencial entre eletrodo em corrosão e

a solução (ou eletrólito) e Rt é a resistência à transferência de carga, que

determina a taxa da reação de corrosão e é uma medida da transferência de

cargas elétricas através da superfície do eletrodo. Em um sistema controlado

por ativação, Rt é a parcela medida pela técnica de resistência de polarização,

isto é, Rt equivale a Rp.

Figura 2.29. (A) Circuito equivalente simples do tipo Randles e; (B) Circuito

Randles modificado com duas constantes de tempo [40].

Em estudo recente, MARTÍNEZ & ANDRADE [40] adicionaram duas

constantes de tempo RC, utilizadas quando necessário, como pode ser

verificado na Figura 2.29b.

Para a interface aço/concreto, o circuito equivalente não é tão simples

como o circuito de Randles. O modelo proposto por CRENTSIL apud

MACHADO [35] relaciona um semicírculo em altas freqüências às propriedades

62

do concreto. O segundo semicírculo, em freqüências intermediárias, é atribuído

à formação de produtos de corrosão. Em baixas freqüências, a presença de um

semicírculo e uma reta com inclinação característica igual a 1 envolve a

sobreposição dos dois efeitos.

Ainda segundo MACHADO [35], o semicírculo reflete o efeito da cinética

de corrosão e a reta relaciona a difusão de oxigênio através da camada de

óxido, representada por um elemento de Warburg, W. A Figura 2.30 mostra a

representação esquemática desta interface aço/concreto, o circuito elétrico

equivalente e o correspondente diagrama de Nyquist.

Figura 2.30. Representação esquemática de (A) interface aço/concreto; (B)

circuito elétrico equivalente (m=matriz e f=filme) e; (C) diagrama

de Nyquist correspondente [35].

Assim, podem-se associar estas três regiões do diagrama às

propriedades relativas à argamassa (matriz, m), ao filme interfacial (camada de

Ca(OH)2) e a uma região de interface, com transferência de cargas e

capacitância da dupla camada (interface solução intersticial / aço).

63

De forma simplificada, pode-se identificar três faixas de freqüência, onde

diferentes processos apresentam uma resposta de impedância [35]:

• Altas freqüências (MHz – KHz): o eletrólito apresenta uma resposta.

As capacitâncias são da ordem pF/cm2. Mais de uma constante de tempo

pode aparecer devido ao grau de umidade do concreto e aos diferentes

constituintes das fases sólidas;

• Médias freqüências (KHz – Hz): os processos faradaicos apresentam

uma resposta. As capacitâncias típicas são da ordem de μF/cm2. Pode-

se encontrar mais de uma constante de tempo quando existe ataque

localizado. O concreto carbonatado produz um achatamento do

semicírculo nos diagramas de Nyquist;

• Baixas freqüências (Hz – μHz): as reações redox Fe2+ ↔ Fe3+ podem

ocorrer, dependendo do potencial. As capacitâncias medidas são da

ordem de mF/cm2. Fenômenos de difusão podem aparecer através da

camada passiva.

Com base nestas freqüências citadas acima, CHRISTENSEN et al.

[41, 44] propuseram uma correlação entre o fenômeno de corrosão e o circuito

equivalente e que é bastante aceita em diversas pesquisas. O circuito

equivalente proposto por estes autores é apresentado na Figura 2.31.

Figura 2.31. Circuito equivalente típico proposto por CHRISTENSEN et al. [41].

O diagrama equivalente acima está associado a uma resistência “offset

aparente” (R0) em série com a rede de concreto (R2Q2) e conectada, também

64

em série, ao eletrodo (ReQe). Estes elementos são mais bem visualizados pelo

diagrama de Nyquist apresentados na figura 2.32.

Figura 2.32. (A) Diagrama de Nyquist proposto por CHRISTENSEN et al. [41]

para o concreto armado e; (B) Ampliação da região de alta

freqüência do diagrama anterior.

As variáveis mostradas na figura 2.31 podem ser interpretadas como:

• Resistência do Eletrodo (Re): A resistência do eletrodo (no caso, a

armadura) é representada pelo raio do semi-círculo que se apresenta nas

regiões de baixa freqüência. A princípio, quanto menor este raio, maior a

corrosão.

65

• Resistência da matriz de cimento (Rb): Este valor é facilmente

detectado dos espectros de impedância, correspondendo à intersecção

entre os arcos referentes ao eletrodo e ao corpo de cimento propriamente

dito.

• Resistência Offset (R0): É uma resistência “de partida”, sem muito

interesse para o processo e sem significado físico aparente. Em termos

práticos, pode ser desprezado, considerando-se Rb = R0 + R2.

• Ângulo de Depressão (θ): Muitas vezes expresso pelo fator de

depressão do arco, n (n = 1 - (2θ/ π) ), está relacionado às imperfeições

do corpo de prova, predominantemente, com a distribuição de tamanho

de poros. Quanto mais próximo de zero (n próximo de 1), se comporta

como um capacitor perfeito no sistema.

Como se pode observar, existe uma infinidade de circuitos equivalentes

propostos e que se adequam às diferentes formas de avaliar os diferentes

materiais utilizados na produção do concreto e é uma árdua tarefa determinar

um circuito equivalente que atenda completamente a todos os fenômenos

observados no processo corrosivo.

2.5 Reação Álcalis-agregado (RAA)

A degradação do concreto por ações químicas é um fenômeno

extremamente complexo, envolvendo muitos parâmetros, nem sempre fáceis

de serem isolados e que atuam em diferentes graus.

As reações álcalis-agregado (RAA) são reações químicas que se

desenvolvem entre constituintes reativos dos agregados e íons alcalinos e

hidroxilos presentes na solução intersticial da pasta de cimento, podendo ter

um efeito altamente prejudicial para o concreto [1, 42]. Estas reações são de

caráter fortemente expansivo, levando ao desenvolvimento de tensões internas

no concreto e conseqüente fissuração, freqüentemente acompanhadas do

aparecimento de eflorescências e exsudações à superfície do concreto.

66

Apesar de dificilmente ser referida como causa primária do colapso, a

fissuração gerada pela RAA pode favorecer outros processos de deterioração

no concreto armado como a carbonatação e a corrosão das armaduras [42].

Existem três tipos distintos de RAA: reações álcalis-sílica (RAS), reações

álcalis-silicato e reações álcalis-carbonato.

A reação álcalis-sílica é o tipo de reação álcalis-agregado mais comum e

que tem recebido maior atenção. A RAS corresponde essencialmente a uma

reação química entre certas formas de sílica reativa, possuindo estrutura mais

ou menos desordenada e, por isso, instável num meio de elevado pH, e os íons

alcalinos (Na+ e K+) e hidroxilos (OH-) presentes na solução intersticial da pasta

de cimento, produzindo um gel de silicato alcalino [42].

A velocidade de reação dependerá da concentração dos hidróxidos

alcalinos na solução intersticial. Os íons cálcio (Ca2+), cuja fonte principal é a

portlandita (hidróxido de cálcio) formada pelas reações de hidratação do

cimento penetram rapidamente no gel, dando origem a geles de silicatos de

cálcio, sódio e potássio. Estes geles são capazes de absorver moléculas de

água e expandir, gerando forças expansivas [42, 43].

As reações álcalis-silicato é um fenômeno mais complexo e tem sido

pouco explorado. Supõe-se que o mecanismo de expansão seja semelhante à

RAS, sendo, no entanto, mais lenta [42]. Freqüentemente estes dois tipos de

reações são englobados num mesmo termo genérico de reações álcalis-sílica

(RAS).

A reação álcalis-carbonato é explicada por uma desdolomitização, ou

seja, uma decomposição do carbonato duplo de cálcio e magnésio (dolomita)

por ação da solução intersticial alcalina, a qual origina um enfraquecimento da

ligação pasta de cimento-inerte. Não há a formação de geles expansivos e a

expansão é atribuída à absorção de íons hidróxilos pelos minerais de argila

[42].

Assim, os fatores condicionantes da reação álcalis-agregado associados

à velocidade da reação são [45, 46]:

• Temperatura, sendo maior a expansão quanto maior a temperatura;

67

• Umidade Elevada;

• Alcalinidade suficientemente elevada da solução intersticial;

• Existência de inertes reativos com concentrações dentro de uma

faixa crítica e;

• Granulometria, sendo maior a força de expansão à medida que

diminui a superfície específica do material.

A RAA só será perigosa quando coexistirem estas condições [1, 42, 43].

Assim sendo, devido à elevada concentração de íons Na+ e OH- no resíduo de

bauxita, provenientes do uso da soda caustica no processo Bayer, as reações

álcalis-agregado são foco de preocupação quanto à utilização deste material de

elevado pH como aditivo ao cimento Portland em concretos e argamassas.

Segundo diversos autores, uma concentração de Na2O superior a 0,6% [1] ou

entre 3 e 5 Kg/m3 [47] é suficiente para uma RAA acentuada.

Os álcalis presentes no cimento Portland são expressos na forma de

óxido de potássio (K2O) e óxido de sódio (Na2O). A quantidade de álcalis

disponíveis no cimento Portland é expressa em equivalente alcalino em Na2O

(%Na2O + 0,658.%K2O) por apresentar melhor correlação com a expansão

devida à reação álcali-agregado [1, 46].

Para ocorrer a RAA, o agregado deve conter formas de sílica capazes de

reagir quimicamente com os íons hidroxila e os álcalis presentes na solução

dos poros, tais como: vidro vulcânico, sílica amorfa, sílica microscritalina,

tridimita, cristobalita, calcedônia, opala, quartzo e feldspato deformados [46].

2.6 Utilização de Resíduos Industriais em Matriz de Cimento Portland

Matrizes alcalinas como as de cimento Portland são comumente usadas

no acondicionamento de resíduos por serem relativamente baratas, serem

bastante conhecidas e de tecnologia facilmente acessível. Além disso, sua

elevada alcalinidade reduz a solubilidade de muitos resíduos inorgânicos

tóxicos e perigosos, inibe os processos microbiológicos e, por necessitarem de

68

água para a hidratação, podem incorporar resíduos líquidos e pastosos [8],

como o resíduo gerado no processo de produção de aluminio.

2.6.1 Normatização Vigente - Classificação de Resíduos Sólidos

No Brasil, as normas que classificam, normatizam a amostragem, os

ensaios de lixiviação e a obtenção de seus substratos são as normas NBR

10004 (“Resíduos Sólidos – Classificação”), NBR 10005 (“Procedimento para

obtenção de extrato lixiviado de resíduos sólidos”), NBR 10006 (“Procedimento

para obtenção de extrato solubilizado de resíduos sólidos”) e NBR 10007

(“Amostragem de resíduos sólidos”).

A NBR 10004 classifica os resíduos sólidos quanto aos seus riscos

potenciais ao meio ambiente e à saúde pública, para que possam ser

gerenciados adequadamente. A periculosidade do resíduo é analisada em

função de suas propriedades físicas, químicas ou infecto-contagiosas. A

classificação dos resíduos envolve a identificação do processo ou atividade que

lhes deu origem e de seus constituintes e características e a comparação

destes constituintes com listagens de resíduos e substâncias cujo impacto à

saúde e ao meio ambiente é conhecido. De acordo com a NBR 10004/2004, os

resíduos sólidos podem ser classificados como:

• Classe I – perigosos: são aqueles que, em função de suas

características de inflamabilidade, corrosividade, reatividade, toxidade

ou patogenicidade, apresentam riscos à saúde ou ao meio ambiente;

• Classe II – Não perigosos

II A – não inertes: são aqueles que podem apresentar características de

combustibilidade, biodegradabilidade ou solubilidade, sem se enquadrarem

na classe I;

II B – inertes: são aqueles que, por suas características intrínsecas, não

oferecem riscos à saúde e que não apresentam constituintes solúveis em

água em concentrações superiores aos padrões de potabilidade.

69

A NBR 10005 fixa os requisitos exigíveis e o método para a obtenção de

extrato lixiviado de resíduos sólidos, visando diferenciar os resíduos

classificados pela NBR 10004 como classe I - perigosos e classe II – não

perigosos. Lixiviação é o processo para a determinação da capacidade de

transferência de substâncias orgânicas e inorgânicas presentes no resíduo

sólido, por meio de dissolução no meio extrator.

A NBR 10006 fixa os requisitos exigíveis e método para a obtenção de

extrato solubilizado de resíduos sólidos, visando diferenciar os resíduos

classificados pela NBR 10004 como classe II A – não inertes e II B – inertes.

Os procedimentos para a amostragem de resíduos sólidos são

apresentados na NBR 10007, seja o resíduo homogêneo ou composto. A

norma estabelece diretrizes para a preparação, amostragem, identificação e

ficha de coleta, além de requisitos de segurança e transporte.

2.6.2 Resíduo de Bauxita – Lama Vermelha

A obtenção do alumínio é feita a partir da bauxita, um minério que pode

ser encontrado em três principais grupos climáticos: o Mediterrâneo, o Tropical

e o Subtropical [48, 49].

A produção mundial de bauxita em 2008 foi de 205 milhões de toneladas,

sendo os principais países produtores Guiné, Brasil, Austrália, e Jamaica.

Ocupando a terceira posição no ranking mundial, em 2008, o Brasil produziu

26,6 milhões de toneladas de bauxita [50]. Possui também a terceira maior

reserva mundial do minério, cujo potencial é da ordem de 3,5 bilhões de

toneladas, concentrada principalmente na região Norte do país (estado do

Pará). A bauxita deve apresentar no mínimo 30% de alumina aproveitável para

que a produção de alumínio seja economicamente viável. Mais de 90% da

produção mundial de bauxita é utilizada na obtenção de alumina, visando

principalmente a redução ao alumínio metálico (85%) [51]. O processo de

obtenção de alumínio primário divide-se em três etapas: Mineração, Refinaria e

Redução [48].

70

Mineração

O alumínio não é encontrado diretamente em estado metálico na crosta

terrestre. Sua obtenção depende de etapas de processamento até chegar ao

estado em que o vemos normalmente. O processo da mineração da bauxita,

que origina o alumínio, pode ser exemplificado da seguinte maneira:

a) Remoção planejada da vegetação e do solo orgânico;

b) Retirada das camadas superficiais do solo (argilas e lateritas);

c) Beneficiamento:

• Inicia-se na britagem, para redução de tamanho;

• Lavagem do minério com água para reduzir (quando

necessário) o teor de sílica contida na parcela mais fina;

• Secagem.

Refinaria

A refinaria é a fase do processo que transforma a bauxita em alumina

calcinada. O procedimento mais utilizado é o Bayer. Esta é a primeira etapa até

se chegar ao alumínio metálico e é quando se gera o resíduo principal do

processo, a lama vermelha.

As principais fases da produção de alumina, desde a entrada do minério

até a saída do produto final são: moagem, digestão, filtração/evaporação,

precipitação e calcinação. As operações de alumina têm um fluxograma de

certa complexidade, que pode ser resumido em um circuito básico simples,

conforme Figura 2.33.

A lama vermelha é gerada no processo de digestão da bauxita, quando o

minério é saparado da lama pelo uso da soda caústica, responsável pelo

elevado pH deste resíduo.

71

Figura 2.33. Diagrama simplificado do processo Bayer para produção de

hidróxido de alumínio e alumina a partir da bauxita [49].

Redução do alumínio

Redução é o processo de transformação da alumina em alumínio

metálico. Basicamente, são necessárias cerca de 5 toneladas de bauxita para

se produzir duas toneladas de alumina e duas toneladas de alumina para

produzir uma tonelada de alumínio pelo processo de Redução [52]. Isto

significa que a produção mundial de bauxita, que é de cerca de 205 milhões de

toneladas anualmente, gera aproximadamente 41 milhões de toneladas de

alumínio e 82 milhões de toneladas de resíduo sem destinação final. No Brasil,

a geração de lama vermelha é estimada em 10,6 milhões de toneladas.

Estes valores são uma estimativa, visto que a quantidade de resíduo

gerado por tonelada de alumínio produzido varia bastante, a depender do tipo

de bauxita utilizada, variando desde 0,3 toneladas para bauxitas de alto grau a

2,5 toneladas para a bauxita de baixo grau. As propriedades físicas e químicas

72

dependem primariamente da bauxita utilizada, além da forma em que ela é

processada [53].

Estima-se que o custo de gerenciamento ambiental deste resíduo é de

cerca de 1 a 2% do preço de venda da alumina, além de requerer uma grande

área (cerca de 1 Km2 a cada 5 anos para uma indústria que produz 1Mton de

lama vermelha por ano) [54].

A bauxita é composta principalmente das formas monohidratadas e

trihidratadas de alumina em proporções variadas. As principais impurezas são

os óxidos de ferro, sílica e titânio, além de traços de zinco, fósforo, níquel e

vanádio. SNARS & GILKES [55] verificaram que a lama vermelha apresenta

propriedades diferentes em função do local e processo de produção mas que

resíduos provenientes da mesma jazida são bastante semelhantes. A origem

da bauxita, as condições utilizadas no processo Bayer e qualquer outro

processo de tratamento ou acondicionamento têm grande influência na

mineralogia e na composição química da lama vermelha.

A busca de alternativas de reciclagem economicamente e

ambientalmente viáveis incluem aplicações de lama vermelha como adsorvente

para a remoção de cádmio, zinco e arsênio, flúor, chumbo e cromo em

soluções aquosas [54], estabilização de solos em aplicações geotécnicas [56],

como componente de materiais de construção, ou seja, tijolos [57] cerâmicas e

telhas [58], esmaltes [59], como compósitos poliméricos para substituir a

madeira [60], processo de clinquerização [61], cimento rico em ferro [62, 63],

etc. A utilização de materiais de construção comuns tem sido sugerido como

uma forma de assegurar altas taxas de consumo [63, 64]. Além dos estudos

citados acima, SGLAVO et al. [65] mostraram que a tentativa de extração dos

óxidos de ferro e de titânio presentes na lama vermelha são economicamente

inviáveis.

A Tabela 2.7 mostra a larga faixa de variação da composição química que

pode ser encontrada na lama vermelha. A alta concentração de compostos

ferrosos dá ao resíduo sua cor vermelha típica e, conseqüentemente, seu

nome (lama vermelha). O grande volume de lama vermelha produzida e seu

73

caráter alcalino (pH ≈ 13) representa um importante problema ambiental nas

áreas onde as indústrias geradoras estão instaladas [52, 66, 67].

Tabela 2.7. Faixa de variação da composição química da lama vermelha [53].

Composto Fe2O3 Al2O3 SiO2 Na2O CaO TiO2

Teor (%) 30 – 60 10 – 20 3 – 5 2 – 10 2 – 8 Traços – 10

Neste contexto, se no concreto armado for mantido um pH elevado,

haverá a formação de um filme passivador que protegerá o aço do fenômeno

da corrosão ao longo do tempo.

Assim, o resíduo de bauxita (lama vermelha), que apresenta um pH

semelhante ao do concreto (12,5), e elevada concentração de íons Fe3+ pode

ser considerado um bom candidato a inibidor da ação dos cloretos devido à sua

comprovada atividade redox (de oxidação e redução) [27, 67] e propriedades

complexas [68] que reduzem a taxa Cl-/OH- na interface metal – concreto.

Aliado a este fato, o resíduo da bauxita é extremamente fino (mais fino que o

cimento) e apresenta leve propriedade cimentante, podendo densificar as

zonas de transição pasta-agregado/concreto-armadura, produzindo uma

microestrutura mais densa, que pode ser mais impermeável à ação dos

agressores.

75

3 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

O procedimento experimental do trabalho segue duas etapas básicas,

que consistem: 1) avaliação da adição do resíduo de bauxita (lama vermelha)

ao cimento Portland e a influência em suas propriedades; 2) análise da

corrosão do concreto armado contendo o resíduo por diferentes técnicas.

3.1 1ª. Etapa – Estabelecimento dos Teores de Adição

A primeira etapa consiste, basicamente, na avaliação da adição da lama

vermelha em argamassas de cimento Portland, seguindo as seguintes

atividades:

• Obtenção do traço de referência das argamassas de cimento

Portland (sem a presença do resíduo);

• Análise da adição da lama vermelha no tempo de pega (NBR NM 65)

e pH do cimento Portland;

• Análise da pozolanicidade da lama vermelha e possíveis reações

álcalis-agregado (RAA) que possam ocorrer, prejudicando a

durabilidade do material;

• Avaliação da influência da adição do resíduo nas propriedades da

argamassa no estado fresco (índice de consistência, retenção de

água e propriedades reológicas) e no calor de hidratação;

• Avaliação da influência da adição do resíduo nas propriedades da

argamassa no estado endurecido (resistência à compressão axial,

absorção de água por capilaridade, porosidade e densidade

aparentes).

A avaliação dos resultados foi realizada pela verificação das

características dos corpos de prova e das misturas com adição do resíduo de

76

bauxita, em comparação à mistura de referência (sem adição do resíduo).

Assim, determinaram-se os teores de adição a serem utilizados na segunda

etapa do trabalho.

3.2 2ª. Etapa – Análise da Corrosividade do Concreto Armado

Após os teores “ideais” de adição de lama vermelha terem sido

determinados, partiu-se para a elaboração dos traços de concreto a serem

utilizados e de sua posterior caracterização, principalmente no tocante à

corrosividade. Esta caracterização pode ser resumida pelas seguintes técnicas:

• Ensaio Acelerado de Corrosão por Ação de Cloretos (Técnica do

Potencial de Corrosão);

• Ensaio de Migração de Cloretos;

• Profundidade de Carbonatação;

• Espectroscopia de Impedância;

• Resistividade do Concreto.

Além da análise da corrosividade do concreto armado, prossegiu-se a

realização da caracterização física (resistência mecânica, porosidade e

densidade aparentes e absorção de água por capilaridade) e ambiental (ensaio

de lixiviação/solubilização, de acordo com a NBR 10004/2004). Estas análises

foram feitas com o intuito de verificar se a adição do resíduo de bauxita não

afetaria as características primordiais do concreto, como a resistência

mecânica, por exemplo, ou se a sua presença não comprometeria o

desempenho ambiental, sendo um risco aos usuários deste material alternativo.

Após a análise destes resultados, busca-se entender os mecanismos de

corrosão de concreto armado (e em suas barras), bem como verificar a

efetividade da adição de resíduo de bauxita como inibidor destes processos de

corrosão.

As duas etapas do trabalho podem ser resumidas na Figura 3.1.

77

Figura 3.1. Esquema das duas etapas que compõem o projeto experimental.

79

4 MATERIAIS E MÉTODOS

Serão apresentados, a seguir, os materiais utilizados neste trabalho, além

dos métodos empregados para caracterizá-los e na análise de desempenho

das argamassas e concretos.

4.1 Materiais

Os materiais utilizados foram matérias-primas de pureza comercial e,

quando necessário, matérias-primas de análise PA como ferramenta de auxílio

na análise de formação das fases. Os principais materiais são: cimento

Portland CP-II 32 Z, areia, brita, água potável e destilada, aditivo

superplastificante e lama vermelha.

4.1.1 Cimento Portland

Utilizou-se um cimento Portland CP-II 32 Z, da marca Itaú,

comercialmente encontrado na cidade de São Carlos.

4.1.2 Lama Vermelha

Por apresentar-se na forma pastosa, a lama vermelha, gerada pela

ALCOA do Brasil, em Poços de Caldas (MG), e utilizada neste trabalho foi seca

e, posteriormente, desaglomerada para que se tivesse à disposição um

material pulverulento. As moendas utilizadas para realizar esta desagregação

primária e secundária são apresentadas na Figura 4.1.

O teor de líquido presente inicialmente no resíduo é de cerca de 40%. Isto

significa que o teor de sólidos (apenas 60%) que foi utilizado neste estudo, na

verdade, representa uma utilização de cerca de 1,67 vezes mais resíduo

(100/60). O ideal, se verificada a efetividade da adição deste resíduo, é

aproveitar a própria água constituinte como água de mistura da argamassa.

Isto seria parte de uma nova etapa do projeto de pesquisa e desenvolvimento.

80

Figura 4.1. Moendas utilizadas para desagregação (a) primária (moinho de

mandíbula) e (b) secundária (galga) do resíduo.

4.1.3 Areia

Areia, geologicamente, é um sedimento clástico inconsolidado, de grãos

em geral quartzosos de diâmetros entre 0,06 e 2,0 mm. Considerada como

material de construção, areia é o agregado miúdo e precisa ter grãos formados

de material consistente, não necessariamente quartzosos. A areia pode ser de

rio, de cava, de britagem, de escória ou de praias e dunas (não utilizada no

Brasil devido à sua elevada finura e teor de cloreto de sódio) [2].

Neste trabalho foi utilizada uma areia de rio, normalmente comercializada

na cidade de São Carlos, São Paulo.

Para os ensaios de verificação do índice de atividade pozolânica (método

físico) e da reação álcalis-agregado foram utilizadas areias graduadas segundo

as respectivas normas. No ensaio de reatividade álcalis-agregado foi utilizada

uma areia de alta reatividade proveniente do rio Tejo, em Portugal, com o

objetivo de tornar a análise mais efetiva.

4.1.4 Agregado Graúdo – Brita

O agregado graúdo utilizado é de origem basáltica, constituindo-se em

um material comumente utilizado e comercializado na região de São Carlos,

São Paulo.

(A) (B)

81

4.1.5 Armadura – Barras de Aço CA 50

A armadura é composta de barras de aço, também chamadas de ferro de

construção ou vergalhões. A armadura tem a propriedade de se integrar ao

concreto e apresenta elevada resistência à tração. Por isso, são

dimensionadas em projeto e colocadas nas partes da peça de concreto que

sofrerão esse esforço.

As Normas Técnicas Brasileiras classificam os vergalhões para concreto

de acordo com a sua resistência em: aço CA 25, aço CA 50 e aço CA 60. Os

números 25, 50 e 60 referem-se à resistência do aço: quanto maior o número,

mais resistente será o vergalhão. Por exemplo, o aço CA 50 tem resistência

mínima de 550 MPa e o CA 60 de 660 MPa.

Para este projeto, foram utilizadas barras de aço CA 50 nervuradas,

fabricadas pela Gerdau, com 6,3 mm de diâmetro e densidade de 7,85 g/cm3.

4.1.6 Aditivo Superplastificante

O aditivo químico utilizado foi o superplastificante Vedalit, aditivo líquido à

base de resinas naturais produzido pela Vedacit.

4.1.7 Água de Amassamento

Para a confecção dos corpos de prova de argamassa e concreto foi

utilizada água potável, proveniente de poços existentes na Universidade

Federal de São Carlos, campus São Carlos.

Para a determinação do teor de água para a consistência normal, tempo

de pega e soluções utilizadas nos ensaios de corrosão, foi utilizada água

destilada e deionizada.

82

4.2 Métodos

4.2.1 Caracterização das Matérias-primas

a) Área Superficial Específica

A área superficial específica é um indicativo da reatividade do material.

Quanto maior este valor, maior a reatividade e, conseqüentemente, maior a

quantidade de água necessária na mistura. As verificações das áreas

superficiais específicas Brunauer, Emmett e Teller (BET) do cimento Portland,

da areia e da lama vermelha foram realizadas com o aparelho Gemini 2370

V1.02 – Micrometrics.

A técnica consiste na medida das alterações sofridas por uma mistura de

nitrogênio (N2) e hélio (He), quando uma amostra é submetida à variação de

pressão, na temperatura do N2 líquido. Equações matemáticas baseadas nos

trabalhos de Brunauer, Emmett e Teller (BET) permitem relacionar a área

específica do material, a partir da adsorção física de moléculas de N2. A partir

de isotermas de adsorção de gases sobre os pós ou materiais cerâmicos, as

características das suas texturas podem ser obtidas. Estas medidas

compreendem o conjunto de informações que definem a morfologia do pó, que

são o tamanho dos poros e a área da superfície específica.

b) Massa Específica A determinação da massa específica tem por finalidade aferir a densidade

e o volume dos grãos, incluindo os poros impermeáveis. Nesta aferição, não

são levadas em consideração as reentrâncias externas, que serão preenchidas

pela pasta. Verifica-se, assim, a massa por volume realmente ocupado pelo

agregado na mistura. A massa específica é usada para cálculos de produção

de argamassa ou das quantidades de agregados necessárias para um dado

volume e nos dá uma idéia do volume que o material ocupará no corpo

endurecido. As medidas de massa específica do cimento Portland, da lama

vermelha e da areia foram feitas pelo método do picnômetro de hélio, utilizando

um aparelho Accupyc 1330 V2.01 – Micrometrics.

83

A massa específica do agregado graúdo (brita) foi determinada segundo

a norma NBR NM 53/2003 (“Agregado graúdo - Determinação de massa

específica, massa específica aparente e absorção de água”), que substituiu a

NBR 9937.

c) Massa Unitária A massa unitária indica o volume que o material ocupa quando disposto

sem compactação (material mais vazios), sendo de fundamental importância

para a conversão do traço em massa para o traço em volume, facilitando as

atividades de campo. Apesar de não ter importância para o cálculo do consumo

real e da produção (volume), ainda é bastante utilizada no canteiro de obras

pelos operários e no momento da aquisição dos materiais, pois o uso de

balanças inviável.

O ensaio resume-se a preencher com agregado um vasilhame de volume

pré-determinado e medir esta massa que foi adicionada, de acordo com a NBR

7251 (“Agregado em estado solto - Determinação da massa unitária”). A

relação entre esta massa e o volume do recipiente representa a massa unitária

(Kg/dm3).

d) Análise da Distribuição do Tamanho de Partículas Para a determinação da distribuição do tamanho das partículas do

cimento e da lama vermelha sca e desaglomerada, utilizou-se a técnica

baseada na sedimentação de partículas em uma dada suspensão, associada à

absorção da luz.

Para tal, empregou-se um Sedígrafo (Analisador de distribuição do

tamanho de partículas) Horiba CAPA-700, o qual possibilitou o registro da

porcentagem de massa acumulada em função do diâmetro equivalente das

partículas.

O princípio ótico de transmissão de luz mede o grau de sedimentação das

partículas pela quantidade de luz que é transmitida através da solução. A fonte

de luz é colocada em um plano de medida de um lado da célula de medida,

84

enquanto do lado oposto da célula é colocado o detector de intensidade de luz.

A unidade de referência utilizada é a absorção da luz.

Para a análise da distribuição do tamanho de partículas da areia e da

brita foi utilizado um conjunto de peneiras ABNT, segundo norma NBR 7211

(Determinação da Composição Granulométrica dos Agregados). A partir da

determinação da distribuição do tamanho de partículas, foram também

verificados o módulo de finura (areia) e a dimensão máxima característica

(brita).

Se em um ensaio de distribuição granulométrica somam-se as

porcentagens retidas acumuladas de cada peneira da série normal e se divide

por 100, dá-se à grandeza assim obtida o nome de módulo de finura do

agregado. Ele é equivalente à área da superfície compreendida entre a curva

de distribuição granulométrica e a abscissa inferior e serve como indicativo da

finura do material [2].

A Dimensão Máxima Característica corresponde à abertura nominal, em

milímetros, da malha da peneira da série normal ou intermediária na qual o

agregado apresenta uma porcentagem retida acumulada, em massa, igual ou

imediatamente inferior a 5%. Em geral, quanto maior a Dimensão Máxima

Característica do agregado, menor será a área superficial por unidade de

volume que tem de ser coberta pela pasta de cimento, para uma dada relação

água/cimento [1].

e) Fração de Orgânicos e Inorgânicos A estimativa da fração de orgânicos e inorgânicos foi feita por meio do

método de perda ao fogo, que consiste na determinação da diferença de peso

do material antes e após queima em mufla, em uma temperatura de 950°C

durante quatro horas. A seguir, a amostra foi deixada para resfriar na própria

mufla por 20 horas e pesada. A quantidade de material restante representa a

fração de inorgânicos na amostra.

85

f) Potencial Hidrogeniônico (pH) Em estudos que envolvem a utilização de resíduos, a análise do pH é de

fundamental importância devido aos limites impostos pela NBR 10004/2004

quanto à corrosividade e que está entre 2,0 e 12,5.

O procedimento consiste em preparar uma solução com relação

resíduo:água igual a 1:1, de acordo com a NBR 10004. A mistura assim

preparada, foi analisada utilizando-se um pHmetro NA 2000 Microprocessado.

g) Composição Química dos Reagentes A composição química dos materiais utilizados foi obtida por meio da

técnica de fluorescência de raios X, FRX (cimento, lama vermelha e areia).

Adicionalmente, a lama vermelha foi caracterizada pelos ensaios de lixiviação,

solubilização e estudo analítico da amostra bruta, segundo a NBR 10004:2004.

O fenômeno da fluorescência ocorre quando os primeiros fótons de raios

X possuem energia suficiente para gerar vacâncias nas camadas eletrônicas

dos átomos constituintes da amostra. O aparecimento dessas vacâncias

provoca a geração de uma segunda radiação (fluorescência) na amostra. Essa

segunda radiação é característica dos elementos formadores da amostra. A

técnica de espectroscopia por fluorescências de raios X consiste no isolamento

e medida dos comprimentos de onda individuais característicos produzidos,

dessa forma, pela amostra [69].

h) Formação de Fases (DRX) A identificação de fases cristalinas de um material por difração de raios X

baseia-se na incidência de um feixe monocromático de raios X de comprimento

de onda λ, o qual é difratado por planos de alta concentração atômica da

amostra, periodicamente distribuídos, ocorrendo interferências destrutivas ou

construtivas entre as ondas difratadas. As interferências construtivas produzem

reflexões em certas direções definidas pela lei de Bragg, de acordo com a

equação 4.1.

nλ = 2d senθ (4.1)

86

sendo:

n: número inteiro correspondendo à ordem de difração

λ: comprimento de onda característico do feixe

d: distância interplanar

θ: ângulo de incidência.

Obtêm-se, então, informações referentes às distâncias interplanares dos

planos cristalográficos e à intensidade da reflexão, possibilitando a

caracterização da fase sólida ordenada reticularmente.

Esta técnica foi empregada na caracterização da lama vermelha e do

cimento Portland, utilizando-se um difratômetro Rigaku Geirgeflex ME 210GF2,

com tubo de alvo de cobre de 40 kV e 40 mA, e sistema de filtragem de

monocromador secundário de grafite curvo. Os espectros de difração foram

obtidos na faixa de 2θ de 10° a 80°, modo contínuo a 2°/min. As fases

presentes nas amostras foram posteriormente identificadas com o auxílio do

programa computacional DIFFRAC plus-EVA, com base de dados centrada no

sistema JCPDS (Joint Committe on Power Diffraction Standarts).

i) Microestrutura (MEV) A técnica de microscopia eletrônica de varredura (MEV) utiliza um feixe

de elétrons, que varre a superfície da amostra, causando a emissão de elétrons

secundários que são utilizados na formação da imagem a ser analisada.

O microscópio eletrônico de varredura (MEV) consiste basicamente de

uma coluna eletrônica, câmara para a amostra, sistema de vácuo eletrônico e

sistema de imagem. As imagens no MEV são construídas ponto a ponto, de

modo similar à formação de uma imagem de televisão. Um feixe de elétrons de

alta energia de até 30 eV é focalizado numa região da amostra, causando a

emissão dos mesmos com grande espalhamento de energia, sendo

posteriormente coletados e amplificados a fim de fornecer um sinal elétrico.

Esse sinal é utilizado para modular a intensidade do feixe de elétrons no tubo

de raios catódicos. Para construir uma imagem completa tridimensional, este

87

feixe é varrido sobre uma área da superfície da amostra, uma vez que os

elétrons são gerados a partir da interação feixe-matéria. Tal projeção permite a

avaliação da geometria e dimensões dos aglomerados e partículas primárias

do material.

Para a utilização do MEV, as amostras requerem um cuidadoso preparo;

os materiais não condutores necessitam de uma camada condutora sobre toda

a superfície para aterrar os elétrons que as atingem, e com isso, evitar efeitos

de carregamento que impeçam a obtenção das imagens. Para tal, deve-se

depositar em sua superfície materiais como o ouro ou carbono por vaporização

a vácuo.

Neste trabalho, foi utilizada uma fina camada de ouro que atuou como

meio condutor de elétrons e, posteriormente, as amostras foram analisadas no

microscópio eletrônico de varredura Zeiss FEG. Nas análises foi utilizada uma

tensão de 25 KV e a distância de trabalho foi de 15 mm.

A técnica foi empregada como ferramenta na caracterização da lama

vermelha e do cimento Portland.

j) Caracterização Ambiental (Solubilização e Lixiviação) Ensaios de solubilização/lixiviação, de acordo com a norma NBR 10004,

foram realizados para se verificar a efetividade da incorporação dos resíduos,

visando a extensão dos resultados para a inertização de resíduos perigosos em

matrizes de cimento Portland. O resumo das etapas de caracterização,

segundo a NBR 10004 / 2004 é mostrado na Figura 4.2.

Para tal, foram enviadas duas amostras do resíduo para dois laboratórios

credenciados distintos, com o objetivo de se obter uma média dos valores e

maior confiabilidade dos resultados obtidos.

88

Resíduo inerte classe II B

Resíduo perigoso classe I

Resíduo não-inerte classe II A

Possui constituintes que são solubilizados em

concentrações superiores ao anexo G?

Resíduo não perigoso classe II

Tem características de: inflamabilidade,

corrosividade, reatividade, toxidade ou

patogenicidade?

Consta nos anexos A ou B?

Residuo

O resíduo tem origem conhecida?

Não

Não

Não

Sim

Sim

Sim

Não

Sim









patogenicidade?


Residuo










patogenicidade?


Residuo










patogenicidade?


Residuo










patogenicidade?


Residuo








patogenicidade?


Residuo









patogenicidade?


Residuo





patogenicidade?


Residuo




patogenicidade?



patogenicidade?


Residuo




Residuo


Não

Não

Não

Sim

Sim

Sim

Não

Sim

Figura 4.2. Caracterização e classificação de resíduos sólidos segundo a NBR

10004/2004.

89

4.2.2 1a. Etapa – Estabelecimento dos Teores de Adição de Lama Vermelha

a) Definição do Traço e Preparo das Argamassas

As matérias-primas envolvidas foram caracterizadas física e

quimicamente e partiu-se, então, para a elaboração do traço (relação entre os

componentes da mistura, em peso). Para tal, foram realizados vários testes,

chegando-se ao “traço de referência” 1,0 : 3,0 : 0,60 (cimento : areia : água), e

que foi utilizado nas moldagens dos corpos de prova de argamassa. Sobre este

traço final, foi acrescida a quantidade de resíduo referente a cada composição.

Vale ressaltar que este acréscimo foi adicional ou substitucional com relação à

massa de cimento.

As matérias-primas foram misturadas mecanicamente em

argamassadeira durante três minutos e, a seguir, as massas foram vertidas em

moldes plásticos cilíndricos com 50 mm de diâmetro e 100 mm de altura. Após

isso, foram vibradas por dois minutos, numa freqüência de 60 Hz.

Após 24 horas os corpos de prova foram desmoldados e acondicionados

para posterior análise. A cura foi imersa, com controle de temperatura e

umidade (20 ± 1 °C e 70 ± 5%) do ambiente. Nesta etapa, todos os resultados

apresentados são uma média de três determinações, com desvio padrão

máximo de 5%.

b) Influência da Presença do Resíduo nas Propriedades do Cimento Portland e das Argamassas

Tempo de Pega

A determinação do tempo de pega foi realizada pelo método de Vicat,

segundo a NM 65 (“Cimento Portland – Determinação do Tempo de Pega”).

O procedimento consiste em preparar a amostra com a água de

consistência normal (determinada anteriormente). A seguir, preenche-se o

molde troncônico e faz-se investidas com a agulha em tempo normalizados até

que esta penetre a (4 ± 1) mm da base. Observa-se neste momento o início de

90

pega. A seguir, troca-se a agulha por uma mais “precisa”, inverte-se o tronco e

quando a penetração for de apenas 0,5 mm na amostra, é caracterizado o

tempo de fim de pega.

A medida do tempo de pega foi utilizada para analisar a influência da

adição do resíduo nesta importante propriedade do cimento Portland.

Propriedades Reológicas

Para a verificação da influência da lama vermelha nas propriedades

reológicas dos artefatos de cimento Portland, foi verificado o índice de

consistência, por meio da mesa de espalhamento (flow table) e do reômetro.

Determinou-se, ainda, o índice de retenção de água, segundo a NBR

13277/2005.

A determinação da retenção de água dá um indicativo da água

necessária para o molhamento adequado das partículas da argamassa de

cimento Portland. Para esta determinação, seguiu-se a norma NBR

13277/2005 (“Argamassa para assentamento e revestimento de paredes e

tetos - Determinação da retenção de água”).

Este ensaio resume-se no preenchimento de um molde cilíndrico raso

(Mm) de dimensões pré-determinadas com a argamassa, pesando o conjunto

(Mma). A seguir, colocam-se uma rede de gaze e 12 filtros de papel

anteriormente pesados (Mse), aplicando-se uma carga de 2 Kg e aguardando

assim por 2 min e pesando a gaze e os filtros (Mf).

A determinação da retenção de água (RA) é dada pela equação 4.2,

sendo AF o fator água/argamassa fresca.

( )( )⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−

−−×=

MmMmaAFMseMfRA

1100(%) (4.2)

O índice de consistência é um importante parâmetro de desempenho

para argamassas de cimento Portland. Este índice reflete a trabalhabilidade da

massa, o que é de fundamental importância para a sua aplicabilidade. No

91

presente trabalho, foram utilizados dois métodos para a verificação da

trabalhabilidade: uma mais usual na construção civil (mesa de espalhamento,

Figura 4.3a) e uma técnica mais precisa que a anterior, utilizando-se um

Viscosímetro Viskomat NT, da Schleibinger Geräte (Figura 4.3b).

Figura 4.3. Determinação da consistência argamassas contendo diversos

teores de lama vermelha. (A) Mesa de espalhamento (Flow Table)

e; (B) Viscosímetro Viskomat NT.

De acordo com a NBR 13276/2005 (“Argamassa para assentamento e

revestimento de paredes e tetos - Preparo da mistura e determinação do índice

de consistência”), após determinado o traço a ser utilizado, preenche-se um

molde troncônico, em três camadas (com 5, 10 e 15 golpes de soquete,

respectivamente), liberando-o, a seguir. São aplicados então 30 golpes, numa

velocidade de um golpe por segundo, na mesa de ensaio (flow table) e verifica-

se o diâmetro da massa espalhada, tendo como resultado uma média de três

determinações.

(A) (B)

92

O diâmetro da base inferior do molde é de 100 mm (diâmetro inicial) e o

diâmetro que adotaremos como limite de trabalhabilidade é de 140 mm

(diâmetro limite).

As propriedades reológicas também foram determinadas através de um

reômetro Viskomat NT Schleibinger Geräte (Figura 4.3b), aplicando uma

velocidade de rotação de 150 rpm durante 45 minutos (tempo máximo em que

as argamassas ficam paradas em uma obra). A cada 15 minutos, a velocidade

era reduzida para zero, mantida por 30 segundos e então se aumentava

novamente até 150 rpm.

O modelo tradicionalmente usado para determinar os parâmetros

reológicos (tensão de escoamento e viscosidade plástica) das argamassas é o

modelo de Bingham (equação 4.3).

τ = τo + μpγ (4.3)

onde τ (Pa) representa a tensão de cisalhamento, τo (Pa) a tensão de

escoamento, μp (Pa.s) a viscosidade plástica and γ (s-1) representa a taxa de

cisalhamento.

Para reômetros que medem o torque (T) como função da velocidade (N),

a equação de Bingham pode ser descrita da seguinte forma:

T = g + hN (4.4)

onde “T” é o torque, “g” a tensão de escoamento e “h” representa a

viscosidade plástica.

A cada 15 minutos a velocidade de rotação (N) é reduzida para zero.

Nesse momento obtém-se a Figura 4.4a. Na curva de descida, que está

destacada em vermelho, é aplicado o modelo de Bingham, de acordo com a

Figura 4.4b. A tensão de escoamento (g) é representada pelo coeficiente linear,

enquanto a viscosidade plástica (h) pelo coeficiente angular.

93

Figura 4.4. Modelo de Bingham, utilizado na determinação da tensão de

escoamento (g) e da viscosidade plástica (h).

Calor de Hidratação

O calor de hidratação é uma forma de se avaliar a reatividade dos

materiais cimentícios e/ou pozolânicos. Isto ocorre, pois a química de formação

dos principais compostos do cimento Portland ocorre por meio de reações

exotérmicas.

As misturas foram preparadas de acordo com a norma NP EN 196-1,

utilizando o mesmo traço adotado nos ensaios de reologia. As argamassas

foram colocadas em moldes de PVC (Figura 4.5a), os quais foram

hermeticamente fechados e colocados no interior de uma caixa de isopor. Esta

caixa permaneceu dentro de uma estufa (Figura 4.5c) sob condições

controladas de temperatura (22ºC) e umidade relativa (60%). Os dados foram

registrados a cada 1 min através de um termopar ligado a um computador

(Figura 4.5c). Os resultados apresentados são uma média de 3 amostras.

Figura 4.5. Aparato utilizado para a medição do calor de hidratação das

argamassas contendo lama vermelha.

0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80 100 120

N (rpm)

T (N

mm

)

y = 0.6583x + 107.27R2 = 0.9912

0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80 100 120

N (rpm)

T (N

mm

)

(A) (B)

T = hN + g

(A) (B) (C)

94

Pozolanicidade

No intuito de verificar-se o índice de atividade pozolânica da lama

vermelha foram realizadas medidas físicas e químicas.

Para a pozolanicidade por meio físico, utilizaram-se duas normas: a NP

EN 4220 (“Pozolanas para Betão”) e a NBR 5752 (“Determinação da atividade

Pozolânica com Cimento Portland”). Foram utilizadas duas normas diferentes

com o objetivo de aumentar o grau de confiabilidade dos resultados, pelo fato

destas considerarem parâmetros constantes diferentes. A NP EN 4220 mantém

constante a relação água/aglomerante (cimento+material pozolânico),

diferentemente da NBR 5752, que utiliza o índice de consistência como

parâmetro constante.

Segundo a NP EN 4220, deve ser preparada uma argamassa de acordo

com a NP EN 196-1, com as quantidades de material apresentadas na Tabela

4.1.

Tabela 4.1. Quantidades de material a serem misturadas para a verificação

física da pozolanicidade, segundo a NP EN 4220.

Composição cimento (g) Areia (g) Pozolana (g)* H2O (g)

Padrão 450,0 1350,0 0,0 225,0

Com material pozolânico 337,5 1350,0 112,5 225,0 * Neste caso, assume-se que a lama vermelha é a pozolana.

Observa-se que, segundo esta norma, a relação água/aglomerante

(cimento + pozolana) é constante e igual a 0,5. No entanto, a relação

água/cimento é maior (igual a 0,67) para as misturas contendo 25% de lama

vermelha em substituição ao cimento, em relação à mistura de referência.

Depois de misturadas, as argamassas foram moldadas em corpos de

prova prismáticos de 40x40x160 mm3 que, após 24 horas, foram imersas em

água, dentro de uma estufa a 38 ± 2 °C, durante 28 dias, quando foram

rompidos por flexão e, depois, as duas metades foram submetidas a ensaios

de compressão axial, com o auxilio de uma placa metálica de 4 x 4 cm2.

95

Segundo a norma NP EN 4220, o material é considerado pozolânico se a

relação entre as resistências à compressão axial do material sem pozolana e

com pozolana (índice de atividade pozolânica), após os 28 dias, for superior a

0,85.

De acordo com a norma brasileira NBR 5752, são utilizadas duas

diferentes formulações de argamassa: (i) argamassa “A”, contendo cimento

Portland como aglomerante; (ii) argamassa “B”, contendo 35% do material

pozolânico (lama vermelha) em substituição ao cimento.

Resumidamente, estas condições são apresentadas na Tabela 4.2. Nesta

tabela, “x” e “y” representam a quantidade de água necessária para produzir

uma argamassa com índice de consistência igual a 225 ± 5 mm, ρp e ρc

correspondem à massa específica do material pozolânico (lama vermelha) e

cimento, respectivamente.

Tabela 4.2. Proporção dos materiais necessária para moldagem dos corpos de

prova usados para determinar o índice de atividade pozolânica, de

acordo com a NBR 5752.

NBR 5752 Material

Argamassa “A” Argamassa “B”

Cimento Portland 1,0 0,65

Material Pozolânico - C

P

ρρ

×35,0

Areia Normal * 3,0 3,0

Água x y * Areia com distribuição granulométrica de acordo com a norma NBR 7214 ("Areia normal para

ensaio de cimento”).

Amostras cilíndricas (50 mm de diâmetro e 100 mm de comprimento)

foram moldadas (três amostras). Após 28 dias, estes corpos de prova foram

testados por compresão axial.

A NBR 12653 (“Materiais Pozolânicos – Especificação”) define os

parâmetros para se verificar o potencial pozolânico, de acordo com a Tabela

96

4.3. Para se considerar o material como pozolânico, todos os requerimentos

devem ser satisfeitos.

Tabela 4.3. Requerimentos de um material pozolânico (classe E), definidos

segundo a NBR 12653.

Requerimento Especificação (NBR 12653)

SiO2 + Al2O3 + Fe2O3 (%) ≥ 50

SO3 (%) ≤ 4

Teor de Umidade (%) ≤ 3%

Teor de Alcalis disponível (em %Na2O) ≤ 1,5

Perda ao Fogo (%) ≤ 6%

Material retido (%) na malha 45 μm. ≤ 34

Resistência à compressão axial, MPa (7 dias) > 6,0

Índice de Atividade Pozolânica, IAP = RCB/RCA ≥ 0,75

Água Requerida, H2Oreq ≤ 1,15

O índice de atividade pozolânica (IAP) para amostras contendo cimento

Portland é definido pela equação (4.5), onde RCB é a resistência mecânica da

argamassa “B” e RCA é a resistência mecânica da argamassa “A”, verificadas

aos 28 dias de idade.

CA

CBAP R

RI ×= 100(%) (4.5)

A água requerida (H2Oreq) corresponde à quantidade relativa de água

necessária para produzir argamassas com índice de consistência “flow table”

igual a 225 ± 5 mm e é definida pela equação (4.6), sendo y e x já definidos na

Tabela 4.2.

xyOH req ×= 100(%).2 (4.6)

97

Em complemento à análise física da pozolanicidade, foram realizados

também ensaios químicos com o objetivo de ratificar os resultados anteriores e

garantirem se um possível bom resultado ocorreu devido às reações químicas

ou foi somente proveniente de um melhor empacotamento (efeito filler) da

mistura.

Para tal, utilizou-se a norma NP EN 196-5 (“Ensaio de pozolanicidade dos

cimentos pozolânicos”). Segundo esta norma, a pozolanicidade é determinada

comparando a quantidade de hidróxido de cálcio presente na solução aquosa

em contato com o cimento hidratado, depois de um período de tempo

determinado, com a quantidade de hidróxido de cálcio que faz saturar um meio

de mesma alcalinidade. O ensaio deve ser considerado positivo se a

concentração de hidróxido de cálcio em solução for inferior à concentração de

saturação.

Para o procedimento experimental, prepara-se uma solução padrão

contendo 20g de cimento para 100 mL de água destilada. Para a solução

contendo o material a ser analisado, substitui-se 25% do cimento (5g) pela

pozolana, ficando com 15g de cimento e 5g de pozolana para cada 100 mL de

água destilada.

As misturas assim preparadas foram acondicionadas em estufa a

40 ± 2 ºC durante 14 dias, quando foram retiradas para a realização do ensaio.

Reação Álcalis-agregado (RAA)

De acordo com REIS & SILVA [42], ainda não existe um método

universalmente aceito para a avaliação da reatividade dos agregados aos

inertes. Os dois métodos clássicos desenvolvidos nos Estados Unidos, as

normas ASTM C 289 (“Standard test method for potencial alkali reactivity of

aggregates – Chemical method”) e ASTM C 227 (“Standard test method for

potencial alkali reactivity of aggregates – Mortar-bar method”) estão entre as

mais utilizadas no mundo.

O método químico, embora rápido, não é indicado para todos os tipos de

inertes, principalmente os que contêm carbonatos, e não permite uma

estimativa do potencial de expansão associado à reatividade do inerte [42].

98

O método da barra de argamassa baseia-se na medida das expansões

de barras de argamassas conservadas a 38 °C em ambiente úmido, sendo

considerado internacionalmente mais seguro. No entanto, os resultados são

obtidos apenas após seis meses de análise e, por isso, foram propostas

algumas alterações para acelerar sua obtenção, conservando as amostras de

argamassa em soluções alcalinas e aumentando a temperatura de ensaio. É o

caso dos métodos de expansão acelerados, que utilizam uma solução de

cloreto de sódio a 50 °C e dos métodos de expansão ultra-acelerados, como o

ensaio sul-africano NBRI (National Building Research Institute) em que o

ensaio é realizado a 80 °C e conservação em solução de hidróxido de sódio

(NaOH).

A norma ASTM C 1260-07 (“Standard test method for potencial alkali

reactivity of aggregates – Mortar-bar method”) é baseada no método sul-

africano e foi utilizada no presente estudo. Segundo esta norma, deve ser

usada uma areia graduada e a argamassa deve ter o traço 1,00 : 2,25 : 0,47

(aglomerante : areia graduada : água). O aglomerante é composto apenas pelo

cimento na amostra de referência (0%), que é substituído pela lama vermelha

nos teores de 10%, 20% e 30% para as respectivas composições.

Após a mistura das matérias-primas, são moldados três corpos de prova

prismáticos (25x25x285 mm3) para cada composição (0%, 10%, 20% e 30%).

Estes corpos de prova devem ser desmoldados 24 horas após a moldagem e

terem o seu comprimento aferido.

A seguir, colocam-se os corpos de prova em recipiente com água, em

estufa a 80 ± 2 °C, onde as amostras devem permanecer por mais 24 horas até

nova medida do comprimento. Após esta medida, deve-se colocar os corpos de

prova em solução de NaOH (1N) também em estufa a 80 ± 2 °C e realizam-se

medidas do comprimento a cada dois dias, até completarem-se 16 dias de

ensaio (14 dias em NaOH). As etapas deste procedimento podem ser

visualizadas na figura 4.6.

99

Figura 4.6. (A) Aparelho para medida do comprimento dos corpos de prova; (B)

amostras em água a 80ºC e; (C) amostras em solução de NaOH

(1N).

A expansão é calculada como o aumento percentual do comprimento ao

longo do ensaio, sendo considerado para análise que:

• Expansões inferiores a 0,10% aos 16 dias são indicativas de

comportamento inócuo, isto é, a expansão é desprezível;

• Expansões de mais de 0,20% aos 16 dias são indicativas de

expansão potencialmente deletéria;

• Expansões entre 0,10% e 0,20% aos 16 dias são duvidosas. Para

estes casos, é interessante continuar o ensaio até os 28 dias, com o

objetivo de verificar se o limite de expansão igual 0,20% é ultrapassado.

Resistência Mecânica

O limite de resistência à compressão axial é uma das propriedades mais

importantes em materiais frágeis, como as cerâmicas, e é cerca de dez vezes

superior ao limite de resistência à tração por compressão diametral.

O limite de resistência à compressão axial (Rc) é calculado pela carga

máxima (P) suportada pelo corpo de prova (CP), dividida pela sua secção

original, de acordo com a equação 4.7, em que Φ representa o diâmetro do

corpo de prova.

100

24πφ

PRt = (4.7)

Os resultados de limite de resistência à compressão axial apresentados

foram uma média de três valores obtidos para cada uma das idades das

argamassas e concretos (3, 7, 28, 63 e 91 dias após a moldagem), utilizando

uma máquina de ensaios universal Instron modelo 5500R. Os valores que

diferiram mais de 5% da média foram descartados e substituídos pelos obtidos

por novos corpos de provas.

Porosidade e Densidade Aparentes

Para a verificação da porosidade e da densidade aparentes das

composições foi utilizada uma técnica baseada no princípio de Arquimedes, em

que as amostras são pesadas ainda secas (Ms). A seguir, são imersas em água

e deixadas em repouso por 24 horas para que haja a saturação das mesmas.

Após esse período, são determinadas a massa imersa (Mi) e a massa úmida

(Mu). Assim, calculou-se a porosidade aparente (PA) e a densidade aparente

(DA), de acordo com as equações 4.8 e 4.9.

MiMuMsMuPA −

−= .100% (4.8)

MiMuMsD LA −

= .ρ (4.9)

Sendo ρL a densidade do líquido com o qual se realiza o ensaio (neste

caso, a água, ρL = 1,0 g/cm3).

Foram realizadas medidas de densidade e porosidade aparentes em

amostras com 28 dias de idade. Assim, procurou-se observar a influência da

água residual no material.

101

Absorção de Água por Capilaridade (NBR 9779/1995)

Verificar a absorção de água por capilaridade das argamassas é muito

importante, pois uma absorção excessiva de água pode gerar a proliferação de

fungos e bactérias danosos ao usuário, além de outros problemas, como o

descolamento da argamassa e/ou do revestimento e o descascamento da

pintura, além de ser um indicador de uma maior difusão de elementos e

soluções para o interior da mistura e, conseqüentemente, aumentando as

chances de ocorrência de corrosão.

Para a determinação da absorção de água por capilaridade, os corpos de

prova utilizados (três corpos de prova por composição) devem estar com 28

dias de idade. Inicialmente, são secos em estufa por 24 horas e, após isso,

resfriados à temperatura ambiente e têm suas massas determinadas.

Posicionam-se, então, os corpos de prova sobre suportes, preenchendo-

se com água a bandeja do recipiente de ensaio, de modo que o nível de água

permaneça constante e igual a (7 ± 1) mm da base inferior do recipiente, e

evitando a molhagem de outras superfícies do corpo de prova. Durante o

ensaio, determina-se a massa dos corpos de prova com intervalos de tempo

normalizados pela NBR 9779/1995 (“Argamassa e concreto endurecido -

Determinação da absorção da água por capilaridade”).

Calcula-se, dessa forma, o coeficiente de absorção capilar, que

representa a massa de água absorvida por metro quadrado da argamassa em

contato com a água, em função da raiz quadrada do tempo decorrido até atingir

este ponto de absorção. Numericamente, este valor corresponde ao coeficiente

angular da reta proveniente do gráfico “absorção (kg/m2) x raiz do tempo

(min0,5)” até que seja atingido o ponto de saturação, como pode ser visto na

Figura 4.7.

102

0

5

10

15

20

25

30

35

0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0

Raiz do tempo (min1/2)

Abs

orçã

o (k

g/m

2)

φ

Figura 4.7. Modelo da curva de absorção capilar de água em função da raiz

quadrada do tempo, segundo a NBR 9779 para a determinação do

coeficiente de absorção capilar (Tg φ).

4.2.3 2a. Etapa – Análise da Corrosividade do Concreto Armado

a) Obtenção e Preparo do Concreto

Na segunda etapa do trabalho, foram escolhidos os três teores de resíduo

a serem utilizados como adição à massa de cimento que mostraram melhor

desempenho na etapa anterior.

O traço de referência para o concreto foi estabelecido segundo o método

ACI, por meio da Curva de Abrams. No entanto, foram feitos ajustes para que a

mistura se adequasse melhor às características geométricas dos moldes a

serem utilizados na análise da corrosão.

Assim, o traço final para o concreto foi 1,0 : 1,5 :1,3 : 0,5 (cimento, areia,

brita, água). Este traço foi inspirado nos trabalhos de SILVA et al. [70] e

SANTOS [14] e a ele foram adicionados os teores de resíduo selecionados na

etapa inicial do trabalho O consumo de material por metro cúbico (m3), bem

como as características das misturas podem ser visualizadas na Tabela 4.4.

103

Tabela 4.4. Consumo de materiais e característica das misturas de concreto

utilizadas na segunda etapa do projeto.

Traço (cimento : areia : brita : água) 1,0 : 1,5 :1,3 : 0,5

Teor de Resíduo Adicionado 0% 10% 20% 30%

Cimento (kg/m3) 526 517 508 499

Areia (kg/m3) 789 775,5 762 748,5

Brita (kg/m3) 684 684 684 684

Água (kg/m3) 263 258,5 254 249,5

Aditivo (L/m3) 0 2,6 5,1 7,5 Con

sum

o do

s

Mat

eria

is

Resíduo seco (kg/m3) 0 51,7 101,6 149,7

Relação água/cimento 0,5 0,5 0,5 0,5

Argamassa Seca (%) 58,1 58,8 59,4 59,9

Água/Materiais Secos (%) 13,2 12,7 12,4 12,0

Abatimento - Slump (mm) 240 121 20 10

Car

acte

rístic

as

das

Mis

tura

s

Nomenclatura C0% C10% C20% C30%

A moldagem dos corpos de prova foi feita em fôrmas cilíndricas e

prismáticas de diversos tamanhos, conforme Tabela 4.5. Foi utilizado o mesmo

tempo de mistura e a mesma freqüência de vibração, anteriormente utilizados

para as misturas de argamassa (3 minutos e 60 Hz durante 2 minutos).

Os corpos de prova prismáticos utilizados para as análises do potencial

de corrosão e espectroscopia de impedância foram confeccionados em moldes

metálicos, onde eram fincadas as duas barras de aço CA50 de 6,3 cm de

diâmetro. O molde é mostrado na Figura 4.8.

104

Tabela 4.5. Tipos, dimensões e número de corpos de prova utilizados em cada

idade, para cada ensaio e traço produzido.

Prismáticos Cilíndricos

Ensaio (4x4x16)cm3

(5x7x9)cm3

(20x20x10)cm3

Ø = 5 cm h = 10 cm

Ø = 10 cmh = 30 cm

Potencial de Corrosão a, * - 5 - - -

Potencial de Corrosão b, * - 3 -

Migração de Cloretos - - - 4 -

Resistividade Elétrica* - - 3 - -

Espectroscopia de Impedância *

- 3 - - -

Profundidade de Carbonatação

3 - - - -

Resistência Mecânica - - - - 3


- - - 3 -

Absorção de água por capilaridade

- - - 3 -

Solubilização e Lixiviação - - - - 2

* Os corpos de prova para as medidas do potencial de corrosão, resistividade elétrica e espectroscopia de impedância contêm dois eletrodos cada. Logo, 5 corpos de prova geram 10 resultados. a “método de envelhecimento por ciclos”. b “método de envelhecimento por névoa salina”.

Figura 4.8. Molde para confecção dos corpos de prova prismáticos (50x70x90

mm3), utilizados para as medidas de potencial de corrosão e

espectroscopia de impedância.

105

b) Influência da Presença do Resíduo nas Propriedades do Concreto

Resistência Mecânica

Os resultados de limite de resistência à compressão axial apresentados

foram uma média de três valores obtidos para cada uma das idades dos corpos

de prova de concreto (3, 7, 28, 63 e 91 dias após a moldagem), utilizando uma

máquina de ensaios universal ELE – Autotest 2000. Os valores que diferiram

mais de 5% da média foram descartados e substituídos pelos obtidos por

novos corpos de prova.


Utilizando o mesmo procedimento das argamassas, foram realizadas

medidas de densidade e porosidade aparentes em amostras aos 28 dias de

idade.

Distribuição de Tamanho de Poros

O método de porosimetria de mercúrio para a determinação da

distribuição de tamanhos médios de poros abertos em sólidos porosos, baseia-

se na não molhabilidade destes sólidos pelo mercúrio, devido a um balanço de

suas energias superficiais. Em decorrência deste fato, torna-se necessário

aplicar pressão para forçar a entrada de mercúrio no interior dos poros do

material, que devem ser previamente submetidos a vácuo para a retirada do ar

existente. O raio do poro pode então ser relacionado à pressão necessária para

preenchê-lo. Neste caso, o raio de intrusão (Ri) é calculado a partir da pressão

aplicada (Pap), supondo o poro cilíndrico, pela equação de Washburn;

AP

LVi P

R ωγ cos.2−= (4.10)

106

sendo:

γLV : energia de interface mercúrio-ar

ω : ângulo de contato entre o mercúrio e a amostra.

Neste trabalho, todas as medidas foram feitas em porosímetro da marca

Micromeritics, modelo Porosizer 9320. Os resultados de intrusão de mercúrio

foram obtidos para as amostras de concreto com 28 dias de idade, na forma de

volume acumulativo de mercúrio penetrado por unidade de massa em função

do diâmetro de intrusão do poro. Foram utilizadas cinco amostras com

dimensões de 1x1x1 cm3 para cada teor de adição do resíduo.

Absorção de Água por Capilaridade (NBR 9779)

Assim como o ocorrido para as argamassas, na determinação da

absorção de água por capilaridade, os corpos de prova utilizados (três corpos

de prova por composição) devem estar com 28 dias de idade. O procedimento

é o mesmo citado anteriormente.

c) Técnicas de Avaliação da Corrosão em Concreto Armado

Ensaio de Migração de Cloretos

Para a execução de ensaio, foram utilizadas células de PVC constituídas

por um flange de 100 mm, um “T” rosqueável, com uma tampa superior para

realizações de medidas e uma lateral, contendo o eletrodo, devidamente

selada para evitar a perda das soluções.

Os corpos de prova foram colocados na interface das duas células, sendo

também colados com adesivo à base de silicone e auxílio de um par de

abraçadeiras. Assim, a troca iônica entre as células deu-se somente através da

área exposta da superfície do corpo de prova. O esquema do ensaio e sua

realização são apresentados nas Figura 4.9 e 4.10, respectivamente. A tensão

107

de 12 Volts foi aplicada ao sistema por meio de eletrodos posicionados nas

extremidades do sistema, que estavam conectados a fios de cobre

provenientes de uma fonte de tensão controlada.

Figura 4.9. Esquema e montagem do aparato para a realização do ensaio de

migração de cloretos.

Figura 4.10. Realização do ensaio de migração de cloretos.

108

A Norma americana ASTM C-1202/97 (“Standard Test Method for

Electrical Indication of Concrete's Ability to Resist Chloride Ion Penetration”)

preconiza a utilização do processo de saturação a vácuo das amostras antes

da execução dos ensaios de migração. Este procedimento tem sido adotado

por outros pesquisadores [30] para garantir que o ingresso de cloretos na

amostra se dê predominantemente por difusão. Neste trabalho, a utilização da

saturação a vácuo não foi utilizada. A solução adotada foi manter a amostra em

água durante 24 horas antes da realização do ensaio, como proposto por

SANTOS [14].

A condutividade elétrica da solução da célula anódica, inicialmente sem

cloretos, foi analisada diariamente durante todo o ensaio. Assim, obteve-se a

evolução da condutividade elétrica da solução utilizando o Condutivímetro

Digital Portátil tipo caneta modelo CD-880 da marca Instrutemp e, em seguida,

fez-se uma estimativa da concentração de cloretos empregando a correlação

obtida experimentalmente entre a concentração de íons cloreto (Cl-) e a

condutividade elétrica (Figura 4.11).

y = 89,749xR2 = 0,986

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25

Concentração de Cl- (M)

Con

dutiv

idad

e (m

S/cm

)

Figura 4.11. Correlação entre a condutividade elétrica e a concentração de íons

cloretos, obtida experimentalmente.

109

A análise da condutividade elétrica tem sido uma alternativa mais rápida e

mais prática utilizada por alguns autores [14, 30] para analisar de forma indireta

a evolução da concentração de íons cloreto da solução da célula anódica em

ensaios de migração e difusão.

No presente estudo foram utilizados quatro corpos de prova para cada

teor adicionado, aos 28 dias de idade, sendo o resultado apresentado uma

média destes. As amostras tinham uma espessura de cerca de 25 mm,

superior à dimensão máxima característica da brita utilizada, que era de

19 mm.

No processo de seleção das amostras, verificou-se uma grande

diversidade na relação entre o teor de brita e a pasta, o que inviabilizaria

comparações efetivas entre as amostras. Por isso, optou-se por uma

adaptação da ASTM E 562 – 99 (“Standard Test Methods for Determining

Volume Fraction by Sistematic Manual Point Count”). Segundo esta norma, é

possível estimar a porcentagem de uma fase de interesse (no caso, a brita)

sobrepondo uma grade sobre a amostra e contando os nós da rede que

estiverem sobre a fase em questão (os pontos que estiverem em um contorno

devem ser contados como 0,5). A seguir, divide-se este valor obtido pelo o total

de nós, estimando a porcentagem da fase. Um esquema deste processo é

apresentado na Figura 4.12.

Figura 4.12. Esquema do processo de seleção de amostras para a realização

do ensaio de migração de cloretos (em escuro, a “fase brita”).

110

No exemplo apresentado na Figura 4.12, temos uma rede de 38 nós, com

15 pontos (12 de 1 ponto e 6 de 0,5 ponto). Assim, 15/38 resultaria numa

estimativa de 39,5 % de brita nesta amostra. Foram escolhidas as quatro

amostras de cada teor a partir de uma seleção entre 8 amostras.

Durante a realização do ensaio, inicialmente, há um período em que a

quantidade de cloretos que passa para a célula anódica (com água destilada) é

insignificante. Este tempo corresponde ao chamado “time-lag” e define o tempo

necessário para que os íons cloreto atravessem a amostra, saturando-a [30].

Este valor é importante para a determinação do coeficiente de difusão no

estado não-estacionário. Após este período, o fluxo de íons cloreto através da

amostra se torna constante, o que corresponde ao período estacionário. O time

lag (τ) é obtido por meio da interseção entre o prolongamento da reta que

caracteriza o regime estacionário e o eixo do tempo, de acordo com o esquema

da Figura 4.13.

Figura 4.13. Esquema do gráfico padrão obtido no ensaio de migração de

cloretos, bem como a determinação do time lag (τ) e; início (∆) e

fim () do estado estacionário de difusão.

O cálculo do coeficiente de difusão no estado estacionário (ou coeficiente

de difusão efetivo), a partir de ensaios de migração, é efetuado através da

equação de Nerst-Plank modificada (4.11):

111

ΔΦ=

γCl

ClS zFC

RTlJD (4.11)

Sendo:

Ds = coeficiente de difusão no estado estacionário (cm²/s);

JCl = fluxo de íons (mol/(s.cm²));

R = constante de gases (1,9872 cal/(mol.K));

T = temperatura (K);

l = espessura do corpo de prova (cm);

z = valência dos íons (para cloretos = 1);

F = constante de Faraday (23063 cal/(volt.eq));

CCl = concentração de íons cloretos na célula catódica (mol/cm3);

γ = coeficiente de atividade da solução da célula catódica (0,657 para o Cl-);

ΔФ = média da tensão que efetivamente atravessa o corpo de prova durante o

estado estacionário (V).

O fluxo dos íons cloreto (JCl) pode ser calculado utilizando a inclinação da

parte linear do gráfico de concentração de cloretos na célula anódica versus

tempo, obtido a partir do ensaio de migração (Figura 4.13), o que pode é

representado pela equação 4.12.

dtdC

AVJCl ⋅= (4.12)

Sendo:

A= área da seção do corpo de prova exposta (cm²);

V = volume da célula catódica, com cloretos (cm3);

dC/dt = inclinação da parte linear do gráfico de concentração de cloretos versus

tempo.

112

Para calcular o coeficiente de difusão no estado não-estacionário a partir

de ensaios de migração, faz-se necessário converter os resultados obtidos a

valores equivalentes aos obtidos em ensaios de difusão natural. O tempo que

os íons cloretos teriam levado para atingir, durante o ensaio de difusão natural,

a mesma profundidade alcançada durante o ensaio de migração acelerada, tdif,

pode ser calculado pela equação 4.13, proposta por CASTELLOTE et al. [30].

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −⋅⋅= 2

2coth61

2νν

τνdift (4.13)

Sendo:

tdif = tempo equivalente na difusão (s);

τ = “time-lag” do ensaio de migração (s);

kTzeΔΦ

=ν ;

k = constante de Boltzmann (1,38.10-23 J/K);

T = temperatura (K);

e = carga do elétron (1,6.10-19 C)

z = valência dos íons (para cloretos = 1);

ΔФ = média da tensão que efetivamente atravessa o corpo de prova durante o

estado não-estacionário (V).

Assim, calcula-se o coeficiente de difusão do estado não estacionário,

Dns, a partir da equação 4.14.

difns t

lD3

2

= (4.14)

Com a combinação entre as duas equações apresentadas acima (4.13 e

4.14), chega-se à equação direta, (4.15):

113

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −⋅⋅= 2

2coth2

2

2 νντν

lDns (4.15)

Profundidade de Carbonatação

Após moldados, os corpos de prova prismáticos (4x4x16 cm3) foram

colocados em uma câmara de carbonatação da empresa Quartzolit/Weber, em

Aveiro, Portugal, com capacidade para 600 litros e saturada com gás carbônico

(Figura 4.14).

Figura 4.14. Câmara de carbonatação utilizada para acelerar o processo de

carbonatação dos corpos de prova de concreto.

Para a medida da profundidade de carbonatação, foi elaborada uma

solução aquosa-alcóolica, contendo 1% do indicador fenolftaleína. Esta solução

foi posta em frascos com spray para que fosse facilmente borrifada sobre a

superfície dos corpos de prova, sendo possível a medida do grau de

carbonatação pela reação concreto-solução. A fenolftaleína apresenta

coloração róseo-avermelhada com valores de pH iguais ou superiores a 9,5,

aproximadamente e incolor abaixo desse valor.

Foram efetuadas verificações do nível de carbonatação quando os corpos

de prova atingiram as idades de 3, 7, 14, 28, 52, 91 e 180 dias e as amostras

contendo resíduo foram comparadas às de referência. Para tal, as amostras

(A) (B)

114

foram rompidas sob uma tensão de flexão, visto que a serragem dos corpos de

prova poderia mascarar resultados com a mistura entre as zonas carbonatadas

e não carbonatadas.

Resistividade do Concreto

A resistividade elétrica do concreto foi calculada a partir dos valores da

corrente elétrica (I) que atravessa os corpos de prova prismáticos (20x20x10

cm3).

O sistema, representado esquematicamente na Figura 4.15, consiste, em

traços gerais, de duas sondas cilíndricas, cada uma delas com dois eletrodos

(que corresponde cada um deles a um nível de medição), em aço inox

(anéis/anilhas) e espaçadas entre si, de modo a ficarem a diferentes

profundidades da camada de recobrimento. O espaçamento entre os anéis de

aço é constituído por anéis em polietileno de alta densidade (PEAD). Anéis de

aço e de PEAD são enroscados num suporte, formando um cilindro, suporte

este que sendo oco, permite a passagem de cabos de ligação elétrica com uma

caixa de terminais ou de leitura, sendo completamente fixos e isolados através

do enchimento da zona oca com resina epoxídica.

As sondas utilizadas neste trabalho foram fornecidas pela empresa

portuguesa Icorr, especializada em estudos de corrosão. As duas sondas do

sistema devem ser colocadas a uma distância de 10 cm entre si.

Figura 4.15. (A) Esquema do aparato utilizado no ensaio de resistividade

elétrica do concreto; (B) sonda utilizada e; (C) medição da

corrente elétrica.

(A) (B) (C)

115

Através deste sistema de monitoramento, a resistividade/condutividade

iônica do concreto a cada profundidade da camada de recobrimento pode ser

determinada através da técnica dos dois eletrodos. Neste método aplica-se

uma corrente alternada entre os eletrodos de aço inoxidável, determinando-se

a resistividade através da medição da resistência (ΔE/ΔI, lei de Ohm) e de um

parâmetro que depende da geometria e distância entre os dois eletrodos (A/L).

Assim, a resistividade (ρ) é calculada de acordo com a equação 4.16:

LIAV

⋅⋅

=ρ (4.16)

Que, no caso de eletrodos circulares, é equivalente a:

ILV ⋅⋅

=πρ 2 (4.17)

Sendo; ρ a resistividade elétrica do concreto (Ω.cm); V a tensão aplicada

no corpo de prova; I a intensidade de corrente medida, que o atravessava; A a

área da face do corpo de prova em contato com os eletrodos (cm2) e; L a

distância entre os eletrodos (cm). Como parâmetro de avaliação dos valores

obtidos, serão utilizadas as faixas de valores propostas pelo boletim europeu

CE - COST 509 (“Corrosion and protection of metals in contact with concrete”),

por serem mais rigorosas em relação às sugeridas pela norma CEB-192

(Tabela 2.3, item 2.4.3).

Técnica de Medida do Potencial de Corrosão

Antes de tratar da técnica de medida do potencial de corrosão, é válido

falar da preparação do corpo de prova, bem como do pré-tratamento dado às

barras de aço (armadura).

116

As barras de aço utilizadas foram do tipo CA-50 com 6,3 mm de diâmetro

e 100 mm de comprimento. Elas foram submetidas a um processo de limpeza

para retirada do filme de óxidos presente em sua superfície. Este procedimento

foi adotado como uma tentativa de padronização da condição superficial inicial

das barras utilizadas e foi desenvolvido conforme o procedimento

recomendado pela norma ASTM G-1/03 (“Preparing, Cleaning, and Evaluating

Corrosion Test Specimens”) conforme segue:

• Imersão da barra em uma solução de ácido clorídrico 1:1 com 3,5 g/L

de hexametilenotetramina por dez minutos para a remoção dos

óxidos presentes, sem atacar o metal (Figura 4.16a);

• Lavagem e escovação das barras em água corrente com a utilização

de uma escova com cerdas plásticas para remoção final dos óxidos;

• Imersão das barras em acetona por dois minutos para retirada de

elementos gordurosos e facilitar a evaporação da água (Figura

4.16b) e;

• Secagem das barras com jato de ar quente (Figura 4.16c).

Figura 4.16. (A) Barras em solução de ácido clorídrico 1:1 com 3,5 g/L de

hexametilenotetramina; (B) imersão das barras em acetona e; (C)

secagem das barras com jato de ar quente.

As 40 barras utilizadas foram escolhidas a partir de uma avaliação inicial

na qual, após o procedimento de limpeza, 60 barras tiveram o seu potencial de

corrosão medido, tendo como referência o eletrodo de calomelano saturado.

117

Para a realização destas medidas montou-se uma célula eletroquímica

composta por: barras de aço, tomadas como eletrodo de trabalho e um eletrodo

de referência, o eletrodo de calomelano saturado. Como eletrólito foi utilizada

uma solução aquosa de cloreto de sódio (NaCl) a uma concentração de 3% na

qual todos os componentes da célula foram imersos. As barras de aço foram

presas em duas placas de acrílico furadas e posicionadas próximas ao fundo e

à superfície do recipiente plástico que as continham (Figura 4.17).

Figura 4.17. Célula eletroquímica montada para a medida do potencial de

corrosão das barras de aço. (A) imersa em solução de NaCl 3% e

(B) medida do potencial das barras.

As barras permaneceram imersas na solução (3% de NaCl) por 72 horas

para que fosse formado na superfície o filme de óxidos resultantes do processo

de corrosão. Após este período, o eletrodo de referência foi parcialmente

imerso na solução aquosa e, conforme mostrado na Figura 4.17b efetuou-se a

medida do potencial das barras.

Esse procedimento objetivou detectar irregularidades e não-

uniformidades nas barras que pudessem provocar comportamentos

diferenciados quando estas fossem submetidas a um processo corrosivo [14].

Desta forma, as barras escolhidas foram aquelas cujos potenciais medidos

diferiram no máximo 2% do valor médio obtido.

118

As 40 barras escolhidas foram limpas com água destilada, sem

escovação, para tirar o depósito de NaCl presente em sua superfície e, a

seguir, foram colocadas em acetona durante 2 minutos.

As barras foram pesadas em uma balança analítica com precisão de

0,01g. Em seguida, fez-se a delimitação com fita isolante da área na barra a

ser exposta ao ataque do agente agressivo (cerca de 15,83 cm²), como pode

ser visto nas Figuras 4.18a e 4.18b. As barras foram posicionadas de forma

que a área exposta estivesse localizada na região central dos corpos de prova

como pode ser visto na Figura 4.18d.

Figura 4.18. (A) e (B) Esquema da delimitação da área de exposição da barra

e; (C) e (D) Posicionamento da barra no corpo de prova (adaptado

de SANTOS [14]).

Os corpos de prova foram moldados em duas camadas e adensados com

o uso da mesa vibratória. Após 24 horas, os corpos de prova foram

desmoldados e fios flexíveis foram conectados às barras e envolvidos em fita

isolante (Figuras 4.19a e 4.19b), para a realização das medidas eletroquímicas.

Em seguida, a face superior dos corpos de prova foi revestida com resina epóxi

119

(Figura 4.19c) para garantir a proteção da parte externa das barras e para a

delimitação da superfície de exposição do concreto.

Figura 4.19. (A) Conexão dos fios de cobre para a realização de medidas

eletroquímicas; (B) isolamento com fita e; (C) revestimento com

resina epóxi.

Após o período de cura em água, que durou sete dias, os corpos de

prova prismáticos (5x7x9 cm3) foram dispostos em ambiente de laboratório até

o início do ensaio. Durante esse período foi feito o monitoramento da perda de

massa dos corpos de prova e do potencial de corrosão das barras de aço neles

contidas.

A verificação do potencial de corrosão consiste, basicamente, em um

ensaio acelerado de corrosão pela ação de cloretos. Na presente pesquisa

foram utilizadas duas técnicas: i) a primeira consistiu em ciclos de imersão

parcial e secagem, metodologia adotada por SANTOS [14] e que será

chamada de “método de envelhecimento por ciclos”; ii) a segunda consistiu na

exposição dos corpos de prova a uma névoa salina, por meio de um

equipamento conhecido como “Salt Spray” e que será chamada de “método de

envelhecimento por névoa salina”.

A célula eletroquímica utilizada para as medidas do potencial de corrosão

foi composta pelo eletrodo de trabalho, a barra de aço do corpo de prova

prismático e o eletrodo de calomelano saturado, utilizado como eletrodo de

referência.

Antes da realização das medidas, os corpos de prova tinham a face de

leitura pré-umidificada por meio do seu posicionamento durante um minuto

sobre uma esponja molhada (Figura 4.20a). O umedecimento destas esponjas

120

era feito com uma solução condutora, contendo 5 mL de detergente neutro

para um litro de água potável, de acordo com a ASTM C-876/91 (“Standard

Test Method for Half-Cell Potentials of Uncoated Reinforcing Steel in

Concrete”). A solução apresentou uma condutividade de 0,15 ± 0,02 mS/cm.

Para a realização das medidas, em ambas as técnicas, o eletrodo de

referência era posicionado sobre a barra que estava sendo analisada,

aproximadamente no centro da área de exposição da barra. O contato entre o

eletrodo de referência e o corpo de prova foi feito por meio de uma esponja

umedecida (Figura 4.20b).

Figura 4.20. Célula eletroquímica para a medida do potencial de corrosão das

barras. (A) Colocação da esponja para umedecimento superficial;

(B) Medida do potencial de corrosão da armadura no concreto,

utilizando uma esponja umedecida como contato.

O ensaio de corrosão foi iniciado após 63 dias. quando os corpos de

prova apresentaram constância de massa (variação de 1,0 g em leituras

consecutivas de 24 h) e quando o potencial de corrosão medido indicou a

formação do filme passivo na superfície das barras de aço utilizadas

(Ecor > -0,124 V). Este valor de referência corresponde a uma possibilidade

inferior a 10% de ocorrência da corrosão, segundo a ASTM C 876/91, para o

eletrodo de calomelano saturado, utilizado neste trabalho.

(A) (B)

121

Em outros trabalhos que utilizaram o “método de envelhecimento por

ciclos” [14, 71], achou-se necessário definir uma idade específica, ou idade de

referência, a partir da qual foram iniciados os procedimentos dos ensaios

acelerados de corrosão. Estes autores atrelaram a idade de referência à

estabilização do processo de hidratação do cimento e definiram a idade de 63

dias [71] e 80 dias [14] como suficientes para que a estrutura das pastas

analisadas apresentasse estrutura física relativamente desenvolvida e grau de

hidratação significativamente elevado.

No “método de envelhecimento por ciclos”, após atingir o “potencial de

segurança”, os corpos de prova foram submetidos a semi-ciclos de imersão

parcial em solução com 3% de cloreto de sódio (NaCl) com duração de dois

dias (Figura 4.21a) e posteriores semi-ciclos de secagem em estufa ventilada a

50ºC com duração de 5 dias (Figura 4.21b). Durante o semi-ciclo de imersão

parcial, o nível da solução de imersão foi mantido em uma altura

correspondente à metade da área exposta da barra (Figura 4.21a). Nesta

condição, o ingresso de cloretos ocorre inicialmente por absorção capilar, já

que os corpos de prova apresentam-se inicialmente secos, e por difusão após

a saturação dos poros, e é acelerado devido à evaporação da água através da

parte exposta do concreto [14]. De acordo com MCCARTER apud SANTOS

[14], em um material poroso, há uma relação entre a força de sucção capilar e

o grau de saturação. Assim, quando existe uma região exposta e seca, as

forças de sucção serão maiores e irão resultar em um mais rápido movimento

da água no interior do concreto.

A concentração de 3% de NaCl foi adotada por ser uma concentração

próxima à apresentada pela água do mar, além de ser a concentração crítica,

de acordo com o mostrado anteriormente. A concentração da solução de

imersão era medida antes de iniciar cada semi-ciclo de umedecimento e

ajustada sempre que necessário. Além disso, esta solução utilizada foi trocada

por uma nova com a mesma concentração a cada quatro ciclos.

122

Figura 4.21. Ciclo de medida do ensaio de medida de potencial de corrosão.

(A) Corpos de prova parcialmente imersos em solução de NaCl

(3%) durante 2 dias; (B) Corpos de prova em estufa a 50°C

durante 5 dias.

Ao final de cada semi-ciclo foram medidos o potencial de corrosão (Ecor) e

a massa dos corpos de prova. O potencial de corrosão foi utilizado como um

indicativo da condição de passivação das barras e a variação de massa dos

corpos de prova após cada semi-ciclo fez-se necessária para a avaliação do

grau de saturação dos poros dos concretos analisados.

Na medida do potencial de corrosão via “método de envelhecimento por

névoa salina”, a exposição dos corpos de prova com idade inicial de 63 dias foi

feita em uma câmara de ensaio conhecida como “Salt Spray”, que borrifa uma

solução aquosa em forma de névoa salina com concentração fixa de NaCl

(5%), a uma pressão (70 KPa) e temperatura (55°C) constantes. Estes

parâmetros são estabelecidos pela NBR 8094/83 (“Material metálico revestido

e não revestido – corrosão por exposição à névoa salina”) e pela ASTM B-117-

97 (“Standard Practice for Operating Salt Spray Apparatus”).

O equipamento utilizado neste estudo e apresentado na Figura 4.22 é

uma câmara “Salt Spray”, modelo USC-MP-02-2002 fabricada pela Bass

Equipamentos Ltda, com volume de 710 litros. Os corpos de prova foram

retirados do equipamento a cada 10 dias, tiveram seus potenciais de corrosão

medidos e foram recolocados no equipamento, repetindo-se este procedimento

até o fim do ensaio.

(A) (B)

123

Figura 4.22. Aparato de borrifação de névoa salina, conhecido por Salt Spray.

Por meio da análise dos resultados obtidos de potencial de corrosão

(Ecor), observou-se se a barra apresenta-se em estado ativo (Ecorr < - 0,274 V)

ou passivo (Ecorr > - 0,124 V) de corrosão, utilizando como referência o

eletrodo de calomelano saturado. O ensaio foi finalizado no momento em que 2

ciclos completos e consecutivos (para o “método de envelhecimento por

ciclos”) ou a primeira medida (para o “método de envelhecimento por névoa

salina”) apresentassem valores de potencial abaixo do valor crítico

(Ecorr < - 0,274 V).

Após a finalização do ensaio, as barras foram extraídas dos corpos de

prova, limpas de acordo com a ASTM G-1/03 e pesadas para observar a perda

de massa e comparar com o valor verificado antes do início do ensaio.

A única diferença no processo de limpeza, em relação ao realizado

anteriormente foi o aumento do tempo de imersão das barras: neste caso,

foram colocadas durante 25 minutos em solução de ácido clorídrico 1:1 com

3,5 g/L de hexametilenotetramina (ao invés de dez minutos) e, após esse

período, as barras foram imersas em acetona por 5 minutos (ao invés de dois

minutos). Este aumento no tempo de limpeza foi devido a uma maior deposição

de material corroído sobre as barras e é previsto na ASTM G-1/03.

Assim, a taxa de corrosão (TC) pode ser calculada, de acordo com a

equação 4.18.

(B) (A)

124

DTAWKTC..

.= (4.18)

Sendo:

K = constante (para TC(μm/ano), K=8,76.107; para TC(g/m2.ano),

K = 8,76.107.D);

W = perda de massa (g);

A = área de exposição (cm2);

T = tempo de exposição (h);

D = densidade (para o aço CA-50, D = 7,85 g/cm3).

No presente estudo, A = 15,83 cm2 e T = 4320 horas (180 dias).

Espectroscopia de Impedância Eletroquímica (EIE)

Os corpos de prova utilizados nos ensaios de espectroscopia de

impedância eletroquímica foram idênticos aos utilizados nas medidas de

potencial de corrosão, tanto em relação às dimensões quanto em relação à

forma de tratamento das barras e preparação das mesmas.

As amostras também foram submetidas a ciclos de secagem em estufa e

umedecimento com imersão parcial em solução de NaCl 3%. No entanto,

devido ao fato do intervalo entre as medidas ser maior, foram feitos ciclos

mensais, com a permanência dos corpos de prova durante uma semana em

estufa e, em seguida, três semanas em solução de NaCl. Assim como no

ensaio de potencial de corrosão, utilizaram-se três corpos de prova para cada

composição, que proporcionaram uma média entre os seis resultados (duas

barras por amostra).

Antes de iniciar cada medida, foi montada a célula utilizando o eletrodo

de calomelano saturado (ECS, Hg/Hg2SO4 sat K2SO4) como referência e como

contra-eletrodo utilizou-se carbono, sendo a barra central dos corpos de prova

o eletrodo de trabalho. Os corpos de prova foram umedecidos com solução

condutora durante 1 minuto para que se uniformizasse a superfície.

125

Para a realização dos testes de EIE utilizou-se um sistema de medições

eletroquímicas sendo um potenciostato/galvanostato Solartron 1287 e um

módulo de impedância Solartron modelo 1260, ambos monitorados por

microcomputador com sistema operacional Windows contendo o sofware

ZPlot/CorrWare V. 2.3.

Os ensaios de EIE foram realizados por varredura freqüência

descendente, calculada pelo software após a entrada de alguns dados. Na

seqüência estão colocadas algumas informações a respeito desta varredura:

• freqüência inicial: 50 kHz;

• freqüência final: 10 mHz;

• amplitude (rms): 5 mV;

• temperatura ambiente: (23 ± 2) ºC;

• faixa de corrente: 1A a 100nA;

• potencial eletroquímico: Ecorr;

• tempo total de cada ensaio: 30 min.

A Figura 4.23 ilustra a montagem do aparato do ensaio para medida do

processo corrosivo via EIE.

Figura 4.23. Aparato de medida do processo de corrosão via espectroscopia de

impedância eletroquímica (EIE).

A partir do instante em que as conexões entre os terminais dos

equipamentos e os eletrodos são realizadas, o equipamento mostra (na tela do

(A) (B) (C)

126

monitor), de maneira automática e instantânea, o potencial do sistema (medido

em relação ao eletrodo de referência). Nos instantes iniciais, este potencial

varia lentamente, e tende a se estabilizar em um potencial fixo, após alguns

minutos. Desta forma, as medições só se iniciaram após decorridos 20 minutos

da conexão dos eletrodos, quando o potencial (potencial de corrosão, Ecorr) já

estava estabilizado.

Os resultados foram analisados utilizando os softwares CView 2

(potencial de corrosão) e ZView 2 (Impedância). As medidas foram feitas a

cada 30 dias para os 3 primeiros meses e, após isso, a cada 2 meses. Assim,

as medidas foram tomadas com, 1, 2, 3, 5, 7, 9, 11 e 13 meses de idade.

127

5 RESULTADOS E DISCUSSÃO

5.1 Caracterização das Matérias-primas


A composição química do cimento Portland utilizado foi fornecida pelo

fabricante e é apresentada na Tabela 5.1.

Tabela 5.1. Composição química do cimento Portland CP-II 32 Z obtida pela

técnica de espectrometria por fluorescência de raios X.

Constituinte CaO SiO2 Al2O3 MgO Fe2O3 SO3 K2O Na2O PF

Teor (%) 56,0 24,5 6,1 4,0 2,5 1,8 0,25 0,45 4,1

A perda ao fogo (PF) do cimento foi de apenas 4,1%. Foram observadas,

também, as características físicas do material, mostradas na Tabela 5.2 e na

Figura 5.1. O diâmetro médio de partículas (D50) do cimento utilizado é de

aproximadamente 12 μm.

Tabela 5.2. Caracterização física do cimento Portland CP-II 32 Z.

Grandeza Cimento Portland

Área superficial específica 0,93 m2/g

Massa unitária 1,00 kg/dm3

Massa específica 3,11 kg/dm3

128

0

20

40

60

80

100

0 1 10 100

Diâmetro esférico equivalente (µm)

Freq

uênc

ia a

cum

ulad

a (%

m)

Figura 5.1. Distribuição do tamanho de partículas do cimento Portland

CP-II 32 Z da marca Itaú.

As principais fases presentes e detectadas são mostradas no

difratograma da Figura 5.2. Observa-se a predominância dos silicatos de cálcio,

o que está de acordo com o observado na composição química apresentada na

Tabela 5.1.

10 20 30 40 50 60 70 80

2φ (graus)

Inte

nsid

ade

(u.a

.)

+ 3CaO.SiO2

x 2CaO.SiO2

+

+

+

+

+

+ +

+ +

x

x x x x x

Figura 5.2. Difratograma de raios X do cimento Portland CP-II 32 Z da marca

Itaú.

129

5.1.2 Resíduo de Bauxita (Lama Vermelha)

A lama vermelha foi recebida como uma pasta, contendo cerca de 40% de

água livre. No presente estudo, o material foi seco e moído e então utilizado

como um material em pó.

A composição química da lama vermelha utilizada é apresentada na

Tabela 5.3. A alta concentração de compostos ferrosos dá ao resíduo da

bauxita uma cor vermelha típica.

Tabela 5.3. Composição química da lama vemelha, obtida pela técnica de

espectrometria de fluorescência de raios X (em óxidos).

Composto Al2O3 Fe2O3 Na2O CaO SiO2 K2O MnO TiO2 Outros PF

Teor (%) 19,87 19,87 7,35 4,61 14,34 1,87 0,21 2,66 2,02 27,20

Após correção da perda ao fogo (PF)

Teor (%) 27,30 27,30 10,10 6,33 19,70 2,57 0,29 3,65 2,76 -

As principais características físicas do resíduo de bauxita são

apresentadas na Tabela 5.4.

Tabela 5.4. Resultados de caracterização física e de pH da lama vermelha

seca e desaglomerada.

Grandeza Resíduo de Bauxita

Área superficial específica 20,27 m2/g



pH (1 : 1) 12,04

Uma característica que chama a atenção é a área superficial do resíduo

de bauxita, bastante elevada, o que mostra ser este resíduo muito mais fino

130

que o próprio cimento Portland e o elevado pH, próximo ao limite da norma

NBR 10004.

Verificou-se ainda a distribuição do tamanho de partículas e as fases

presentes no resíduo. Estes resultados podem ser verificados na Figura 5.3 e

pelo difratograma da Figura 5.4.

0

20

40

60

80

100

0 1 10 100

Diâmetro esférico equivalente (µm)

Freq

uênc

ia a

cum

ulad

a (%

m)

Figura 5.3. Distribuição do tamanho de partículas da lama vermelha seca e

desaglomerada (resultado médio de cinco determinações).

0

250

500

750

1000

1250

1500

0 10 20 30 40 50 60 70 80

2ϕ (graus)

Inte

nsid

ade

(u.a

.)

x

x ◊

+

+

x

x

+

x

x

x

+ SiO2

x Fe2O3

CaCO3

Al(OH)3

◊ FeO(OH) Muscovite Na5Al3CSi3O15

◊ ◊

Figura 5.4. Difratograma de raios X da lama vermelha.

131

Observa-se que o diâmetro médio de partículas (D50) da lama vermelha é

igual a 3,5 μm. Como esperado, o hidróxido de alumínio (Al(OH)3), o carbonato

de cálcio (CaCO3), o SiO2 e o óxido de ferro (Fe2O3) são os compostos

predominantes. No entanto, quantidades relativas de muscovita e FeO(OH) são

também relevantes. Além destes, uma fase complexa de sódio e alumínio, o

carbonato silicato de sódio e alumínio ,(Na5Al3CSi3O15) foi identificada.

Com o objetivo de verificar a forma das partículas da lama vermelha após

desaglomeração, utilizou-se em um microscópio eletrônico de varredura (MEV).

As micrografias são mostradas na Figura 5.5.

Figura 5.5. Micrografias do resíduo de bauxita obtidas por microscopia

eletrônica de varredura (MEV), mostrando sua estrutura de flocos

misturada a placas soltas.

(A) (B)

(C) (D)

132

Como podemos observar nas micrografias da Figura 5.5, o resíduo de

bauxita apresenta uma estrutura floculada, associada a placas. É uma estrutura

que favorece a adição às matrizes cerâmicas por ser semelhante à encontrada

no cimento Portland.

Para a verificação da periculosidade ambiental, foram realizados ensaios

de lixiviação e solubilização, cujos resultados são apresentados na Tabela 5.5.

Tabela 5.5. Resultados de solubilização e lixiviação do resíduo de bauxita,

segundo as normas NBR 10004, NBR 10005 e NBR 10006.

Solubilizado Lixiviado Amostra Bruta

Parâmetros Resultado mg/L

VMPmg/L

Resultadomg/L

VMPmg/L

Resultado g/Kg

VMP mg/Kg

Óleos e graxas x # x # nd 5%

Alumínio 41,8 0,2 x # 79,77 #

Arsênio 0,082 0,010 nd 1,0 nd 1000

Bário nd 0,7 nd 70,0 nd #

Chumbo nd 0,010 nd 1,0 nd 1000

Cromo Total nd 0,050 nd 5,0 nd #

Fenóis 0,014 0,010 x # nd 10

Prata nd 0,05 nd 5,0 x #

Selênio 0,019 0,010 nd 1,0 nd 100

Sódio 1665 200 1510 # 59,98 #

Ferro nd 0,3 x # 128,07 #

Cloretos 54,6 250,0 x # x #

Fluoretos 78,0 1,5 2,26 150,0 x #

Nitratos 0,2 10,0 x # x #

Sulfatos 43,0 250,0 x # x #

Surfactantes 0,81 5,00 x # x #

VMP = Valor máximo permitido; # = ausência de limite pela NBR 10004; x =não solicitado pela NBR 10004; nd = não detectado.

133

Os ensaios de solubilização e lixiviação mostram que a periculosidade

deste resíduo, está associada, principalmente, à presença de sódio, fluoretos e

alumínio, bastante acima dos limites estabelecidos pela NBR 10004 e do seu

elevado pH (12,04), que caracterizam este material, inicialmente, como

“resíduo não-perigoso não inerte” (Classe II-A). No entanto, outros parâmetros

(patogenicidade, inflamabilidade, combustibilidade, radioatividade, etc) devem

ser realizados para se ter um laudo mais preciso.

A elevada concentração destes elementos no extrato solubilizado era

previsível, uma vez que a argila que compõe este resíduo está numa jazida de

bauxita (alto teor de alumínio e fluoretos) e a soda caustica (sódio) é utilizada

na etapa de digestão, no processo Bayer.

O arsênio, fenóis e o selênio também se apresentaram em limites acima

do permitido. No entanto, estes resultados foram atribuídos a alguma impureza

ou contaminação do material, haja vista não haver motivos aparentes para sua

presença.

Algo que chama a atenção é o fato do ferro não ser detectado, apesar de

o óxido de ferro estar presente, de acordo com a análise química apresentada

na Tabela 5.3, em elevado teor (19,87%). Isto se justifica pelo método de

ensaio, em que se pesa certa massa de material e a deixa em repouso por sete

dias, em água destilada. Pelo fato do resíduo ser altamente alcalino, os metais

se precipitam, ficando retidos em membrana 0,45 μm após serem filtrados e,

conseqüentemente, não são detectados pelo teste.

5.1.3 Areia

A distribuição do tamanho de partículas da areia utilizada no presente

estudo é mostrada na Figura 5.6. A NBR 7211 classifica as areias em quatro

faixas, denominadas muito fina, fina, média e grossa. Ainda na Figura 5.6,

podemos ver os limites inferior e superior que caracterizam uma areia como

“média” (faixa 3). Como se pode perceber, todas as porções da areia utilizada

se colocam dentro da faixa em questão.

A composição química e a caracterização física da areia são mostradas

nas Tabelas 5.6 e 5.7, respectivamente.

134

0

20

40

60

80

100

0,1 1,0 10,0

Diâmetro esférico equivalente (mm)

Freq

uênc

ia a

cum

ulad

a (%

)

Figura 5.6. Distribuição granulométrica da areia utilizada e limites que a

classificam como “areia média – faixa 3”, segundo a NBR 7211.

Tabela 5.6. Composição química da areia utilizada na produção das

argamassas obtida pela técnica de espectrometria por

fluorescência de raios X.

Constituinte SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO Na2O K2O TiO2 PF

Teor (%) 95,33 1,91 0,64 0,20 0,15 0,91 0,32 0,47

Tabela 5.7. Caracterização física da areia utilizada na produção das

argamassas.

Grandeza Areia

Área superficial 0,68 m2/g



Módulo de Finura 2,62

Dimensão Máxima Característica 2,40 mm

135

Para o ensaio de índice de atividade pozolânica, de acordo com as

normas NBR 5752 e NP EN 4220, além da avaliação da reação álcalis-

agregado (ASTM C 1260-01), foram utilizadas areias graduadas, segundo a

Tabela 5.8.

Tabela 5.8. Graduação da areia utilizada em alguns ensaios específicos.

Abertura da Malha (#) Massa (%)

Passando na Retida na NBR

5752/92 NP EN

4220/95 ASTM C 1260-01

4,75 mm 2,36 mm --- --- 10

2,36 mm 1,18 mm 25 7 ± 5 25

1,18 mm 600 μm 25 26 ± 5 25

600 μm 300 μm 25 34 ± 5 25

300 μm 150 μm 25 32 ± 1 15

5.1.4 Agregado Graúdo – Brita

A distribuição granulométrica da brita utilizada no presente trabalho é

mostrada na Figura 5.7.

A NBR 7211 classifica a brita em seis faixas, denominadas 0, 1, 2, 3, 4 e

5. De acordo com a Figura 5.7, pode-se observar os limites inferior e superior

que caracterizam uma brita como 0 e 1. A distribuição granulométrica da brita

utilizada situa-se uma posição intermediária entre estas, classificando-a, então,

como brita 1. A caracterização física da brita é mostrada na Tabela 5.9.

136

0%

20%

40%

60%

80%

100%

0,1 1,0 10,0 100,0

Diâmetro equivalente (mm)

Freq

uênc

ia a

cum

ulad

a (%

)

Brita 0

Brita 1

Figura 5.7. Distribuição granulométrica da brita utilizada e limites que a

classificam como intermediária entre a “brita 0” e a “brita 1”,

segundo a NBR 7211.

Tabela 5.9. Caracterização física da brita utilizada na produção dos corpos de

prova de concreto.

Grandeza Areia



Módulo de Finura 6,69

Dimensão Máxima Característica 19,00 mm

5.2 Primeira Etapa - Estabelecimento dos Teores de Adição


a) Tempo de Pega O efeito da adição da lama vermelha no tempo de pega das misturas foi

verificada em duas condições distintas: (i) em formulações preparadas com

137

teor de água fixo (água/aglomerante igual a 0,6) e (ii) formulações preparadas

com ajuste da quantidade de água, em função do teor de cimento Portland

substituído pela lama vermelha, com o objetivo de fixar o nível de consistência

(trabalhabilidade) da pasta. As Figuras 5.8 e 5.9 mostram os resultados obtidos

para ambas as situações.

0

100

200

300

400

500

0% 5% 10% 15% 20% 25%

Teor de Lama Vermelha

Tem

po (m

in)

Início de Pega Fim de Pega

Figura 5.8. Tempo de pega das pastas de cimento Portland em função do teor

de lama vermelha adicionado para as misturas preparadas com

uma quantidade fixa de água.

A adição de lama vermelha tende a acelerar o processo de pega. O fim

de pega reduz de 345 minutos para 300 minutos para as argamassas sem

lama vermelha e contendo 20% de resíduos, respectivamente. Este efeito pode

ser explicado pela presença de hidróxidos de alumínio e sódio (reconhecidos

como aceleradores de pega) [72] na lama vermelha, e também por seu caráter

de elevada alcalinidade. A finura das partículas do resíduo pode também

causar uma maior retenção de água, e fazendo-o competir com o cimento.

Uma vez que o teor de água é constante em todas as formulações, o teor de

138

água livre disponível para a hidratação das partículas de cimento será

rapidamente consumido.

Quando o teor de água foi aumentado para assegurar a igualdade na

consistência das misturas com maiores teores de lama, o processo de

endurecimento foi naturalmente desacelerado (Figura 5.9), pois as argamassas

com maior quantidade relativa de lama vermelha foram preparadas com mais

água. O fim de pega foi adiado, de 345 minutos (sem lama vermelha) para 485

minutos, em argamassas preparadas com 20% de lama.

0

100

200

300

400

500

600

0% 5% 10% 15% 20% 25% 30% 35%

Teor de Resíduo

Tem

po (m

in)

Início de Pega Fim de Pega

Figura 5.9. Tempo de pega de pastas de cimento Portland em função do teor

de lama vermelha para as misturas preparadas com quantidade

variável de água necessária para corrigir a consistência no estado

fresco.

Assim, há água suficiente para molhar compostos ricos em alumínio,

presentes na lama vermelha e a presença de uma maior quantidade de álcalis

(compostos de sódio e cálcio) torna-se mais eficaz. Estes compostos são

altamente insolúveis (principalmente compostos de cálcio) e são facilmente

139

formados ao redor de partículas de hidratação do cimento. Esta envoltória

densa e insolúvel reduz consideravelmente a hidratação, devido ao retardo da

taxa de ionização, causando, assim, o fenômeno de endurecimento lento da

pasta [73].

b) Potencial Hidrogeniônico (pH) Como mostrado anteriormente, o elevado pH da lama vermelha (12,04)

é o seu principal problema ambiental. No entanto, a utilização de materiais com

esta característica é positiva quando adicionado à matrizes de cimento

Portland, como argamassas e concretos, uma vez que as reações de

hidratação são favorecidas em ambientes de elevada alcalinidade [74].

Como pode ser visto na Tabela 5.10, a adição de lama vermelha

proporciona um aumento nos valores de pH das pastas, de cerca de 13,5 (sem

lama) a 14,6 (30% em peso). Ainda que se pudesse esperar um alto valor de

pH, os valores obtidos foram surpreendentes por serem maiores que o pH da

lama vermelha. Isto acontece, provavelmente, devido à formação de grande

concentração de íons [OH-] livres na solução dos poros das pastas contendo

lama.

Tabela 5.10. Potencial hidrogeniônico (pH) de argamassas de cimento Portland

em função do teor de lama vermelha adicionado.

Teor adicionado 0% 10% 20% 30%

pH 13,48 14,79 14,57 14,61

c) Pozolanicidade A norma brasileira NBR 12653 apresenta parâmetros que devem ser

satisfeitos para que o material testado (no caso, a lama vermelha) seja

considerado pozolânico. Estes parâmetros são apresentados na Tabela 5.11.

140

Tabela 5.11. Requerimentos de um material pozolânico artificial (classe E),

definidos segundo a NBR 12653.

Propriedades Valor ObtidoEspecificação

NBR 12653

Requerimentos Químicos (% em peso)

SiO2 + Al2O3 + Fe2O3 (%) 54,06 ≥ 50

SiO3 (%) 0,17 ≤ 4

Teor de Umidade (%) 0,78 ≤ 3

Teor de Alcalis disponível (em %Na2O) 8,6 ≤ 1,5

Perda ao Fogo (%) 27,20 ≤ 6

Requirementos Físicos

Material retido (%) na malha 45 μm. 32,15 ≤ 34

Resistência à compressão (MPa) após 7 dias

de cura (pozolana com cimento) 16,62 > 6,0

Resistência à compressão (MPa) após 28

dias de cura (apenas cimento), RCA 24,95 ± 0,43 -

Resistência à compressão (MPa) após 28

dias de cura (pozolana com cimento), RCB 19,61 ± 0,31 -

Índice de Atividade Pozolânica, IAP = RCB/RCA 0,79 ≥ 0,75

Água Requerida, H2Oreq 1,13 ≤ 1,15

Pelo fato do resíduo de bauxita ter sido seco e triturado neste estudo, os

resultados correspondem apenas a esta situação. Segundo a Tabela 5.11, o

resíduo não pode ser considerado exatamente um material pozolânico, pois a

exigência de perda ao fogo inferior a 6% não foi atingida (o valor obtido foi igual

a 27,2%) e, principalmente, devido ao elevado valor de equivalente alcalino em

Na2O (%Na2O + 0,658.%K2O, igual a 8,6%), o que ratifica a preocupação com

as possíveis reações álcalis-sílica. Apesar disso, existem indícios promissores

quanto ao potencial do material para substituir parcialmente o cimento em

aplicações menos exigentes (secundárias). Talvez uma simples calcinação

(reduzindo a perda ao fogo do resíduo) seja suficiente para o aumento da

141

pozolanicidade, o que não foi testado no presente trabalho, por não ser o foco

deste estudo.

Além disso, estima-se que aproximadamente metade da quantidade de

cimento Portland consumido na construção civil corresponde a aplicações

secundárias, como assentamento e reboco. Para tais utilizações, a resistência

máxima a que o cimento pode ser exigido (cerca de 15,0 MPa) nunca é

totalmente utilizada, sendo da ordem de 4,0 MPa [75].

Segundo a norma NP EN 4220, o material é considerado pozolânico se a

relação entre as resistências à compressão axial do material sem pozolana

(referência) e com pozolana (índice de atividade pozolânica), após os 28 dias,

for superior a 0,85.

Os resultados obtidos são apresentados na Tabela 5.12. As amostras de

referência (sem lama vermelha) tiveram resistência mecânica média aos 28

dias de 27,54 MPa e as amostras contendo lama vermelha apresentaram

resistência mecânica média igual a 23,47 MPa, resultando em um índice de

atividade pozolânica igual a 0,852, isto é, no limite sugerido pela norma.

Tabela 5.12. Determinação do Índice de Atividade Pozolânica, segundo a

norma NP EN 4220.

Mistura Resistência à compressão

após 28 dias (MPa) Índice de Atividade

Pozolânica

Padrão (sem resíduo) 27,54 ± 1,02 ---

Com lama vermelha 23,47 ± 0,11 0,852

Outros autores [62] obtiveram resultados bastante satisfatórios, com

aumento de resistência mecânica para pastas e argamassas contendo lama

vermelha. No entanto, estes estudos não conseguem identificar os motivos que

levam a este comportamento.

É geralmente aceito que a atividade cimentícia dos minerais depende,

principalmente, do seu teor de SiO2 e Al2O3 ativos. Assim, os resultados dos

testes das quantidades dissolvidas de SiO2 e Al2O3 em solução de NaOH pode

ser utilizado para avaliar a atividade de cimento [76].

142

Em estudos recentes, DOW & GLASSER [76] verificaram que as

quantidades de SiO2 e Al2O3 dissolvidas na lama vermelha calcinada são muito

maiores do que as encontradas na amostra in natura e talvez este seja um

caminho para aumentar a pozolanicidade da lama vermelha. Além disso, a

reação de hidratação do cimento é favorecida pelo ambiente de elevada

alcalinidade, característica da lama vermelha [74].

As propriedades mecânicas são indicadores holísticos da microestrutura

durante a hidratação. No entanto, essas propriedades não refletem exatamente

a química da reação de hidratação, mas principalmente os efeitos físicos, como

a redução de água e a trabalhabilidade. Assim, o efeito da lama vermelha em

todo o sistema não pode ser determinado apenas com estes métodos. Com o

objetivo de complementar o ensaio físico, também foram realizados ensaios

químicos para uma verificação da pozolanicidade da lama vermelha.

Com base na NP EN 196-5, compararam-se as quantidades de hidróxido

de cálcio presentes nas soluções aquosas em contato com o cimento

hidratado, após 14 dias, com a quantidade de hidróxido de cálcio que faz

saturar um meio de mesma alcalinidade. O material é considerado pozolânico

se a concentração de hidróxido de cálcio em solução for inferior à concentração

de saturação. Os resultados obtidos são apresentados na Figura 5.10.

Como pode ser observado na Figura 5.10, o próprio cimento de referência

não se enquadra como um material pozolânico. Isto ocorre, pois o cimento por

si só não é pozolânico. É a adição da pozolana, em presença de água, que irá

fixar o hidróxido de cálcio proveniente da hidratação do cimento, fazendo com

que o teor em óxido de cálcio da fase líquida da pasta de cimento contendo

pozolana seja inferior.

O fenômeno citado no parágrafo anterior é verificado nos resultados para

as misturas de cimento com lama vermelha. Observa-se uma diminuição do

teor de CaO com a adição de pozolana e um aumento da concentração de íons

[OH-], levando os valores das misturas de cimento com lama vermelha para

valores muito próximos da curva de saturação.

143

Figura 5.10. Diagrama para a determinação da pozolanicidade, de acordo com

a norma NP EN 196-5.

Este resultado ratifica a análise física da pozolanicidade, mostrando que a

lama vermelha apresenta resultados bastante próximos ao limite das normas e

podendo ser considerados satisfatórios no intuito de substituir parcialmente o

cimento em atividades secundárias na construção (assentamento, emboço ou

reboco), mas, no entanto, a lama vermelha não pode ser considerada um

material perfeitamente pozolânico. Este fato também pode ser confirmado

pelos resultados preliminares de calor de hidratação, mostrando ser essa

técnica um bom indicativo indireto da atividade pozolânica dos materiais.

PERA et al. [77] utilizaram um método algébrico para determinar o índice

de atividade pozolânica (equação de Feret) que não é comparativo. Os

resultados obtidos no presente estudo foram bastante semelhantes aos

verificados por este autor, isto é, as amostras contendo lama vermelha

apresentaram pozolanicidade razoavelmente inferior à das amostras de

referência.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

35 45 55 65 75 85 95 105 115 125 135 145 155 165 175 185 195 205

Concentração de íons [OH-] (mmol/L)

Con

cent

raçã

o em

CaO

(mm

ol/L

) Referência (Cimento)

Cimento + Lama vermelha

Limite EN 196-5

Material Pozolânico

Material Não Pozolânico

144

d) Reação Álcalis-agregado (RAA) Uma grande preocupação quando se pensa em utilizar a lama vermelha

como adição em matrizes cimentícias é o fato de este resíduo apresentar um

elevado teor de álcalis, principalmente o sódio. Como mostrado na revisão de

literatura, a reação álcalis–sílica é altamente prejudicial à estrutura do concreto.

A reação entre os hidróxidos alcalinos solubilizados na fase líquida dos

poros dos concretos e alguns agregados reativos é lenta e resulta em um gel

que, ao se acumular em vazios do concreto e na interface pasta-agregado, na

presença de água, se expande, exercendo pressão interna no concreto. Ao

exceder a resistência à tração do concreto, a pressão interna pode promover

fissurações. A reação álcali-agregado requer a atuação conjunta de água,

agregado reativo e álcalis [46].

Assim, foram realizados testes para avaliar uma possível reação álcalis-

agregado. Escolheu-se o método das barras por ser o mais aceito

internacionalmente. Foram moldados três corpos de prova para cada teor e o

resultado apresentado na Figura 5.11 é uma média dos valores obtidos.

Para que os resultados fossem realçados, utilizou-se uma areia de

elevada reatividade. Assim, as amostras de referência (0%, sem resíduo)

apresentaram uma expansão média igual a 0,30% já aos 14 dias, chegando a

0,47% aos 28 dias. Esta expansão da amostra de referência já é bastante

acima do valor considerado “seguro” (0,10%) ou “duvidoso” (0,20%).

A adição da lama vermelha surpreendentemente reduziu a

expansilibilidade destas argamassas, provocada pela RAA. Para uma adição

de 30%, inclusive, a expansão aos 28 dias ficou abaixo dos 0,20%.

Observa-se na Figura 5.11 que nos instantes iniciais (primeiros cinco

dias), a expansão dos corpos de prova contendo lama vermelha foi mais

acentuada do que as amostras de referência. Aparentemente o Na+ livre

presente na lama vermelha foi consumido nestes primeiros instantes, na

reação com o agregado reativo, favorecendo uma menor expansão nos

momentos seguintes.

145

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,55

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Tempo (dias)

Expa

nsão

(%)

0%

10%

20%30%

Figura 5.11. Curvas de expansão das argamassas contendo lama vermelha

como adição, para a verificação da reação alcalis-sílica, de

acordo com a norma ASTM C 1260-07.

Alguns autores [46, 78] já demonstraram que entre as alternativas para

reduzir a reação álcalis-sílica está a adição de materiais pozolânicos ativos.

Assim a reatividade da lama com o cimento pode ter sido mais relevante

positivamente do que a elevada presença de álcalis, que contribui

negativamente.

Possivelmente, o fato de a lama vermelha ser rica em sódio é pouco

relevante neste ensaio, já que a solução de contato (NaOH 1N) fornece sódio

em quantidade mais que suficiente para a RAA. Assim, as amostras têm

expansão superior ao limite dos 0,10% aos 14 dias, pois a quantidade de

álcalis do material pode ser mobilizada para o ataque de sílica reativa nas

primeiras 48 horas antes da argamassa ser imersa na soda.

Esta expansão pouco pronunciada é também observada por meio de

microscopia ótica. Como pode ser observado na Figura 5.12, não se verificam

grandes diferenças entre as espessuras dos geles formados entre a pasta e o

146

agregado nas Figuras 5.12a e 5.12b (sem resíduo) e as observadas nas

Figuras 5.12c e 5.12d (contendo 20% de resíduo)

Figura 5.12. Micrografias óticas de amostras das argamassas de cimento

Portland: (A) e (B) sem a presença de resíduo (0%) e; (C) e (D)

contendo 20% de resíduo como adição.

A diminuição da expansão com adição sucessiva da lama vermelha pode

ter ocorrido devido a um efeito de diluição do teor de cimento, pois o cálcio é

fundamental no mecanismo da RAA, como demonstram os estudos de

BLESZYNSKISND et al. [79] e SHEHATA et al. [80]. A minimização da

expansão, relacionada à redução do teor de hidróxido de cálcio na argamassa,

que diminuiu com o aumento do teor de adições pozolânicas ativas no cimento,

foi verificada em extensivo estudo realizado por MUNHOZ [46].

147

Resultados semelhantes aos apresentados na Figura 5.11 haviam sido

obtidos por GARCÍA-LODEIRO et al. [78] que, ao adicionarem cinzas volantes

(material pozolânico) ao concreto, observaram uma expansão menor em

comparação às amostras de referência. Coincidentemente, os estudos de

MUNHOZ [46] mostram que o teor mínimo de adição de pozolana ativa para

que a reação álcali-agregado seja mitigada é entre 10% e 15%. No presente

estudo foi observado que este valor é de cerca de 20%.

5.2.2 Caracterização da Argamassa no Estado Fresco

a) Propriedades Reológicas

Índice de Consistência e Retenção de Água

Para assegurar a fluidez desejável, as argamassas devem ter um índice

de consistência superior a 140 mm após abatimento na “flow table”. A Figura

5.13 mostra que a adição de lama vermelha reduz significativamente a

trabalhabilidade, devido à finura das partículas e conseqüente maior demanda

de água para molhamento destas partículas. Uma vez garantida a

trabalhabilidade mínima, o ganho de consistência tem um efeito positivo: menor

quantidade de água livre na mistura significa menor porosidade e maior

resistência mecânica da pasta endurecida e também melhor resistência à

penetração de agentes agressivos (cloretos e carbonatação).

Uma tendência similar pode ser observada nos resultados da variação do

índice de retenção de água (Figura 5.14). Uma maior retenção de água na

argamassa significa menor perda para o ambiente (evaporação) e, sobretudo,

menos exsudação, ou seja, menor a migração de água livre no processo de

cura.

148

Figura 5.13. Índice de Consistência (trabalhabilidade) das argamassas de

cimento Portland, em função do teor de lama vermelha

adicionada ou em substituição ao cimento.

80

84

88

92

96

100

0% 10% 20% 30% 40% 50%

Teor de Resíduo

Ret

ençã

o de

águ

a (%

)

Adição Substituição

Figura 5.14. Índice de retenção de água das argamassas de cimento Portland

em função do teor de lama vermelha adicionada ou em

substituição ao cimento.

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

0% 10% 20% 30% 40% 50%

Teor de Resíduo

Índi

ce d

e C

onsi

stên

cia

(mm

)

Adição Substituição Dinicial Dlimite

Φ inicial

Φ limite

149

Viscosidade

Devido ao fato da lama vermelha ser extremamente fina e eventualmente

apresentar propriedades pozolânicas, sua presença em misturas cimentícias as

torna menos fluídas e dificultam a moldagem dos corpos de prova. Com o

objetivo de se observar esta influência, utilizou-se o Modelo de Bingham,

determinando-se a tensão de escoamento (g) e a viscosidade plástica (h) das

misturas.

Como pode ser observado na Figura 5.15, não foi possível efetuar a

medição para a argamassa com adição de 30% de lama vermelha pois estas

ficaram muito rígidas, acima da capacidade de torque do aparelho (reômetro)

utilizado.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Tempo (min)

Torq

ue (N

.mm

)

0% RM10% RM20% RM30% RM

0%

10%

20%

30%

Figura 5.15. Reologia das argamassas de cimento Portland contendo lama

vermelha como adição, expressa em função do torque medido

utilizando-se o reômetro.

150

De uma forma geral, como esperado, há uma aumento da tensão de

escoamento (g) e uma diminuição da viscosidade plástica (h) com o passar do

tempo, devido à hidratação do cimento e à menor quantidade de água livre na

mistura, como pode ser visto na Figura 5.16. Este comportamento é mais

evidente à medida que se adiciona maior quantidade da lama vermelha,

podendo ser reflexo de uma atividade cimentícia da lama vermelha ou

simplesmente um efeito físico da presença de um material mais fino e que

“seqüestra” a água da mistura. Acredita-se que, nos instantes iniciais, o fator

físico é mais preponderante, tornando menos importante com o passar do

tempo, quando a hidratação do cimento se torna mais efetiva. Este

comportamento está de acordo com o obtido por TSAKIRIDS et al. [62], que

observaram um aumento da consistência nas misturas que continham lama

vermelha.

Estes resultados obtidos por meio do modelo de Bingham estão de

acordo com os obtidos na consistência via flow table. No entanto, o modelo de

Bingham permite mensurar melhor estes valores.

0,07

0,09

0,11

0,13

0,15

0,17

0,19

0 10 20 30 40 50

Tempo (min)

h (N

.mm

.min

)

20

40

60

80

100

120

140

160

g (N

.mm

)h-0% h-10% h-20%

g-0% g-10% g-20%

Figura 5.16. Valores de viscosidade plástica (h) e da tensão de escoamento (g)

das argamassas contendo diversos teores de lama vermelha,

obtidos a partir do Modelo de Bingham.

151

b) Calor de Hidratação Os compostos do cimento Portland são produtos de reações em altas

temperaturas que não estão em equilíbrio e, por isso, estão em um estado de

energia elevado. Ao reagir com água para atingir estados estáveis de baixa

energia, o processo é acompanhado pela liberação de calor, logo, são reações

exotérmicas [1].

A lama vermelha foi adicionada às argamassas nos teores de 10%, 20%

e 30% e tiveram o calor de hidratação acompanhado e comparado ao da

amostra de referência, sem a presença do resíduo (0%RM) e os resultados são

apresentados na Figura 5.17.

22

23

24

25

26

27

28

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 33 36 39 42 45 48 51

Idade (h)

Tem

pera

tura

(ºC)

0% RM10% RM20% RM30% RM

0%

30%20%

10%

Figura 5.17. Calor de hidratação das argamassas contendo diversos teores de

lama vermelha.

Em geral, na mistura do cimento com a água, ocorre uma rápida evolução

de calor durante poucos minutos (momentos iniciais do gráfico apresentado na

Figura 5.17), quando a solubilidade dos aluminatos é reduzida na presença de

sulfatos em solução. Ainda na Figura 5.17, pode-se observar que a presença

152

da lama vermelha faz com que haja um aumento da evolução da temperatura

nos minutos iniciais, o que não é mantido por muito tempo, sendo rapidamente

superada pela amostra padrão (sem resíduo), após três horas.

Este evento pode ter influenciado também nos resultados de reologia

apresentados anteriormente, haja vista que elevadas temperaturas nos

primeiros minutos (quando os testes de reologia foram feitos) podem refletir

numa hidratação mais rápida do cimento e, conseqüentemente, um

enrijecimento da mistura.

O momento seguinte de evolução do calor, culminado com o segundo

pico depois de aproximadamente seis a doze horas de hidratação, representa o

calor de formação da etringita, sendo a temperatura máxima o momento em

que ocorre o fim da pega [1]. Alguns pesquisadores como VERBECK &

FOSTER [81] acreditam que o período de evolução do calor inclui algum calor

de dissolução devido ao C3S e ao calor de formação do C-S-H.

Como se pode observar na Figura 5.17, o calor de hidratação total das

argamassas segue comportamento semelhante ao apresentado nas primeiras

horas. A presença do resíduo de bauxita em adições sucessivas é refletida no

aumento da temperatura máxima de reação, mostrando uma maior intensidade

na formação de etringita e corroborando com os resultados obtidos para o

índice de atividade pozolânica.

5.2.3 Caracterização da Argamassa no Estado Endurecido

a) Resistência Mecânica - Compressão Axial A Figura 5.18 mostra a evolução da resistência à compressão das

amostras contendo uma quantidade crescente de lama vermelha como adição

ou substituição ao cimento Portland, após 28 dias de cura. Como esperado, a

resistência mecânica diminui com o aumento dos níveis de substituição do

cimento, uma vez que a lama vermelha tem limitadas características hidráulicas

e, como visto anteriormente, apresenta apenas uma leve atividade pozolânica.

Esse decréscimo é praticamente linear e a resistência da argamassa preparada

com substituição de metade da massa de cimento pela lama vermelha é de

153

cerca de 64% do valor obtido para a amostra de referência (12,75 MPa contra

20,1 MPa, respectivamente).

A adição de lama vermelha à mistura proporcionou um ligeiro aumento na

resistência, como visto na Figura 5.18, com valores superiores aos de

referência (0%) até uma adição de 30% de lama vermelha. Este ganho de

resistência foi de cerca de 10,2% para amostras contendo 15% de adição da

lama vermelha como adição, em relação às amostras de referência (24,43 MPa

e 26,92 MPa, respectivamente).

No entanto, as dificuldades mencionadas na moldagem e conseqüente

aumento da porosidade em amostras que continham mais de 20% de lama

vermelha, como será observado nos itens a seguir, são responsáveis pela

degradação da resistência observada. Porém, deve-se observar que, apesar de

maior porosidade, amostras contendo 30% de lama vermelha não tiveram a

resistência afetada significativamente em comparação às amostras de

referência, ou seja, não comprometem a qualidade da argamassa.

0

10

20

30

40

50

0% 10% 20% 30% 40% 50%

Teor de Resíduo (%)

Res

istê

ncia

Axi

al (M

Pa)

Adição

Substituição

Figura 5.18. Resistência à compressão axial de argamassas (28 dias) em

função do teor de lama vermelha adicionada ou em substituição

ao cimento.

154

IKEDA apud GORDON et al. [74] já haviam encontrado valores

semelhantes de resistência mecânica (20 MPa) para compósitos de cimento

Portland contendo lama vermelha. Segundo PINNOCK & GORDON [82] e

MAJUMDAR et al. [83], o óxido de cálcio reage com a alumina presente na

lama vermelha para a produção de aluminatos de cálcio (CA e, possivelmente,

C5A3). Estes também se hidratam para produzir compostos cimentícios em

reações que são bastante conhecidas por serem responsáveis pela resistência

das argamassas de cimento com elevado teor de alumina. De acordo com

DELAGRAVE et al. apud PRUCKNER & GJØRV [72], a resistência à

compressão de matrizes cimentícias aumenta com uma maior concentração de

hidróxido de sódio, pois a adição de NaOH origina uma rede de poros mais

finos.

A formulação preparada para determinar o índice de atividade pozolânica

(substituição de 35% do cimento pela lama vermelha, segundo a NBR 5752)

mostra uma diminuição da resistência mecânica de cerca de 23%. Este valor

está de acordo com estimativa obtida no teste de pozolanicidade (índice igual a

0,79, isto é, redução de 21%). Estes resultados confirmam a possibilidade de

utilização da lama vermelha como substituto parcial para o cimento Portland

em argamassas utilizadas em atividades não estruturais ou secundárias.

b) Porosidade e Densidade Aparentes As Figuras 5.19 e 5.20 mostram a evolução da densidade e porosidade

aparentes, respectivamente, em função da quantidade de lama vermelha

adicionada para a argamassa aos 28 dias. A finura das partículas do resíduo

de bauxita mencionada anteriormente promove um aumento da compacidade

da argamassa (densidade).

No entanto, a partir de um certo nível de adição, dificuldades de

moldagem podem ocorrer, uma vez que a trabalhabilidade é reduzida e a

densidade pode, então, diminuir (aumento da porosidade). Essa tendência foi

verificada, havendo um aumento inicial da densidade e uma diminuição da

porosidade devida ao melhor empacotamento das partículas (efeito “filler” e

155

uma leve atividade pozolânica). No entanto, acima de 20% de adição este

comportamento é invertido devido às dificuldades na moldagem dos corpos de

prova (reologia).

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 5 10 15 20 25 30

Teor de resíduo adicionado (%)

Den

sida

de A

pare

nte

(g/c

m3 )

Figura 5.19. Densidade aparente das argamassas de cimento Portland (28

dias) em função do teor de lama vermelha adicionada.

10%

13%

15%

18%

20%

23%

25%

0 5 10 15 20 25 30

Teor de resíduo adicionado (%)

Poro

sida

de A

pare

nte

(%)

Figura 5.20. Porosidade aparente das argamassas de cimento Portland (28


156

c) Absorção de Água por Capilaridade A Figura 5.21 mostra os valores de absorção de água por capilaridade em

concretos com diferentes teores de lama vermelha. Como mencionado

anteriormente, as partículas mais finas de lama vermelha tendem a diminuir a

quantidade relativa de poros capilares, até certo limite. Conseqüentemente,

ocorre uma diminuição da sucção capilar, de 0,284 kg/m2.min0,5 (sem lama

vermelha) para 0,254 kg/m2.min0,5 (15% e 20% de lama vermelha adicionada).

No entanto, de maneira similar ao discutido quanto à densidade e porosidade,

as amostras com mais de 20% em de lama mostram valores crescentes de

absorção capilar. O esperado aumento da porosidade deve incluir poros

capilares ou estabelecer uma melhor conexão entre os poros existentes.

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0% 10% 20% 30% 40% 50%


Coe

f. de

Abs

orçã

o C

apila

r (k

g/m2 .m

in0,

5 )

Adição

Substituição

Figura 5.21. Coeficientes de absorção capilar de argamassas (28 dias) em

função do teor de lama vermelha adicionada ou em substituição

ao cimento.

157

5.2.4 Escolha dos teores ideais de lama vermelha

Com base nos resultados da primeira etapa, mostrados nos itens

anteriores, concluiu-se que a melhor escolha para a continuidade deste

trabalho seria a adição da lama vermelha em teores de até 30%, visto que este

limite de adição não compromete as características básicas de pastas e

argamassas de cimento Portland, conforme verificado anteriormente.

Logo, a segunda etapa do presente trabalho consistiu na utilização de

corpos de prova de concreto com adição de lama vermelha nos teores iguais a

10%, 20% e 30%, que foram submetidos a uma caracterização física básica,

com o objetivo de uma melhor correlação com os resultados dos ensaios de

corrosão.

5.3 Segunda Etapa – Análise da Corrosividade do Concreto Armado

5.3.1 Caracterização Física do Concreto

a) Porosidade e Densidade Aparentes e Distribuição do Tamanho de Poros

A Figura 5.22 mostra a evolução da porosidade e densidade aparentes do

concreto curado em idades distintas, em função da quantidade de lama

vermelha adicionada. Quanto à densidade, a variação total é pequena (menos

de 5% em termos absolutos). Devido à elevada finura do resíduo de bauxita, é

esperado um aumento da compacidade do concreto com o aumento do teor de

lama vermelha, até certo limite (teoria do empacotamento de partículas) e,

conseqüentemente, uma redução da porosidade. No entanto, esta tendência

não é verificada. Com o objetivo de ajudar a interpretar este resultado, a

distribuição do tamanho dos poros das amostras foi determinada (Figura 5.23).

158

Figura 5.22. (A) Porosidade e (B) densidade aparentes das amostras de

concreto (28 dias) em função do teor de lama vermelha

adicionada.

Lembrando que poros capilares têm "diâmetros" entre 0,01μm e 1μm, é

fácil ver na Figura 5.23b que os poros das amostras de concreto sem lama

vermelha (0%) concentram-se exatamente na região central desta faixa (cerca

de 0,1μm). Com a adição do resíduo, a distribuição do tamanho dos poros

torna-se mais homogênea e vazios maiores ou macroporos (cerca de 1μm de

diâmetro) são gerados, ocorrendo, também, um aumento na porosidade total,

como pode ser visto na Figura 5.22a e ratificados na Figura 5.23a.

159

Figura 5.23. Distribuição do tamanho de poros em amostras de concreto (28


Esta tendência inesperada revela dificuldades na mistura e compactação

ineficiente durante a preparação das misturas de concreto contendo lama

vermelha.

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,0010,010,1110100

Diâmetro (micrometros)

Intru

são

acum

ulat

iva

(mL/

g)0%10%20%30%

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,01 0,1 1 10

Diâmetro (micrometros)

Log

Intru

são

Dife

rent

ial (

mL/

g)

0%10%20%30%

(A)

(B)

160

b) Absorção de Água por Capilaridade A Figura 5.24 mostra os valores de coeficientes de absorção capilar de

amostras de concretos com diferentes quantidades de lama vermelha,

estimados a partir de ensaios de absorção capilar de água. Como mencionado

anteriormente, as partículas mais finas de lama vermelha tendem a diminuir a

quantidade relativa de poros capilares, apesar do aumento da porosidade total.

Conseqüentemente, há uma diminuição na sucção capilar, de 0,081

Kg/m2.min0,5 (amostra de referência) a 0,015 Kg/m2.min0,5 (amostras contendo

30% de lama vermelha).

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0% 10% 20% 30%


Coe

f. de

abs

orçã

o ca

pila

r (kg

/m2 .m

in0,

5 )

Figura 5.24. Coeficientes de absorção capilar de amostras de concreto (28


c) Resistência Mecânica - Compressão Axial Diferentemente do ocorrido nas amostras de argamassas, a adição da

lama vermelha provocou uma diminuição da resistência de cerca de 25% para

as amostras contendo 10% de adição da lama vermelha. Adições sucessivas

(20% e 30%) proporcionaram um leve aumento na resistência, chegando a

valores próximos aos de referência para amostras contendo 30% de lama

vermelha aos 3 e 7 dias. Os resultados são apresentados na Figura 5.25.

161

Figura 5.25. Resistência à compressão axial do concreto em função (A) do teor

de lama vermelha adicionada e (B) da idade dos corpos de prova.

Para este fenômeno, devem-se considerar dois efeitos simultâneos: i) a

adição da lama vermelha provoca alterações reológicas, como visto

anteriormente nas argamassas, dificultando o empacotamento e,

(A)

15

20

25

30

35

40

0% 10% 20% 30%


Res

istê

ncia

Axi

al (M

Pa)

3 dias 7 dias 28 dias 63 dias 90 dias

(B)

15

20

25

30

35

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Idade (dias)

Res

istê

ncia

Axi

al (M

Pa)

0% 10% 20% 30%

162

conseqüentemente, aumentando a porosidade total e; ii) a adição da lama

vermelha, devido à sua atividade pozolânica, elevado teor de sódio e elevado

pH tendem a criar uma matriz mais densa e resistente.

Estes dois fatores afetam negativamente (i) e positivamente (ii) a

resistência mecânica, respectivamente. Assim, verificam-se que os efeitos

positivos da adição da lama vermelha se tornam mais evidentes à medida que

uma maior quantidade é adicionada, com um aumento da resistência apesar do

aumento da porosidade total, o que normalmente não é observado.

5.3.2 Ensaios de Verificação da Corrosão do Concreto Armado

a) Ensaio de Migração de Cloretos O ensaio de migração de cloretos é uma importante técnica para avaliar a

capacidade do concreto em proteger a armadura dos agentes agressivos. Isto

porque, devido à forma como o teste é realizado, estão envolvidos os quatro

mecanismos principais de transporte destes agentes agressivos, isto é, a

permeabilidade, absorção capilar, difusão e migração iônica. Pelo fato deste

experimento ser realizado de forma acelerada e com fluxo “forçado” por uma

corrente elétrica, a absorção capilar tem menor relevância em comparação ao

fenômeno natural.

Amostras representativas e criteriosamente selecionadas, como mostrado

anteriormente (item 4.2.3c), tiveram sua capacidade de retardar a migração dos

cloretos mensuradas.

A Figura 5.26 mostra a evolução da concentração de cloretos na câmara

anódica durante os ensaios de migração. A concentração de íons cloreto (Cl-)

aumenta com o tempo, uma vez que a tensão elétrica é aplicada, forçando

estes íons a migrarem em direção ao pólo positivo do sistema.

163

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

0,16

0 100 200 300 400 500 600 700

Tempo (h)

Con

cent

raçã

o de

Cl- (M

)

0% 10% 20% 30%

Figura 5.26. Evolução da concentração de cloreto na solução presente na

célula anódica em função do tempo, para ensaios de migração de

cloretos (∆ = início do estado estacionário e = final do estado

estacionário).

Inicialmente, há um período em que a quantidade de cloretos que passa

para a câmara anódica é desprezível. A sua duração corresponde ao chamado

''time lag'' (τ), e pode ser definido como o tempo necessário para que os íons

cloreto passem através da amostra de concreto, causando a sua saturação.

Este período de tempo será usado a seguir para estimar os valores de

coeficiente de difusão no estado não estacionário, Dns. Após este período, o

fluxo de íons cloreto através da amostra torna-se constante e corresponde ao

período de estado estacionário.

O “time lag” é empiricamente obtido a partir da interseção entre o

prolongamento da linha que caracteriza o estado estacionário e o eixo das

abscissas (tempo). Como pode ser visto na Figura 5.27, o “time lag” aumenta

com o aumento da adição de lama vermelha, sendo uma provável

164

conseqüência da redução da quantidade relativa de poros capilares, como visto

anteriormente na Figura 5.23 e confirmado na Figura 5.24.

Além disso, as partículas de lama vermelha podem fechar ou interromper

a conectividade entre alguns dos poros, diminuindo assim a sucção capilar do

concreto e, então, impedir o transporte de substâncias [11]. Isso acontece

mesmo em amostras que apresentaram maior porosidade total, o que significa

que, dentro de certos limites, este parâmetro não é tão relevante.

0

100

200

300

400

500

0% 10% 20% 30%


Tim

e la

g, τ

(h)

Figura 5.27. Valores de “time lag” (τ), estimados a partir de ensaios de

migração de cloretos, em função do teor de lama vermelha

adicionado ao concreto.

Após o “time lag”, o fluxo de íons cloreto através da amostra aumenta a

uma taxa constante, correspondendo ao regime de estado estacionário [30].

O fluxo de íons cloreto (JCl) representa a velocidade na qual os íons são

transportados através do concreto e, então, os coeficientes de difusão no

estado estacionário e não-estacionário podem ser calculados. O fluxo de íons

cloreto pode ser obtido usando a inclinação linear do gráfico que representa a

165

evolução da concentração de cloretos na célula anódica em função do tempo.

A Figura 5.28 mostra os valores obtidos para o fluxo de íons cloreto (JCl)

através do concreto em função do tempo.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0% 10% 20% 30%


Flux

o de

íons

, J (1

0-9 m

ol/s

.cm

2 )

Figura 5.28. Fluxo de íons cloreto (JCl), estimado a partir de ensaios de

migração de cloretos, em função do teor de lama vermelha

adicionado ao concreto.

Uma clara diminuição no fluxo de íons é observada para as amostras

contendo quantidades crescentes de resíduo. Esta indicação é muito positiva,

pois revela um atraso no início do processo de corrosão causada pela

migração de íons cloreto. Estas observações estão de acordo com as feitas por

por SANTOS [14] e AÏTCIN [12], que mostraram a tendência de materiais

cimentícios suplementares (como a lama vermelha) reduzirem

significativamente a mobilidade dos íons cloreto, refletindo o efeito do aumento

da tortuosidade e da melhor distribuição dos diâmetros dos poros, provocados

pelas reações pozolânicas, que dificultam a movimentação iônica.

Além disso, a lama vermelha contém fases mineralógicas, como

aluminossilicatos de sódio, conhecidos como “sodalites”, compostos tipo

166

zeólitos com uma capacidade de troca de íons extremamente elevada, o que

torna a lama vermelha um bom absorvente de metais pesados [68] e influencia

em suas propriedades superficiais [27], entre elas uma facilidade de formação

de compostos pela reação com os íons cloreto. Outros autores [84] também

citam a importância da presença de aluminatos, que têm um relevante papel na

fixação de íons cloretos, fazendo com que estes não estejam livres e

disponíveis para iniciar o processo de corrosão.

Estes aspectos discutidos no parágrafo anterior são refletidos nos

resultados dos coeficientes de difusão nos estados estacionário e não

estacionário, apresentados na Figura 5.29, onde ambos mostram-se

decrescentes em função de um maior teor de lama vermelha adicionado.

0

10

20

30

40

0% 10% 20% 30%


Coe

ficie

ntes

de

Difu

são

(10-9

cm

2 /s)

Estado não-estacionário, Dns

Estado Estacionário, Ds

Figura 5.29. Coeficientes de difusão nos estados estacionário e não

estacionário, calculados a partir de ensaios de migração de

cloretos, em função do teor de lama vermelha adicionado ao

concreto.

Alguns autores [14, 30, 85] justificaram a redução dos coeficientes de

difusão devido a uma redução na relação água/aglomerante (neste caso,

167

cimento + lama vermelha). No entanto, eles observaram uma redução na

porosidade total em função da dominuição desta relação, o que não aconteceu

no presente estudo. Logo, não é possível associar uma diminuição da relação

água/aglomerante com os resultados obtidos.

Na tentativa de ter representações mais sensíveis quanto aos benefícios

do uso da lama vermelha ao concreto, tentou-se relacionar os resultados de

penetração de cloretos obtidos com o tempo de vida útil deste material. Para

tal, foi utilizada a segunda Lei da Difusão de Fick (equações 5.1 e 5.2), de

acordo com o proposto por estudos recentes [84, 86].

tDzPC s .)(2= (5.1)

oS

ocl

CCCCzerf

−−

−= 1)( (5.2)

onde Ds é o coeficiente de difusão no estado estacionário (cm2/ano); t é o

tempo de vida útil (anos), erf(z) é a função Gaussiana de erros, PC (penetração

de cloretos) é a profundidade em que a concentração de cloretos atinge o limite

para que ocorra a despassivação da armadura (cm), Co é a concentração inicial

de cloretos (neste caso, 0%), CS é a concentração de cloretos na superfície (%)

e CCl é a concentração de cloreto em função da profundidade e do tempo (%),

em relação à massa de cimento.

Orientando-se pela literatura [86, 87], foram fixados alguns parâmetros:

CS = 1,8% e CCl = Cdep = 0,4% em peso de cimento, onde Cdep é a

concentração limite de cloreto para despassivar o aço (por peso de cimento).

Os resultados obtidos são apresentados na Figura 5.30, onde são destacados

os valores de vida útil para a penetração de cloretos em estruturas com um

cobrimento de concreto igual a 4 cm (valor mínimo exigido pelas normas, para

ambientes agressivos, com presença de cloretos). Estes valores são melhor

visualizados na Figura 5.31.

168

1

10

100

1000

1 10

Penetração de Cloretos (cm)

Tem

po (a

nos)

0% 10% 20% 30%

4

<

Figura 5.30. Relação entre o tempo de vida útil e a penetração de cloretos

(espessura em que a concentração de cloretos atinge 0,4%).

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 10 20 30


Vida

Útil

(ano

s)

Figura 5.31. Relação entre o tempo de vida útil e o teor de resíduo adicionado,

estimado em função do ensaio de migração de cloretos.

169

As amostras de referência (sem resíduo) apresentaram 16,5 anos de vida

útil e a adição de lama vermelha aumentou a estimativa de vida útil do concreto

para até 35 anos (duas vezes maior do que a referência), em amostras de

concreto contendo 30% de adição da lama vermelha.

b) Profundidade de Carbonatação A verificação da profundidade de carbonatação é um dos testes mais

simples para se avaliarem fenômenos que podem favorecer a corrosão em

concreto armado. Os mecanismos de transporte dos agentes agressivos (neste

caso, o CO2) envolvidos na carbonatação são a permeabilidade e,

principalmente, a difusividade [88].

A adição da lama vermelha ao concreto envolve, teoricamente, aspectos

positivos e negativos quanto ao fenômeno da corrosão. O aspecto positivo

seria o fato de que, devido à sua elevada alcalinidade, a presença da lama

vermelha como adição ao concreto poderia retardar o processo de

carbonatação, que se caracteriza pela redução do pH dos compostos do

cimento.

Os aspectos negativos desta adição seriam que, devido às dificuldades

de moldagem, existe um ligeiro aumento da porosidade total do concreto,

aumentando a permeabilidade. Além disso, diversos estudos [84, 89] mostram

que, devido às suas características químicas, associadas à acentuada

alcalinidade, a lama vermelha apresenta uma elevada capacidade de

“seqüestrar” o dióxido de carbono (5,3g de CO2 para cada 100g de lama

vermelha) , formando produtos de reação termodinamicamente estáveis.

No presente trabalho, utilizaram-se dois corpos de prova para cada uma

das idades (3, 7, 14, 28, 52, 91 e 180 dias), que estiveram submetidos a um

ambiente saturado por CO2. Os corpos de prova foram rompidos por flexão e a

sua superfície de fratura foi borrifada uma solução aquo-alcóolica de

fenolftaleína que, ao reagir com a amostra, apresenta coloração róseo-

avermelhada para valores de pH iguais ou superiores a 9,5 e incolor abaixo

desse valor. Assim, a região carbonatada apresenta-se incolor.

170

Nas Figuras 5.32 e 5.33, pode-se observar a evolução da frente

carbonatada ao longo destes seis meses de estudo acelerado. Não foram

constatadas alterações significativas nos testes aos três dias e, por isso, seus

resultados não são apresentados. Em todas as figuras, as amostras estão em

ordem crescente de teor de lama vermelha. Assim, da esquerda para a direita:

amostra de referência (0%), 10%, 20% e 30% de adição.

Figura 5.32. Verificação da região carbonatada do concreto, indicada pela

reação da fenolftaleína aos (A) 7 dias, (B) 14 dias e (C) 28 dias.

Da esquerda para a direita, em cada uma das fotos: 0%, 10%,

20% e 30% de adição da lama vermelha.

(A) 7 dias

(B) 14 dias

(C) 28 dias

171

Figura 5.33. Continuação da verificação da região carbonatada do concreto,

indicada pela reação da fenolftaleína aos (A) 52 dias, (B) 91 dias

e (C) 180 dias. Da esquerda para a direita, em cada uma das

fotos: 0%, 10%, 20% e 30% de adição da lama vermelha.

Observa-se que a adição da lama vermelha é prejudicial ao concreto no

tocante à carbonatação. A porosidade e, principalmente, a capacidade da lama

vermelha em assimilar o dióxido de carbono se sobrepõem ao seu elevado pH

como fator que possa influenciar este comportamento. BERTOS et. al [89]

utilizaram a equação de Steinour para mensurar a capacidade teórica máxima

(A) 52 dias

(B) 91 dias

(C) 180 dias

172

de assimilação do CO2, em função da composição química do material,

expressa pela equação (5.3)

OKONaSOCaOCO 2232 93,009,1)7,0(785,0(%) ++−= (5.3)

Para a lama vermelha utilizada nesta pesquisa, este valor é igual a 18,4%

de CO2 absorvido. O fator positivo desta reação é o fato de se formarem

compostos carbonatados, que apresentam maiores capacidades de fixação dos

metais presentes neste resíduo [84, 90].

Nas medidas iniciais (até os 28 dias, Figura 5.32) este fenômeno não é

tão evidente, havendo uma pequena diferença entre as amostras. No entanto,

com um maior tempo de exposição ao ambiente saturado por CO2, as

diferenças vão ficando cada vez mais claras, sendo que a sucessiva adição da

lama vermelha gera um efeito mais pronunciando nas amostras. Aos 180 dias,

a amostra contendo 30% de lama vermelha apresenta-se quase que

completamente carbonatada (Figura 5.33c).

Os resultados visuais da carbonatação podem ser confirmados ao srem

analisados os resultados de resistência à flexão a que foram submetidos os

corpos de prova antes da aspersão da fenolftaleína. Estes resultados são

apresentados na figura 5.34.

Assim como verificado anteriormente, até os 28 dias não há um efeito

significativo da carbonatação e, inclusive, a evolução da resistência à flexão do

concreto tem comportamento semelhante ao verificado nos resultados de

resistência à compressão axial, apresentados no item 5.3.1c. Obviamente não

se deve levar em consideração a magnitude dos resultados, visto que a

resistência à compressão axial é bastante superior à resistência à flexão em

concretos.

No entanto, a partir da medida aos 52 dias, o efeito da carbonatação fica

mais evidente nas amostras contendo 20% e, principalmente, 30% de resíduo

adicionado, com uma desaceleração do ganho de resistência e até uma

estabilização para as amostras contendo 30%. Já as amostras contendo 0% e

10% continuam a ganhar resistência até os 63 e 91 dias, respectivamente.

173

5,0

6,0

7,0

8,0

9,0

10,0

11,0

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Idade (dias)

Res

istê

ncia

à F

lexã

o (M

Pa)

0% 10% 20% 30%

Figura 5.34. Resistência à flexão dos corpos de prova de concreto contendo

diversos teores de lama vermelha adicionados, submetidos a um

ambiente saturado de CO2, em função da idade.

Este ganho de resistência em amostras submetidas a carbonatação havia

sido observado por outros pesquisadores, que relacionaram este fenômeno à

redução na porosidade durante o processo de carbonatação, com a

transformação do Ca(OH)2 em CaCO3 [88, 89, 91, 92]. No entanto, quando

essa carbonatação é muito acentuada (como para a adição de 20% e 30%), há

a formação de uma rede de poros mais grosseiros, devido à decomposição do

gel C-S-H na pasta de cimento [90, 91].

Na Figura 5.35 pode ser visualizado o efeito desta carbonatação

excessiva nas amostras contendo 30% de lama vermelha. Na figura 5.35a

podemos ver uma rede de poros extremamente grosseira e um aspecto

degradado da matriz. Na Figura 5.35b é mostrada uma região de interface da

zona carbonatada com a não carbonatada. Observa-se uma nítida diferença na

microestrutura, com uma região não carbonatada mais íntegra e densa, ao

174

contrário da região carbonatada, extremamente porosa, e com formação de

geles em seus poros.

Figura 5.35. Micrografias (A) da amostra carbonatada de concreto e (B) da

região interfacial da zona carbonatada com a não carbonatada de

concreto contendo 30% de adição da lama vermelha.

c) Medida da Resistividade do Concreto A resistividade elétrica é uma propriedade muito utilizada para

monitoramento de estruturas de concreto armado pelo fato de ser um método

não-destrutivo e poder ser monitorada externamente, com a presença de

eletrodos embutidos. Esta propriedade é fundamentalmente relacionada à

permeabilidade de fluidos e à difusividade de íons através dos poros do

concreto.

175

Diversos autores [14, 32, 93-95] verificaram que a resistividade elétrica

está relacionada às características microestruturais da matriz de cimento, tais

como porosidade total, distribuição do tamanho de poros e conectividade dos

poros, além da condutividade da solução aquosa presente no seu interior.

Neste estudo foram utilizados três corpos de prova para cada teor de

adição de lama vermelha, que proporcionaram seis resultados (cada corpo de

prova oferecia duas medidas distintas, visto que os eletrodos possobilitam duas

profundidades de medidas).

A Figura 5.36 apresenta o perfil de evolução da resistividade elétrica

média dos corpos de prova de referência (0%) e contendo lama vermelha como

adição (10%, 20% e 30%). Os corpos de prova foram mantidos em câmara

úmida até os 28 dias (linha vertical escura no gráfico) e as linhas pontilhadas

representam as faixas de risco de corrosão: alto (< 10 KΩ.cm), moderado (10 a

50 KΩ.cm), baixo (50 a 100 KΩ.cm) e insignificante (> 100 KΩ.cm), segundo a

COST 509.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Idade (dias)

Res

istiv

idad

e (KΩ

.cm

)

0% 10% 20% 30%

Figura 5.36. Evolução da resistividade elétrica do concreto contendo diversos

teores de lama vermelha, em função da idade.

176

A resistividade elétrica aumentou com o passar do tempo, para todas as

amostras, devido à maior hidratação da pasta e redução na concentração de

fluídos nos poros do concreto, com a crescente secagem dos corpos de prova,

tornando-os menos condutivos. De acordo com estudos de ANDRADE [18] e

SANTOS [14], a condução da corrente elétrica através do concreto ocorre por

meio de poros contínuos e microfissuras preenchidos com água e presentes na

matriz.

O comportamento dos corpos de prova parece ser bem diferente com

relação ao grau de umidade. Quando mantido em câmara úmida (até os 28

dias), os corpos de prova contendo lama vermelha apresentam-se mais

resistivos em comparação às amostras de referência (0%). Este efeito continua

se refletindo nos primeiros dias após a retirada destes da câmara úmida.

Com a secagem dos corpos de prova, o aumento da resistividade da

amostra de referência é bastante acentuado, superando as amostras contendo

lama vermelha entre os 40 e 80 dias de idade. Este efeito pode ser explicado

pela elevada concentração iônica da lama vermelha que, com a diminuição da

umidade, torna-se mais acentuada e atuante em comparação às amostras de

referência. Comportamento semelhante foi observado por WHITING & NAGI

[93].

As condutividades elétricas de íons em solução aquosa normalmente

encontrados nos poros do concreto foram determinadas por ADAMSON apud

SHI [96] e estes valores são apresentados na Tabela 5.13. Como se pode

observar, os íons Na+, OH-, Ca2+ e K+, presentes na lama vermelha, têm

elevada condutividade, contribuindo para uma menor resistividade do concreto

na medida que este perde umidade.

Tabela 5.13. Condutividade equivalente (λ0) de íons em solução aquosa com

concentração infinita a 25 °C (ADAMSON apud SHI [96]).

Íon Na+ K+ Ca2+ SO42- OH- Cl-

λ0 (m-1Ω-1) 0,00501 0,00735 0,00595 0,00798 0,0198 0,00763

177

Outro fator a ser considerado é a maior porosidade do concreto contendo

lama vermelha, fator que influi consideravelmente para uma menor

resistividade.

Apesar de apresentar valores de resistividade elétrica inferiores aos da

amostra de referência, o concreto contendo lama vermelha apresentou valores

bastante superiores ao limite que considera uma baixa probabilidade de

corrosão (> 50 KΩ.cm). Logo, se a presença da lama vermelha não dificulta a

ocorrência da corrosão, também não pode ser considerada prejudicial.

Outro fator positivo de análise é o fato dos corpos de prova com presença

da lama vermelha apresentarem maior resistividade em ambiente úmido,

situação mais propícia à corrosão. Infelizmente não foram realizadas medidas

em corpos de prova úmidos durante todo o período, com o objetivo de se

verificar se este comportamento seria mantido.

Pesquisas recentes [14, 32, 94] indicam que existe uma relação

inversamente proporcional entre a resistividade e a penetração de cloretos.

Não será possível fazer uma correlação segura entre estas variáveis no

presente estudo, pelo fato de que as condições de medida e manutenção dos

corpos de prova terem sido diferentes. Enquanto o teste de resistividade foi

realizado com amostras praticamente secas, os testes de migração de cloretos

ocorreram com amostras úmidas.

No entanto, foi feita uma análise dos resultados obtidos aos 21 dias

(última medida de resistividade feita com as amostras em câmara úmida),

pode-se verificar que esta correlação é mantida, conforme observado na Figura

5.37. Lembrando que cada um dos quatro pontos desta correlação corresponde

ao par de propriedades para cada uma das composições (0%, 10%, 20% e

30%).

Este resultado, apesar de não ser conclusivo, é um indicativo de que a

correlação é válida para amostras de concreto contendo lama vermelha, desde

que mantidos em ambiente úmido, o que é a situação mais propícia para que

ocorra a corrosão. Assim, quanto maior a resistividade do concreto, menor a

penetração de íons cloreto e, conseqüentemente, menor a probabilidade de

ocorrer corrosão.

178

y = -0,5707x + 45,746R2 = 0,9919

y = -0,2228x + 19,443R2 = 0,9603

0

10

20

30

40

15 20 25 30 35 40 45 50 55

Resistividade (KΩ.cm)

Coe

ficie

ntes

de

Difu

são

(10-9

cm

2 /s) Estado não-estacionário, Dns

Estado Estacionário, Ds

Figura 5.37. Correlação entre os coeficientes de difusão e a resistividade

elétrica medida aos 21 dias de idade em corpos de prova de

concreto contendo diversos teores de lama vermelha, mantidos

em ambiente úmido.

d) Medida do Potencial de Corrosão Por ser uma técnica de fácil medida em laboratório, a técnica do potencial

de corrosão é bastante utilizada em pesquisas que avaliam o processo

corrosivo em concreto armado. No entanto, não é possível avaliar a evolução

deste processo corrosivo e a técnica indica, apenas, se é ou não possível e

quais as possibilidades de ocorrência da corrosão. Esta técnica está

relacionada, principalmente, à difusividade de íons através dos poros do

concreto.

Por meio dos resultados de potencial de corrosão foi possível analisar a

duração do período de iniciação das barras analisadas, isto é, o momento em

que o potencial foi inferior a -274 mV (probabilidade de corrosão superior a

90%, tendo o eletrodo de calomelano saturado como referência). Resultados

obtidos por BAUER apud SANTOS [14] mostram que, na maioria dos casos, a

avaliação da duração da fase de iniciação da corrosão por meio de tal

parâmetro eletroquímico coincide com as avaliações feitas utilizando

179

parâmetros eletroquímicos mais precisos, tal como a intensidade de corrosão

(icorr).

A Figura 5.38 apresenta os resultados de potencial de corrosão obtidos

pelo “método de envelhecimento por ciclos”. Vale lembrar que, durante os

primeiros 63 dias, os corpos de prova não foram submetidos a ciclos de

secagem e umedecimento em solução de NaCl, até que se atingisse o

“potencial de segurança”, igual a -124 mV, e que os testes foram interrompidos

quando atingido o “potencial de insegurança” (-274 mV), em duas medidas

consecutivas para o estado seco. Os valores apresentados são uma média dos

seis valores obtidos para cada composição. Não foram colocadas as barras de

erros nos gráficos, pois estas barras os tornariam bastante confusos e de difícil

visualização. Mas, pode-se afirmar que os resultados foram altamente

reprodutíveis, com variação inferior a 6% para todos os teores.

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Idade (dias)

Pote

ncia

l de

Cor

rosã

o (m

V)

0% 10% 20% 30%

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140

Corrosão > 90%

Corrosão < 10%

10% < Corrosão < 90%


corpos de prova de concreto contendo adição de lama vermelha

em diversos teores, em função da idade, obtidos pelo método de

envelhecimento por ciclos.

180

Como uma característica do procedimento de ensaio adotado, nota-se

que o potencial de corrosão das barras mostrou variação durante todo o

ensaio, com valores mais negativos ou menos, em função do semi-ciclo ao qual

o corpo de prova foi submetido.

Os valores de potencial de corrosão menos negativos são verificados

após os ciclos de secagem, pois, devido à redução do volume de eletrólito,

ocorre o aumento das concentrações das substâncias dissolvidas e, de acordo

com a Equação de Nernst, o potencial de equilíbrio aumenta com o aumento da

atividade, isto é, das concentrações efetivas das substâncias oxidadas.

Estudos desenvolvidos por SANTOS [14] confirmam esse comportamento e

mostram uma correlação inversamente proporcional entre o potencial de

corrosão e o teor de umidade do concreto, significando que o aumento do teor

de umidade implica na diminuição do potencial de corrosão medido nas barras.

De acordo com os resultados mostrados na Figura 5.38, verifica-se que a

amplitude entre as medidas do potencial de corrosão dos corpos de prova nos

estados úmido e seco é mais acentuada nas amostras de referência (0%), que,

por possuírem uma maior rede de poros capilares, apresentam maior

capacidade de absorção da solução contendo NaCl (sucção capilar) e uma

maior dificuldade em perder esta umidade (menor porosidade total), em

comparação às demais amostras.

Como descrito anteriormente, os testes foram interrompidos quando o

“potencial de insegurança” foi atingido para amostras no estado seco. Para

uma melhor visualização destes resultados é apresentada a Figura 5.39. Como

pode ser observado, a despassivação das barras em corpos de prova de

concreto armado contendo lama vermelha ocorreu posteriormente às das

amostras padrão, para todos os teores de adição, sendo o dobro do tempo

para as amostras contendo 10% e dimuindo com a adição sucessiva da lama

vermelha.

181

0

50

100

150

200

250

0% 10% 20% 30%


Dia

s de

ens

aio

Total Após ciclos

Figura 5.39. Período de iniciação de corrosão das barras de aço inseridas nos

corpos de prova de concreto armado, em função do teor de lama

vermelha adicionada.

Estes resultados apontam apenas para o início do processo corrosivo

sem, contudo, dar informações quantitativas do fenômeno. Apesar de atingirem

o fim do ensaio mais cedo, os corpos de prova que atingiram o potencial de

risco continuaram sendo submetidos aos ciclos de secagem e umedecimento

até completarem 180 dias, tempo em que os últimos corpos de prova (10%)

atingiram este potencial. Assim, foi possível calcular a taxa de corrosão para

todas as amostras, de acordo com a equação 4.18, mostrada anteriormente.

Os resultados são apresentados na Figura 5.40.

De acordo com estes resultados, quanto maior o teor de lama vermelha

adicionado, menor a taxa de corrosão verificada, atingindo uma estabilização

entre os 20% e 30% adicionados. Isto deixa claro que não existe uma relação

entre o tempo de despassivação da armadura e as taxa de corrosão, isto é, a

barra pode iniciar o processo corrosivo mais cedo, mas, a partir deste

momento, apresentar taxa menor.

182

100

125

150

175

200

225

250

275

300

0 10 20 30


Ta x

a de

cor

rosã

o ( μ

m/a

no)

Figura 5.40. Taxa de corrosão das barras de aço inseridas nos corpos de prova

de concreto armado, calculados após o término do teste de

potencial de corrosão (método de envelhecimento por ciclos), em

função do teor de lama vermelha adicionada.

Este comportamento pode ter ocorrido devido a três fatores isolados ou à

combinação entre eles: i) o aumento da alcalinidade na região próxima à

interface aço/concreto, e/ou ii) uma maior fixação dos íons cloreto devido à

presença dos aluminossilicatos de sódio, fazendo com que estes não estejam

livres e disponíveis para iniciar o processo de corrosão, conforme discutido

para os resultados do ensaio de migração de cloretos e/ou iii) segundo

MCCARTER apud SANTOS [14], poros mais largos (existentes nos corpos de

prova contendo lama vermelha) perdem água mais facilmente do que os poros

pequenos e tortuosos, presentes na amostra de referência.

Na literatura especializada ocorrem controvérsias na justificativa dos

fenômenos que envolvem os resultados obtidos pelo potencial de corrosão. No

entanto, parece ponto comum o entendimento de que esta técnica

isoladamente é insuficiente e deve estar sempre acompanhada de alguma

183

técnica que determine quantitativamente a cinética de corrosão das barras

[97, 98].

Os resultados de potencial de corrosão pelo “método de envelhecimento

por névoa salina” (Figura 5.41) têm o comportamento diferente em relação ao

método anterior. Por não estarem submetidos a ciclos de secagem e

umedecimento, não houve variações ao longo das medidas, cujos valores

diminuiram sucessivamente, conforme o esperado.

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

0 20 40 60 80 100 120 140

Idade (dias)

Pote

ncia

l de

Cor

rosã

o (m

V)

0% 10% 20% 30%

Corrosão > 90%

Corrosão < 10%

10% < Corrosão < 90%

0 10 20 30 40 50 60 70 80


corpos de prova de concreto contendo adição de lama vermelha

em diversos teores, em função da idade, obtidos pelo método de

envelhecimento por névoa salina.

Como se pode observar na Figura 5.41, os corpos de prova contendo

lama vermelha tiveram resultados mais favoráveis em comparação às amostras

de referência, que ultrapassaram a barreira de “potencial de insegurança” antes

das demais e mantiveram potenciais de corrosão mais elevados até o final do

ensaio.

184

Da mesma forma do método anterior, foram determinadas as taxas de

corrosão (Figura 5.42), que apresentaram comportamento bastante semelhante

ao verificado no “método de envelhecimento por ciclos”, ou seja, ocorre uma

queda na taxa de corrosão, que atinge a estabilização entre os 20% e 30% de

lama vermelha adicionada.

4

6

8

10

12

14

16

18

0 10 20 30


Ta x

a de

cor

rosã

o ( μ

m/a

no)

Figura 5.42. Taxas de corrosão das barras de aço inseridas nos corpos de

prova de concreto armado, calculadas após o término do teste de

potencial de corrosão (método de envelhecimento por névoa

salina), em função do teor de lama vermelha adicionada.

Estes comportamentos tão semelhantes, obtidos por dois métodos

diferentes que envolveram a mesma técnica (potencial de corrosão), são um

indicador da confiabilidade e reprodutibilidade desta técnica em termos

comparativos. No entanto, o “método de envelhecimento por ciclos” é

consideravelmente mais agressivo em comparação ao “método de

envelhecimento por névoa salina”, o que é evidenciado pela diferença dos

valores obtidos para a taxa de corrosão, que chegam a uma ordem de

grandeza (145 a 230 µm/ano contra 7,5 a 14 µm/ano).

185

Para aferir a confiabilidade dos resultados e avaliar se a adição da lama

vermelha proporciona um comportamento estável ao concreto armado, são

propostas algumas correlações entre os resultados obtidos pelas diversas

técnicas utilizadas até o momento. Na Figura 5.43 é colocada a correlação

entre os resultados de resistividade elétrica e a taxa de corrosão obtida por

meio da técnica de potencial de corrosão pelos métodos de envelhecimento por

ciclos e por névoa salina.

Figura 5.43. Correlação entre a resistividade elétrica e a taxa de corrosão

obtida por meio da técnica de potencial de corrosão pelos

métodos de envelhecimento (A) por ciclos e (B) por névoa salina.

y = -0,3596x + 104,39R2 = 0,9466

15

25

35

45

55

65

120 140 160 180 200 220 240

Taxa de corrosão (µm/ano)

Res

istiv

idad

e (KΩ

.cm

)

(A)

y = -5,1088x + 89,987R2 = 0,9048

15

25

35

45

55

65

6 8 10 12 14 16


Res

istiv

idad

e (KΩ

.cm

)

(B)

186

Como esperado, existe uma correlação inversamente proporcional entre a

resistividade elétrica e a taxa de corrosão, ratificando o princípio de que uma

maior resistividade está associada a uma menor taxa de corrosão. Os

coeficientes de correlação, R2, são bastante satisfatórios (0,9466 e 0,9048).

Na Figura 5.44 é mostrada a correlação entre os coeficientes de difusão e

a taxa de corrosão obtida por meio da técnica de potencial de corrosão pelos

métodos de envelhecimento por ciclos e por névoa salina.

y = 0,1905x - 10,587R2 = 0,9635

y = 0,073x - 2,3103R2 = 0,8996

0

5

10

15

20

25

30

35

40

120 140 160 180 200 220 240


Coe

ficie

ntes

de

Difu

são

(10-9

cm2 /s

)


Estado estacionário, Ds

y = 2,6578x - 2,4765R2 = 0,8881

y = 1,0293x + 0,698R2 = 0,846

0

5

10

15

20

25

30

35

40

6 8 10 12 14 16


Coe

ficie

ntes

de

Difu

são

(10-9

cm2 /s

)



(A)

(B)

y = 0,1905x - 10,587R2 = 0,9635

y = 0,073x - 2,3103R2 = 0,8996

0

5

10

15

20

25

30

35

40

120 140 160 180 200 220 240


Coe

ficie

ntes

de

Difu

são

(10-9

cm2 /s

)



y = 2,6578x - 2,4765R2 = 0,8881

y = 1,0293x + 0,698R2 = 0,846

0

5

10

15

20

25

30

35

40

6 8 10 12 14 16


Coe

ficie

ntes

de

Difu

são

(10-9

cm2 /s

)



(A)

(B)

Figura 5.44. Correlação entre os coeficientes de difusão e a taxa de corrosão

obtida por meio da técnica de potencial de corrosão pelos

métodos de envelhecimento (A) por ciclos e (B) por névoa salina.

187

Observa-se uma correlação diretamente proporcional entre os

coeficientes de difusão e a taxa de corrosão, confirmando que uma maior

penetração de íons cloreto proporciona uma maior taxa de corrosão. Os

coeficientes desta correlação também foram bastante satisfatórios (entre

0,8460 e 0,9635).

Assim, de acordo com a análise destas correlações entre resultados

obtidos por métodos diferentes e que envolvem mecanismos de corrosão

diferentes, podem-se considerar mais consistentes as conclusões a respeito do

desempenho da lama vermelha como adição ao concreto armado, uma vez que

as correlações cientificamente consagradas são satisfeitas plenamente.

e) Espectroscopia de Impedância Eletroquímica (EIE) A espectroscopia de impedância eletroquímica (EIE) fecha a série de

técnicas utilizadas para a caracterização do concreto armado contendo

diversos teores de lama vermelha como adição. A princípio foram realizadas

medidas de EIE a cada 30 dias. No entanto, após os três primeiros meses de

análise, optou-se por aumentar este intervalo para dois meses, logo, os

resultados apresentados foram obtidos para os corpos de prova com as idades

de 1, 2, 3, 5, 7, 9, 11 e 13 meses. Os resultados obtidos são a média de, no

mínimo, três determinações. Por questões de clareza serão mostrados os

gráficos de apenas uma destas medidas para cada teor e em cada idade

(foram escolhidos resultados mais próximos à média e, conseqüentemente,

mais representativos). Os resultados são apresentados nas Figuras 5.45, 5.46

e 5.47.

Nos diagramas de Nyquist obtidos, observa-se que a maioria dos

espectros apresenta características semelhantes: dois arcos incompletos em

regiões distintas de freqüência. A estes arcos está relacionada uma constante

de tempo RC, que é representada por elementos de um circuito elétrico

(resistor em paralelo com um capacitor). Em alguns casos foi observada a

formação de um terceiro arco, o que tornou a interpretação dos resultados mais

complexa e gerou dúvidas quanto aos fenômenos associados.

188


Bode) obtidos em concreto de referência (0%) e com diversos

teores de lama vermelha adicionada, com idade de (A) 1 mês, (B)

2 meses e, (C) 3 meses.

(C)

(A)

(B)

189



teores de lama vermelha adicionada, com idade de (A) 5 meses,

(B) 7 meses e, (C) 9 meses.

(A)

(B)

(C)

190



teores de lama vermelha adicionada, com idade de (A) 11 meses

e, (B) 13 meses.

Para se obter informações por meio das medidas de EIE é necessário

possuir um modelo físico do sistema que permita correlacionar os elementos do

circuito equivalente com as suas propriedades e com a descrição dos

fenômenos. Em função das características do material (concreto armado) e das

possibilidades sugeridas na literatura, o circuito equivalente que melhor se

adequou aos resultados é proposto na Figura 5.48a, onde R0, R2 e Re

representam, respectivamente, a resistência “offset” (altas freqüências), a

(A)

(B)

191

resistência da matriz de concreto (médias freqüências) e a resistência do

eletrodo. Assim, Re representa o fenômeno de corrosão nas barras de aço

(baixas freqüências). Vale lembrar que, geralmente, o valor de R0 é desprezado

e considera-se como resistência típica da matriz de concreto a grandeza Rb

(Rb = R0 + R2).

A partir das medidas do sétimo mês, quando a corrosão já se

apresentava de forma acentuada, a análise dos dados, que já não era trivial, se

mostrou ainda mais complexa, devido à sobreposição de fenômenos e ao ruído

da medida, associados, evidentemente, à heterogeneidade das amostras.

Devido a estas dificuldades, optou-se por mudar a forma de análise. A

teoria de base diz que os processos têm uma freqüência angular de relaxação

característica, w (a partir da qual deixam de responder) e que é dada por

w = 1/RC e que também pode ser lida graficamente no topo do arco do

espectro de impedâncias [99, 100]. Assim, buscou-se associar os arcos

possíveis de serem analisados com as capacitâncias e freqüências típicas de

cada um dos fenômenos.

Desta forma, isolaram-se os arcos identificados e relacionados a cada um

dos fenômenos e fez-se uma análise local, melhorando, assim, a precisão.

Estratégia semelhante havia sido adotada em seus estudos por VERMOYAL et

al. [99]. Para tal, utilizou-se o circuito simplificado apresentado na figura 5.48b.

Figura 5.48. Circuitos elétricos equivalentes propostos para a interface aço-

concreto, segundo (A) análise geral e (B) análise por arcos

individualizados (circuito simplificado).

192

Quando os arcos são analisados isoladamente e fitados segundo o

circuito elétrico simplificado (Figura 5.48b), têm-se como resultados, além da

resistência do arco em questão (R’’), os valores do elemento de fase constante

(CPE), Q, e do índice “n” que mede a perfeição deste elemento, variando entre

0 e 1 e sendo mais próximo do valor unitário à medida que o CPE se aproxima

de um capacitor perfeito, C [35, 41, 101]. Assim pode-se calcular a capacitância

característica, C, de acordo com a equação 5.4.

nn

n RQC−

=11

. (5.4)

Já a freqüência característica (f) associada a esta capacitância

característica é calculada, em Hertz, de acordo com as equações 5.5 e 5.6,

onde w = 1/RC [35, 100].

π2)( wHzf = (5.5)

CRHzf

..21)(

π= (5.6)

Esta correlação entre as capacitâncias e freqüências características

calculadas para cada um dos fenômenos pode ser visualizada na figura 5.49.

Como se pode observar, as freqüências típicas verificadas para os corpos de

prova utilizados neste trabalho podem ser agrupadas como:

• Baixas freqüências: Na faixa de 1 mHz a 10 Hz (10-3 – 10 Hz),

corresponde à resistência do eletrodo (Re), logo, está associada ao

fenômeno de corrosão. A capacitância característica desta faixa está

compreendida entre 10-6 e 10-3 F/cm2.

• Médias freqüências: Na faixa de 100 Hz a MHz (102 – 106 Hz),

corresponde à resistência do concreto (R2), estando associada às

características da matriz que envolve e protege a armadura. A

capacitância característica desta faixa está compreendida entre 10-9 e

10-6 F/cm2.

193

• Altas freqüências: Superior à faixa dos MHz (> 106 Hz), está

associada à resistência “offset” (R0), de pequena relevância e valores

desprezíveis no presente estudo.


características de cada um dos fenômenos observados via EIE

para as amostras de concreto de referência (A) e contendo a

adição de 10% de lama vermelha (B).

194


características de cada um dos fenômenos observados via EIE

para as amostras de concreto contendo a adição de (A) 20% e (B)

30% de lama vermelha.

195

Valores semelhantes aos apresentados nas Figuras 5.49 e 5.50 foram

observados por outros autores [35]. Os resultados obtidos para a resistência do

concreto, Rb (ohms), em função dos diversos teores adicionados de lama

vermelha podem ser visualizados na tabela 5.14.


(EIE) para a resistência do concreto, Rb (ohms), em função dos

diversos teores adicionados de lama vermelha.

Resistência do concreto, Rb (Ω) Meses

Referência (0%) 10% 20% 30%

Mês 1 9527,4 15453,0 13934,0 13763,0

Mês 2 7494,8 8224,7 9671,6 21304,7

Mês 3 15528,7 18036,7 25407,7 23312,8

Mês 5 31113,7 27623,3 64915,7 39640,9

Mês 7 6867,0 5536,7 3566,5 3387,6

Mês 9 7615,7 5079,7 6112,0 5731,2

Mês 11 7914,2 3239,3 3790,7 3586,3

Mês 13 13188,5 5983,1 4773,3 4580,9

Como se pode verificar na Tabela 5.14, a resistência do concreto, Rb,

aumenta com o passar do tempo, como era de se esperar, pois este

comportamento já foi obsevado nos ensaios de resistividade do concreto. No

entanto, devido à agressividade dos ciclos de secagem e umedecimento em

solução com NaCl, após um determinado período de tempo, a concentração de

íons cloreto (altamente condutivos) no interior dos corpos de prova se torna

bastante elevada. Associado a isso, a presença de pequenas trincas

provocadas pelo próprio ciclo, além da expansão devida ao processo corrosivo

já iniciado, fazem com que a resistência do concreto volte a cair, chegando a

valores extremamente baixos no final do ensaio. Comportamento semelhante

havia sido observado nos estudos de SILVA [102], que o associou a um maior

teor de umidade nas amostras.

196

Observa-se que até que haja este momento de inversão do

comportamento (no presente estudo, após os cinco meses de análise) os

corpos de prova com diversos teores de lama vermelha têm comportamento

semelhante às amostras de referência, sendo inclusive superiores em alguns

momentos. No entanto, os corpos de prova de referência parecem resistir

melhor às intempéries proporcionadas pelo procedimento experimental, pois

suas resistências decaem menos em comparação às demais.

Na Tabela 5.15 são apresentados os resultados obtidos para a

resistência do eletrodo, Re (= Rp, ohms), em função dos diversos teores

adicionados de lama vermelha.


(EIE) para a resistência do eletrodo, Re (= Rp, ohms), em função

dos diversos teores adicionados de lama vermelha.

Resistência do eletrodo, Re = Rp (Ω) Meses

Referência (0%) 10% 20% 30%

Mês 1 1,99E+06 1,23E+06 3,33E+06 6,42E+06

Mês 2 1,79E+05 1,53E+05 2,79E+05 1,11E+06

Mês 3 7,66E+03 1,20E+04 1,08E+04 1,20E+05

Mês 5 5,44E+03 4,46E+03 3,16E+03 3,40E+03

Mês 7 2,24E+03 1,55E+03 1,93E+03 1,20E+03

Mês 9 3,14E+03 1,45E+03 1,50E+03 1,11E+03

Mês 11 3,18E+03 1,44E+03 1,34E+03 9,69E+02

Mês 13 3,09E+03 1,60E+03 2,68E+03 1,33E+03

Segundo alguns estudos realizados [35, 102], a armadura está em

processo de corrosão à medida que há o fechamento do semi-círculo formado

a baixas freqüências, observado no diagrama de Nyquist. Assim, quanto

menores os valores de Re, mais acentuado é o processo corrosivo.

De acordo com a Tabela 5.15, observa-se claramente uma redução nos

valores Re, chegando a diferenças de uma ordem de grandeza entre medidas

sucessivas e atingindo uma estabilização por volta de 103 Ω (ou KΩ). Alguns

197

aspectos podem ser realçados quanto a estes resultados, tais como: i) a

estabilização destes valores de Re coincide com a maior complexidade de

análise dos resultados e com a mudança de comportamento dos valores de Rb,

sugerindo que realmente este é o momento em que o processo corrosivo está

mais acentuado; ii) os corpos de prova de referência (0%) atingem este valor

de estabilização antes dos demais, isto é, já aos três meses de análise,

indicando que o processo corrosivo nas primeiras idades é mais pronunciado

nestas amostras em comparação às que contém lama vermelha como adição

e; iii) a resistência do eletrodo típica de um processo corrosivo considerável é

da ordem de KΩ.

A análise dos resultados de EIE apresentados, interpretados e discutidos

anteriormente estão de acordo com os resultados obtidos via resistividade

elétrica (em situação úmida) e medida do potencial de corrosão, indicando ser

esta técnica confiável para a verificação do processo corrosivo, com a

vantagem de poder observar a evolução da cinética de corrosão, identificando

o momento em que esta ocorre em nível considerável.

No entanto, as dificuldades de interpretação e diversas incertezas quanto

aos parâmetros e faixas características dos fenômenos fazem com que esta

técnica ainda requeira estudos mais aprofundados.

5.3.3 Caracterização Ambiental – Ensaios de Lixiviação e Solubilização

Como último aspecto a ser abordado no presente estudo e de

fundamental importância quando se pensa em projetos de desenvolvimento de

materiais contendo resíduos industriais, realizou-se a caracterização ambiental

(lixiviação e solubilização) das amostras de concreto contendo lama vermelha

e, inclusive, das amostras de referência.

Com este objetivo, os concretos com 600 dias (20 meses) de idade foram

submetidos a ensaios de lixiviação e solubilização, segundo as normas NBR

10005 e NBR 10006, respectivamente, em laboratório particular credenciado

para tal. Foram analisadas apenas as concentrações dos elementos que

198

estiveram acima dos valores permitidos, segundo a análise do resíduo,

mostrada anteriormente (item 5.1.2).

Os corpos de prova de concreto foram britados para a geração de um

material granular, enviado para análise. Os resultados obtidos para o extrato

solubilizado são apresentados na Tabela 5.16.

Tabela 5.16. Resultados do ensaio de solubilização em amostras de concreto

com 600 dias de idade, contendo lama vermelha como adição,

realizado de acordo com as normas NBR 10004 e NBR 10006.

Solubilização (mg/L) Parâmetro

Resíduo 0% 10% 20% 30% VMP

Alumínio 41,80 0,15 1,24 1,31 1,35 0,20

Arsênio 0,0820 < 0,0025 < 0,0025 < 0,0025 < 0,0025 0,0100

Fenóis 0,014 0,016 0,015 0,013 0,013 0,010

Fluoreto 78,00 0,40 0,53 0,79 1,45 1,50

Selênio 0,0190 < 0,0055 < 0,0055 < 0,0055 < 0,0055 0,0100

Sódio 1665,0 52,4 146,0 222,0 592,0 200,0

pH 12,04 12,3 12,2 12,1 12,1 2,5 – 12,5


Na Tabela 5.16 são apresentados também os resultados obtidos para a

lama vermelha. Observa-se que há uma grande redução dos teores dos

elementos lixiviados quando a lama é adicionada ao concreto.

O alumínio, cuja concentração no resíduo era cerca de 200 vezes

superior ao permitido, teve uma redução considerável, apesar de ainda

permanecer acima deste limite (cerca de 6 a 7 vezes). O arsênio, o fluoreto

(principalmente) e o selênio, cujas concentrações estavam acima do limite

superior máximo, não apresentaram concentrações consideráveis para

nenhuma das amostras contendo resíduo.

199

O sódio apresentou valores acima dos permitidos apenas para amostras

de concreto contendo 20% e 30%, também com uma grande redução em

comparação com a concentração observada no resíduo.

Os resultados verificados para a concentração de fenóis chamam a

atenção pelo fato da concentração na amostra de concreto de referência (0%)

ser superior ao permitido e, inclusive, superior à concentração verificada na

lama vermelha. Assim como o ocorrido na caracterização do resíduo não há

motivo aparente para a presença deste composto na matriz cimentícia. Assim,

pode-se considerar que sua presença possa ser proveniente de falha na

técnica utilizada.

O pH, como era de se esperar, apresenta-se numa mesma faixa pelo fato

do resíduo de bauxita ter uma alcalinidade semelhante à matriz de concreto.

Dessa forma, as amostras de concreto contendo lama vermelha, bem

como a própria lama vermelha podem ser consideradas como não-inertes.

Apesar de não apresentarem concentrações no resíduo acima das

permitidas para o extrato lixiviado, foram feitas análises para avaliar o efeito

desta adição ao concreto. Os resultados obtidos para o extrato lixiviado são

apresentados na Tabela 5.17. Como já era esperado, não foram observadas

concentrações relevantes para nenhum dos elementos analisados nas

amostras de concreto contendo lama vermelha.

Estes resultados favoráveis podem estar associados a dois aspectos: o

primeiro que a adição da lama vermelha ao concreto diminui a concentração

dos elementos, uma vez que a concentração nas amostras de referência (0%)

é extremamente baixa. Assim, a adição de 10% de resíduo de bauxita ao

concreto poderia representar naturalmente uma redução de 90% dos valores

obtidos. O outro fator seria a formação de compostos aluminossilicatos com a

presença destes elementos, fixando-os à matriz cimentícia. Este fato parece

bem evidente para o alumínio, o arsênio, os fluoretos e o selênio, que tiveram

uma redução bem acima do esperado para uma simples “diluição” dos

elementos.

200

Tabela 5.17. Resultados do ensaio de lixiviação em amostras de concreto com

600 dias de idade, contendo lama vermelha como adição,

realizado de acordo com as normas NBR 10004 e NBR 10005.

Lixiviação (mg/L) Parâmetro

Resíduo 0% 10% 20% 30% VMP

Alumínio x < 0,030 < 0,030 < 0,030 < 0,030 #

Arsênio nd < 0,0025 < 0,0025 < 0,0025 < 0,0025 1,0

Fenóis x 0,005 0,005 0,004 0,003 #

Fluoreto 2,26 0,51 1,12 1,96 1,58 150,0

Selênio nd 0,023 0,021 0,028 0,023 1,0

Sódio 1510 1321 1443 1417 1433 #

pH 12,04 11,8 10,9 11,7 11,3 2,5 – 12,5


Assim, pode-se concluir que a adição do resíduo de bauxita ao concreto

armado não afeta as suas características físicas, melhora diversos aspectos

quanto à durabilidade e apresenta-se segura aos usuários.

5.4 Discussão Geral

Com base nos resultados apresentados e discutidos, é apresentada uma

discussão geral dos resultados. Quanto ao efeito da adição da lama vermelha

em matrizes cimentícias:

• A lama vermelha é um forte candidato à substituição parcial do cimento

em argamassas e concretos para aplicações não estruturais;

• A adição da lama vermelha ao cimento proporciona uma redução do

tempo de pega, devido à sua elevada finura, à presença de hidróxidos

de alumínio e sódio (reconhecidos como aceleradores de pega) e

também por seu caráter de elevada alcalinidade;

201

• A adição da lama vermelha promove um aumento do pH das pastas,

devido a uma maior concentração de íons hidroxila (OH-), provenientes

dos hidróxidos de sódio e alumínio presentes no resíduo;

• De acordo com testes físicos e químicos, a lama vermelha não pode ser

considerada um material essencialmente pozolânico por não satisfazer a

alguns parâmetros das normas. No entanto, apresenta um razoável

índice de atividade pozolânica, independente da norma utilizada;

• Contrariamente ao esperado, a lama vermelha não aumenta a reação

álcalis-agregado (RAA). Este fenômeno pode estar associado a um

efeito de diluição do teor de cimento, pois o cálcio é fundamental no

mecanismo da RAA;

• A adição da lama vermelha provoca uma diminuição da tensão de

escoamento (g) e um aumento da viscosidade plástica (h) das

argamassas, devido à hidratação do cimento e à menor quantidade de

água livre na mistura (elevada finura do material);

• A medida do calor de hidratação pode ser uma importante ferramenta de

medida indireta do índice de atividade pozolânica. A presença da lama

vermelha faz com que haja um aumento da temperatura de reação nos

momentos iniciais, o que é evidenciado no calor máximo de hidratação,

indicando a reatividade da lama vermelha;

• A resistência mecânica das argamassas diminui com o aumento dos

níveis de substituição do cimento, devido às limitadas características

hidráulicas da lama vermelha;

• A resistência mecânica das argamassas é ligeiramente aumentada (até

10%) com a adição de baixos teores da lama vermelha, apresentando

valores aceitáveis até um limite de 30% de adição;

• A adição da lama vermelha reduz o índice de absorção capilar das

argamassas por diminuir a concentração de poros capilares ou promover

a sua obstrução. No entanto, a porosidade aparente total é levemente

aumentada (cerca de 5%);

• Com a adição do resíduo ao concreto, a distribuição do tamanho dos

poros torna-se menos homogênea e vazios maiores ou macroporos

202

(cerca de 1μm de diâmetro) são gerados, ocorrendo, também, um

aumento na porosidade total;

• A redução dos poros capilares nas amostras de concreto diminuem a

absorção capilar em função do teor de lama vermelha adicionada,

mesmo com uma maior porosidade total;

• A adição da lama vermelha ao concreto tem como conseqüência uma

imediata redução na resistência mecânica (compressão diametral),

devido a dificuldades de moldagem e maior porosidade. No entanto, com

adições sucessivas do resíduo, esta resistência mecânica é aumentada.

• A lama vermelha, que já não apresentava uma grande periculosidade,

teve a concentração de seus elementos acima dos valores permitidos no

extrato solubilizado bastante reduzida quando adicionada à matriz de

concreto;

• O alumínio e o sódio, com elevadas concentrações na lama vermelha,

tiveram seus teores reduzidos consideravelmente;

• O arsênio, o fluoreto (principalmente) e o selênio, cujas concentrações

no resíduo estavam acima do limite superior máximo, não apresentaram

concentrações consideráveis para nenhuma das amostras contendo

resíduo;

• O pH das amostras não foi influenciado consideravelmente pela

presença da lama vermelha;

• Os resultados positivos verificados na análise ambiental são associados

aos fatos de a adição da lama vermelha ao concreto diminuir a

concentração dos elementos uma vez que a concentração nas amostras

de referência (0%) é extremamente baixa e à formação de compostos

aluminossilicatos com a presença destes elementos, fixando-os à matriz

cimentícia.

No presente estudo, foram utilizadas 5 (cinco) diferentes técnicas para

avaliar a capacidade do concreto contendo lama vermelha em proteger a

armadura do concreto armado. A respeito da precisão e reprodutibilidade

destas técnicas:

203

• Para ensaios de migração de cloretos, o uso de água destilada como

solução anódica inicial facilita a medida da evolução da concentração de

cloretos por meio de medidas de condutividade da solução, tornando

possível a obtenção de excelentes resultados de forma simples, com

baixo custo e com elevada reprodutibilidade;

• A presença de poros com diâmetros de cerca de 1 μm facilita a difusão

de íons cloreto no concreto por difusão e sucção capilar;

• A redução do coeficiente de difusão no estado estacionário tem como

conseqüência direta o aumento da vida útil da estruturas;

• A avaliação da carbonatação em corpos de prova de concreto apenas

torna-se viável e reprodutível com a utilização de câmara de

carbonatação, devido ao lento processo que leva a este fenômeno;

• A evolução dos resultados de resistência à flexão de corpos de prova de

concreto são um bom indicativo dos efeitos da carbonatação;

• A microscopia apresenta-se como uma ferramenta complementar

bastante útil na avaliação da carbonatação em matrizes cimentícias;

• O método de verificação da resistividade elétrica do concreto por meio

de sensores embutidos na amostra mostrou-se bastante satisfatória,

com elevada reprodutibilidade mesmo com amostras secas;

• Os resultados de resistividade elétrica do concreto poderiam ser mais

conclusivos e inter-relacionados aos observados por outras técnicas

caso os corpos de prova fossem mantidos em câmara úmida durante

todo o período;

• A resistividade elétrica é um bom indicativo da possibilidade de

penetração de íons cloreto. Assim, quanto maior a resistividade do

concreto, menor a penetração de íons cloreto e, conseqüentemente,

menor a probabilidade de ocorrer corrosão;

• As medidas do potencial de corrosão apresentaram boa

reprodutibilidade e, além de serem simples, podem ser utilizadas em

campo, com a consciência, porém, de que esta técnica não deve ser

utilizada como único método de monitoramento da corrosão;

204

• Não é possível avaliar a evolução do processo corrosivo por meio da

técnica do potencial de corrosão, que nos indica apenas quais as

possibilidades de ocorrência da corrosão e, por isso, deve ser utlizada

como uma técnica complementar;

• Não existe uma relação entre o tempo de despassivação da armadura e

as taxa de corrosão nos testes de potencial de corrosão, isto é, a barra

pode iniciar o processo corrosivo mais cedo, mas, a partir deste

momento, apresentar taxa menor;

• Para a técnica do potencial de corrosão, o “método de envelhecimento

por ciclos” é consideravelmente mais agressivo em comparação ao

“método de envelhecimento por névoa salina”, o que é evidenciado pela

diferença dos valores obtidos para a taxa de corrosão, que chegam a

uma ordem de grandeza;

• A espectroscopia de impedância eletroquímica (EIE) mostrou-se uma

técnica altamente reprodutiva e poderosa. No entanto, as dificuldades de

interpretação e a falta de critérios consagrados mundialmente são

limitadores de sua aplicação e fazem com que esta técnica ainda esteja

bastante carente de estudos mais aprofundados;

• A associação entre os arcos observados nos resultados de

espectroscopia e a freqüência de relaxação característica, mostrou-se

uma interessante alternativa de análise para sistemas tão heterogêneos

e complexos como o concreto armado, aumentando a precisão das

medidas;

• Os fenômenos associados à corrosão das armaduras e às

características intrínsecas do concreto são observados em baixas (10-3 –

10 Hz) e médias (102 – 106 Hz) freqüências, respectivamente;

• A resistência do eletrodo típica de um processo corrosivo considerável é

da ordem de KΩ (103 Ω).

• A armadura está em processo de corrosão à medida que há o

fechamento do semi-círculo formado a baixas freqüências, observado no

diagrama de Nyquist;

205

Quanto à influência da adição da lama vermelha nos mecanismos que

levam à corrosão do concreto:

• O “time lag” aumenta com o aumento da adição de lama vermelha,

sendo uma provável conseqüência da redução da quantidade relativa de

poros capilares;

• A diminuição no nível de interconectividade entre os poros capilares nas

amostras contendo lama vermelha e a presença de fases mineralógicas

típicas, como aluminossilicatos de sódio, conhecidos como “sodalites”

são responsáveis pela redução do fluxo de íons e, conseqüentemente,

dos coeficientes de difusão nos estados estacionário e não estacionário;

• Amostras de concreto contendo lama vermelha apresentaram, segundo

resultados de migração de cloretos, uma maior vida útil, atingindo um

valor superior ao dobro do obtido para as amostras de referência (16,5

contra 35 anos);

• A adição da lama vermelha apresentou-se prejudicial ao concreto no

tocante à carbonatação. A porosidade e, principalmente, a capacidade

da lama vermelha em assimilar o dióxido de carbono se sobrepõem ao

seu elevado pH como fator que possa influenciar este comportamento;

• Por formar fases carbonatadas com maior facilidade, o concreto

contendo lama vermelha apresenta maior capacidade de fixação dos

metais presentes neste resíduo;

• A redução na porosidade durante o processo de carbonatação, com a

transformação do Ca(OH)2 em CaCO3 pode ser responsável pelo ganho

acentuado de resistência das amostras de referência e contendo 10% de

adição da lama vermelha mesmo após os 28 dias;

• Quando o processo de carbonatação é muito acentuado (como para a

adição de 20% e 30% de lama vermelha), há a formação de uma rede

de poros mais grosseiros, devido à decomposição do gel C-S-H na pasta

de cimento, tendo como conseqüência menores valores de resistência à

flexão;

206

• O grau de saturação (umidade) das amostras de concreto contendo

lama vermelha parece influenciar consideravelmente nos resultados de

resistividade elétrica;

• Os corpos de prova de concreto com presença da lama vermelha

apresentam maior resistividade em ambiente úmido, situação mais

propícia à corrosão;

• Com a redução da umidade dos corpos de prova, o aumento da

resistividade da amostra de referência em função do tempo é mais

acentuado em comparação às amostras contendo lama vermelha. Este

fenômeno é justificado pela elevada concentração iônica da lama

vermelha que, com a diminuição da umidade, torna-se mais acentuada e

atuante em comparação às amostras de referência devido a uma maior

porosidade e, principalmente, à elevada condutividade dos íons Na+,

OH-, Ca2+ e K+, presentes no resíduo;

• A relação inversamente proporcional entre a resistividade e a

penetração de cloretos para o concreto contendo lama vermelha é

observada quando ocorre a mesma situação de saturação das amostras;

• A amplitude entre as medidas do potencial de corrosão dos corpos de

prova nos estados úmido e seco é mais acentuada nas amostras de

referência (0%), que, por possuírem uma maior rede de poros capilares,

apresentam maior capacidade de absorção da solução contendo NaCl

(sucção capilar) e uma maior dificuldade em perder esta umidade

(menor porosidade total) em comparação às amostras contendo lama

vermelha;

• A presença da lama vermelha retarda o processo de despassivação das

barras. Este fenômeno é resultado de fatores que podem agir

isoladamente ou de forma conjunta, tais como: uma maior alcalinidade

do concreto na região interfacial devido à presença da lama vermelha,

uma maior fixação dos íons cloreto devido à presença dos

aluminossilicatos de sódio e a presença de poros largos, facilitando a

perda de umidade nos corpos de prova contendo lama vermelha;

207

• Quanto maior o teor de lama vermelha adicionado, menor a taxa de

corrosão verificada, atingindo uma estabilização entre os 20% e 30%

adicionados. Este comportamento foi verificado para os dois métodos

utilizados na técnica do potencial de corrosão;

• A taxa de corrosão obtida pela técnica de potencial de corrosão é

inversamente proporcional à resistividade elétrica e diretamente

proporcional aos valores de coeficientes de difusão, apresentando

satisfatórios índices de correlação (R2), dando uma maior confiança aos

resultados obtidos;

• Assim como o ocorrido no ensaio de resistividade, a espectroscopia de

impedância eletroquímica (EIE) apontou para um aumento da

resistividade dos corpos de prova com o passar do tempo;

• A agressividade dos ciclos de secagem e o aumento da concentração de

íons cloreto (altamente condutivos) associados à presença de pequenas

trincas provocadas pela expansão devida ao processo corrosivo fazem

com que a resistência do concreto seja bruscamente reduzida para

todas as amostras;

• Apesar de apresentarem comportamento semelhante às demais, os

corpos de prova de referência parecem resistir melhor às intempéries

proporcionadas pelo procedimento experimental em comparação às

amostras contendo lama vermelha;

• Nos resultados de EIE uma redução nos valores de resistência do

eletrodo, Re, chegando a diferenças de uma ordem de grandeza entre

medidas sucessivas e atingindo uma estabilização por volta de 103 Ω (ou

KΩ);

• A estabilização dos valores de Re coincide com a maior complexidade

de análise dos resultados e com a mudança de comportamento dos

valores de Rb, sugerindo que realmente este é o momento em que o

processo corrosivo está mais acentuado;

209

6 CONCLUSÕES

Devido ao grande volume de resultados obtidos no presente trabalho,

optou-se por dividir as conclusões em 2 (dois) grupos: i) o efeito da adição da

lama vermelha em matrizes de cimento Portand (argamassas e concretos) e

análise ambiental (lixiviação e solubilização); ii) influência da lama vermelha

nos resultados de análise de corrosão em concreto armado.

i) Quanto ao efeito da adição da lama vermelha em matrizes cimentícias,

pode-se concluir que:

• A lama vermelha é um forte candidato à substituição parcial do cimento

em argamassas e concretos (até 30%);

• A adição da lama vermelha promove uma redução do tempo de pega,

uma diminuição da tensão de escoamento, e um aumento da

viscosidade plástica, aumenta a temperatura de reação nos momentos

iniciais (calor máximo de hidratação), reduz o índice de absorção capilar,

com uma distribuição do tamanho dos poros mais homogênea e geração

macroporos;

• Não houve aumento na RAA devido à presença da lama vermelha;

• A matriz cimentícia mostrou-se competente no encapsulamento dos

elementos perigosos.

ii) A influência da adição da lama vermelha nos mecanismos que levam à

corrosão do concreto, foco principal desta tese, permite concluir que:

• A diminuição no nível de interconectividade entre os poros capilares nas

amostras contendo lama vermelha e a presença de fases mineralógicas

típicas, como aluminossilicatos de sódio, conhecidos como “sodalites” são

responsáveis pelo aumento do “time lag”, pela redução do fluxo de íons e,

conseqüentemente, dos coeficientes de difusão nos estados estacionário e

não estacionário;

210

• A adição da lama vermelha apresentou-se prejudicial ao concreto no

tocante à carbonatação. A porosidade e, principalmente, a capacidade da

lama vermelha em assimilar o dióxido de carbono se sobrepõem ao seu

elevado pH como fator que possa influenciar este comportamento;

• A presença da lama vermelha proporcionou um aumento na

resistividade do concreto em ambiente úmido, situação mais propícia à

corrosão. No entanto, com a redução da umidade, o aumento da

resistividade das amostras de referência em função do tempo é mais

acentuado em comparação às amostras contendo lama vermelha;

• Quanto maior o teor de lama vermelha adicionado, menor a taxa de

corrosão verificada, atingindo uma estabilização entre os 20% e 30%

adicionados;

• De acordo com os resultados de EIE, o processo corrosivo é mais

pronunciado nas amostras de referência em comparação às que contém

lama vermelha como adição.

Assim, com base nos resultados obtidos para argamassas, concretos,

caracterização ambiental e ensaios que avaliaram a corrosividade, pode-se

concluir que a lama vermelha apresenta-se como uma alternativa segura e com

benefícios quando adicionada a matrizes cimentícias. O próximo passo do

processo de desenvolvimento tecnológico seria a criação de protótipos para

atestar em escala real todos os resultados obtidos no presente estudo.

211

7 SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS

• Influência da temperatura de calcinação nas propriedades pozolânicas da

lama vermelha;

• Incorporação da lama vermelha ao clínquer de cimento Portland;

• Uso da lama vermelha como fixador de substâncias tóxicas do ambiente;

• Estudo da precisão e reprodutibilidade da técnica de espectroscopia de

impedância eletroquímica (EIE) em matrizes cimentícias;

• Melhoria das propriedades reológicas de matrizes cimentícias contendo

lama vermelha por meio de melhor distribuição de tamanho de partículas ou

pelo uso de aditivos.

213

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