MINISTÉRIO DA DEFESA EXÉRCITO BRASILEIRO ...transportes.ime.eb.br/DISSERTAÇÕES/2017/CLAUDENY SIMONE...também sobre a vida, um verdadeiro mestre e amigo. A Major Ana Maria, pelos

MINISTÉRIO DA DEFESA

EXÉRCITO BRASILEIRO

DEPARTAMENTO DE CIÊNCIA E TECNOLOGIA

INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA

CURSO DE MESTRADO EM ENGENHARIA DE TRANSPORTES

CLAUDENY SIMONE ALVES SANTANA

PROPRIEDADES DE CONCRETOS PROJETADOS COM FIBRAS DE POLIOLEFINA PARA TÚNEIS

Rio de Janeiro

2017




Dissertação de Mestrado apresentada ao Curso de Mestrado em Engenharia de Transportes do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia de Transportes. Orientador: Prof. Luiz Antonio Vieira Carneiro - D.Sc. Co-orientadora: Profa. Ana Maria Abreu Jorge Teixeira - D.Sc.

Rio de Janeiro 2017

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c2017


Praça General Tibúrcio, 80 – Praia Vermelha

Rio de Janeiro – RJ CEP: 22.290-270

Este exemplar é de propriedade do Instituto Militar de Engenharia, que poderá incluí-

lo em base de dados, armazenar em computador, microfilmar ou adotar qualquer forma de

arquivamento.

É permitida a menção, reprodução parcial ou integral e a transmissão entre bibliotecas

deste trabalho, sem modificação de seu texto, em qualquer meio que esteja ou venha a ser

fixado, para pesquisa acadêmica, comentários e citações, desde que sem finalidade comercial

e que seja feita a referência bibliográfica completa.

Os conceitos expressos neste trabalho são de responsabilidade do(s) autor(es) e do(s)

orientador(es).

629.04 Santana, Claudeny Simone Alves S232p Propriedades de concreto projetado com fibras de poliolefina para

túneis / Claudeny Simone Alves Santana; orientada por Luiz Antonio Vieira Carneiro; Ana Maria Abreu Jorge Teixeira – Rio de Janeiro: Instituto Militar de Engenharia, 2017.

141 p.: il. Dissertação (Mestrado). – Instituto Militar de Engenharia. – Rio de

Janeiro, 2017.

1. Curso de Engenharia de Transportes – teses e dissertações. 2. Concreto. I. Carneiro, Luiz Antonio Vieira. II. Teixeira, Ana Maria Abreu Jorge. III. Título. IV. Instituto Militar de Engenharia.

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Dissertação de Mestrado apresentada ao Curso de Mestrado em Engenharia de Transportes do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia de Transportes.

Orientador: Prof. Luiz Antonio Vieira Carneiro - D.Sc. Co-orientador: Profa. Ana Maria Abreu Jorge Teixeira - D.Sc. Aprovada em 06 de fevereiro de 2017 pela seguinte Banca Examinadora:

Prof. Luiz Antonio Vieira Carneiro - D.Sc. do IME - Presidente

Profa. Ana Maria Abreu Jorge Teixeira - D.Sc., IME

Prof. Felipe Gobbi Silveira - D.Sc., do UNISINOS

Profa. Flávia Moll de Souza Júdice, D.Sc., da UFRJ

Profa. Izabella Pessoa de Castro, D.Sc., da UFF

Rio de Janeiro

2017

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Dedico à minha família.

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AGRADECIMENTOS

Ao Senhor, por me capacitar e me dar coragem para seguir até o fim do mestrado.

Aos meus dois parceiros maravilhosos, Antonio Carlos, meu esposo-amigo, e Antonio

Miguel, meu guerreiro e filho amado, pela compreensão, apoio e estímulo, que foram

fundamentais para que eu fosse em frente e suportasse tardes de saudade.

À minha família em Teresina-PI, pela motivação, apoio e segurança que não me faltaram

em nenhum momento.

Ao meu orientador, Coronel Carneiro, que me ensinou muita coisa sobre concretos e

também sobre a vida, um verdadeiro mestre e amigo.

A Major Ana Maria, pelos bons conselhos e pela força, quando eu achava que não ia dar

conta.

Aos amigos da XEPA, por estarem sempre do meu lado, me fazendo sorrir e sentir

especial.

Às amigas teresinenses Aldenora Barros e Teodora Caland, pela amizade de décadas,

conversas e pelo carinho; a distância não é nada.

Aos amigos conquistados na turma da Pós-Graduação em Engenharia de

Transportes/2015, pelas experiências, conselhos, parceria e a boa e velha companhia das horas

a mais depois do expediente e nos sábados para adiantar a pesquisa; destaco aqui os amigos:

Carolina Lopes e Fabrício Lavoratto, além de Lucca, Santiago, Rita, Javier, Mayssa e

Carmem.

Aos amigos do Laboratório, Sgt Gonçalves, Sgt Mello, Sd W. Silva, Sd José e Sd Pires,

pelo apoio durante os ensaios.

À equipe de coordenação do curso de Pós-graduação em Engenharia de Transportes, Cel

Marcelo Reis, Sgt Oazem, Sgt Dias e Agnaldo, por todo o apoio na parte administrativa

durante esses anos de mestrado.

Ao querido Joel, no apoio dos ensaios de MEV.

Ao querido Cel Júlio, pelas dúvidas tiradas com relação à fibra de poliolefina e pelos

chocolates sempre que eu acertava alguma coisa.

Ao ilustre Cel Dieguez, pelas dúvidas sanadas referentes à metodologia NATM, à

conversa entusiasmada sobre túneis e a todo material de pesquisa que me confiou.

6

Aos professores de cada disciplina cursada, cada aula, cada trabalho e cada seminário

apresentado; com certeza vocês contribuíram e MUITO para meu desenvolvimento

acadêmico e profissional.

À empresa GEOBBRUG, na pessoa de Teresa, Felipe e Adolfo, pelo apoio e

fornecimento das fibras e por terem confiado no meu trabalho e entusiasmo.

À empresa Civil Master e FGS Geotecnia, por disporem de seu canteiro de obras para a

realização das concretagens.

À professora Laura Motta, COPPE/UFRJ, pelo apoio prestado nos ensaios com o AIMS.

À CAPES, pelo apoio financeiro mediante bolsa de estudo concedida.

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“Resgate suas forças e se sinta bem, rompendo

a chama da própria loucura. Cuide de quem

corre do seu lado e quem te quer bem. Essa é a

coisa mais pura.”.

CHORÃO.

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SUMÁRIO

LISTA DE ILUSTRAÇÕES .................................................................................................. 10

LISTA DE TABELAS ............................................................................................................ 14

LISTA DE SIGLAS E ABREVIATURAS ...........................................................................16

1. INTRODUÇÃO ..................................................................................................... 19

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ........................................................................................... 19

1.2 OBJETIVO .......................................................................................................................... 20

1.3 JUSTIFICATIVA E RELEVÂNCIA .................................................................................. 21

1.4 ESTRUTURA DO TRABALHO ........................................................................................ 21

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................. 23

2.1 HISTÓRICO DO CONCRETO PROJETADO ................................................................... 23

2.2 PROCESSOS DE PROJEÇÃO DO CONCRETO PROJETADO ...................................... 24

2.2.1 PROJEÇÃO POR VIA SECA ............................................................................................. 24

2.2.2 PROJEÇÃO POR VIA ÚMIDA ......................................................................................... 28

2.3 CONCRETO PROJETADO COM FIBRAS....................................................................... 32

2.4 NORMAS TÉCNICAS PARA DETERMINAÇÃO DA TENACIDADE ......................... 41

2.4.1 MÉTODO ASTM C1018 (1997) ........................................................................................ 42

2.4.2 MÉTODO ASTM 1609 (2010) ........................................................................................... 45

2.4.3 MÉTODO JSCE – SF4 (1984) ............................................................................................ 46

2.5 COMPOSIÇÕES DE CONCRETO PROJETADO ............................................................ 47

2.6 APLICAÇÕES DE CONCRETO PROJETADO ................................................................ 52

2.7 TÚNEIS NATM .................................................................................................................. 54

2.8 CONSIDERAÇÕES FINAIS .............................................................................................. 60

3. PROGRAMA EXPERIMENTAL ........................................................................ 61

3.1 FORMAS E CORPOS DE PROVA .................................................................................... 61

3.2 MATERIAIS ....................................................................................................................... 62

3.2.1 CIMENTO ........................................................................................................................... 63

3.2.2 AGREGADOS .................................................................................................................... 64

3.2.3 ÁGUA ..... ........................................................................................................................... 64

3.2.4 ADITIVOS .......................................................................................................................... 64

3.2.5 FIBRA DE POLIOLEFINA ................................................................................................ 65

3.3 EXECUÇÃO DOS CORPOS DE PROVA ......................................................................... 66

3.4 ENSAIOS REALIZADOS .................................................................................................. 70

3.5 RESULTADOS DOS ENSAIOS ........................................................................................ 71

9

3.5.1 CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS ...................................................................... 71

3.5.2 CARACTERIZAÇÃO DA FIBRA DE POLIOLEFINA .................................................... 76

3.6 CARACTERIZAÇÃO DOS CONCRETOS COM FIBRA DE POLIOLEFINA ............... 78

3.6.1 VELOCIDADE DE PROPAGAÇÃO DE ONDA ULTRASSÔNICA (V) ........................ 79

3.6.2 RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (fc) .............................................................................. 81

3.6.3 MODO DE RUPTURA ....................................................................................................... 81

3.6.4 MÓDULO DE ELASTICIDADE (Ec) e COEFICIENTE DE POISSON (ʋ) ..................... 83

3.6.5 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL (fct,sp) ........................ 86

3.6.6 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO NA FLEXÃO (fct,f) .............................................................. 88

3.6.7 PADRÃO DE FISSURAÇÃO ............................................................................................ 89

3.6.8 CURVAS CARGA - FLECHA ........................................................................................... 93

4. ANÁLISE DOS RESULTADOS .......................................................................... 96

4.1 CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS ...................................................................... 96

4.1.1 AGGREGATE IMAGING SYSTEM (AIMS) ................................................................... 96

4.1.2 FIBRA DE POLIOLEFINA ................................................................................................ 98

4.2 COMPOSIÇÃO DO CONCRETO PROJETADO E MOLDADO ................................... 100

4.2.3 GRÁFICOS RESULTANTES DE COMPOSIÇÕES DE CONCRETO PROJETADO ........................................................................................................ 102

4.3 VELOCIDADE DE PROPAGAÇÃO DE ONDA ULTRASSÔNICA (V) ...................... 110

4.4 RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (fc) ............................................................................ 112

4.5 MÓDULO DE ELASTICIDADE (Ec) e COEFICIENTE DE POISSON (ʋ) .................. 115

4.6 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL (fct,sp) ...................... 116

4.7 R ESISTÊNCIA À TRAÇÃO NA FLEXÃO (fct,f) ............................................................... 118

4.8 CURVAS CARGA - FLECHA ......................................................................................... 120

4.9 TENACIDADE ................................................................................................................. 122

4.9.1 ASTM C1018 (1997) ............................................................................................. 122

4.9.2 ASTM C1609 (2010) ............................................................................................. 124

4.9.3 JSCE-SF4 (1984) ................................................................................................... 126

4.10 INTERAÇÃO FIBRA – MATRIZ .................................................................................... 127

5. CONCLUSÕES .................................................................................................... 130

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................... 133

10

LISTA DE ILUSTRAÇÕES

FIG. 2.1 Plastergun: equipamento desenvolvido por Akeley (SCA, 1999). ........................ 23 FIG. 2.2 Esquema simplificado de uma máquina de projeção por via seca (MAHAR et al.,

1975). ..................................................................................................................... 25 FIG. 2.3 Pontos de inserção do ar comprimido e da água no equipamento via seca. .......... 26 FIG. 2.4 Mangoteiro executando projeção por via seca (MOURA, 2013). ......................... 26 FIG. 2.5 (a) Primeiro equipamento de projeção por via seca a rotor da Meynadier de 1957.

(b) CP3 Bomba para concreto projetado via seca da empresa CPB (MOURA, 2013 e Concreto Projetado Brasil, 2016). ............................................................. 27

FIG. 2.6 Abastecimento da máquina de projeção por via úmida (MOURA, 2013). ........... 28 FIG. 2.7 Esquema da execução de projeção por via úmida (ACI, 2002). ........................... 29 FIG. 2.8 Exemplos projeção por via úmida utilizando robôs (HÖFLER et al., 2011). ....... 30 FIG. 2.9 Principais características das fibras para composição a matriz de concreto

(NAAMAN, 2000 apud SALVADOR, 2013). ...................................................... 34 FIG. 2.10 Principais comportamentos da fibra pós-fissuração. ............................................. 36 FIG. 2.11 (1) Deslocamento da fibra, (2) Fibra atuando como ponte de transferência entre

tensões (3) Arrancamento da fibra (4) Ruptura da fibra (TONOLI, 2009). .......... 36 FIG. 2.12 Produção da fibra de poliolefina. .......................................................................... 37 FIG. 2.13 Fenômeno de auto-fibrilação da fibra de poliolefina. (a) seção fissurada (b)

estricção devido ao coeficiente de Poisson (c) fibrilação devido ao esforço de tração (adaptação conforme BENTUR e MINDESS, 1990) ................................. 38

FIG. 2.14 Composição química do monômero da poliolefina (CALLISTER, 2002). .......... 38 FIG. 2.15 (A) Compatibilidade dimensional entre fibra e agregado (B) Não compatibilidade.

(FIGUEIREDO, 2005). ......................................................................................... 39 FIG. 2.16 Tensão distribuída ao longo da fibra segundo seu comprimento crítico (BENTUR

& MINDESS, 1990). ............................................................................................. 39 FIG. 2.17 Resposta à tenacidade do concreto com e sem fibras (ISLAM, 2012 apud ARIF,

2014). ..................................................................................................................... 41 FIG. 2.18 Dados sobre métodos sobre tenacidade de concretos com fibra (SALVADOR,

2012). ..................................................................................................................... 42 FIG. 2.19 Características das curvas carga - flecha segundo ASTM C1018 (1997). ............ 43 FIG. 2.20 Características das curvas carga - flecha para um material elasto-plástico ideal

segundo a norma ASTM C1018 (1997). ............................................................... 44 FIG. 2.21 Características das curvas carga - flecha segundo a norma ASTM C1609 (2010).

............................................................................................................................... 46 FIG. 2.22 Características das curvas carga - flecha segundo a norma JSCE - SF4 (1984). .. 47 FIG. 2.23 Faixa granulométrica de agregados (EFNARC, 1996). ........................................ 49 FIG. 2.24 Aplicação de concreto projetado como reforço estrutural em túnel (AuSS, 2008).

............................................................................................................................... 53 FIG. 2.25 Vista em perspectiva das Estações Brigadeiro e Trianon (CBT, 2006). ................. 54 FIG. 2.26 Execução de túnel pelo método NATM (Construção de Túneis, 2014) ................. 55 FIG. 2.27 Exemplo de particionamento realizado na execução do método NATM. Galerias

Laterais Gêmeas no Metro de Santiago, Chile 2002 (SAUER, 2003). ................. 57 FIG. 2.28 Revestimento do túnel de 57 km que liga Suíça e Itália (Indica Obra, 2016). ...... 58 FIG. 3.1 Croqui de confecção das formas de madeira (cotas em mm). ............................... 62 FIG. 3.2 Formas montadas. .................................................................................................. 62 FIG. 3.3 Amostras de brita e areia utilizados no concreto projetado por via úmida. .......... 63

11

FIG. 3.4 Disposição da fibra de poliolefina para comercialização. ..................................... 65 FIG. 3.5 Micrografia da seção longitudinal da fibra de poliolefina (a) Aumento de 20X. (b)

Aumento de 700X. ................................................................................................ 66 FIG. 3.6 Micrografia da seção transversal da fibra de poliolefina (a) Aumento de 20X. (b)

Aumento de 800X. ................................................................................................ 66 FIG. 3.7 Etapas de execução dos corpos de prova de concreto. (a) Disposição das fôrmas.

(b) Slump test. (c) Moldagem convencional. (d) Regulagem da pressão. (e) Projeção do concreto nas fôrmas. (f) Esvaziamento do mangote. (g) Limpeza com água do conjunto de projeção. ............................................................................... 68

FIG. 3.8 Procedimento de cura dos corpos de prova de concreto. ...................................... 69 FIG. 3.9 Acondicionamento das amostras após 24 h da confecção dos corpos de prova de

concreto. ................................................................................................................ 69 FIG. 3.10 Gráfico do ensaio de granulometria do agregado graúdo. ..................................... 72 FIG. 3.11 Gráfico do ensaio de granulometria do agregado miúdo. ..................................... 72 FIG. 3.12 Curva de distribuição do índice de angularidade da brita 0. ................................. 74 FIG. 3.13 Curva de distribuição do índice de textura da brita 0. ........................................... 74 FIG. 3.14 Curva de distribuição do índice de esfericidade da brita 0. ................................... 75 FIG. 3.15 Curvas de distribuição do índice de angularidade da areia. .................................. 75 FIG. 3.16 (a) Prensa universal Emic DL10000 de 100 kN de capacidade. (b) Detalhe da fibra

de poliolefina de 50 mm de comprimento fixada nas garras da prensa. ............... 76 FIG. 3.17 Aspecto pós-ruptura das fibras de poliolefina ensaiadas. ...................................... 76 FIG. 3.18 Micrografia da seção transversal da fibra de poliolefina (Aumento 230x). .......... 78 FIG. 3.19 Vista da seção transversal da fibra de poliolefina segundo catálogo do fabricante.

............................................................................................................................... 78 FIG. 3.20 Realização do ensaio de ultrassom. ....................................................................... 80 FIG. 3.21 Valores médios de Vm para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento.

............................................................................................................................... 80 FIG. 3.22 Valores médios de Vm para os concretos com a fibra de 50 mm de comprimento.

............................................................................................................................... 80 FIG. 3.23 Valores médios de fcm dos concretos com a fibra de 35 mm de comprimento. .... 81 FIG. 3.24 Valores médios de fcm dos concretos com a fibra de 50 mm de comprimento. .... 81 FIG. 3.25 Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-1-SF e (b) CP-1-SF. ............... 82 FIG. 3.26 Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-2-0,25F e (b) CP-2-0,25F. ...... 82 FIG. 3.27 Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-3-0,5F e (b) CP-3-0,5F. .......... 82 FIG. 3.28 Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-1-SF e (b) CP-1-SF. ............... 83 FIG. 3.29 Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-2-0,25F e (b) CP-2-0,25F. ...... 83 FIG. 3.30 Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-3-0,5F e (b) CP-3-0,5F. .......... 83 FIG. 3.31 Execução do ensaio para determinação do módulo de elasticidade e do coeficiente

de Poisson do concreto. ......................................................................................... 84 FIG. 3.32 Valores médios de Ec para os concretos com fibra de 35 mm. .............................. 84 FIG. 3.33 Valores médios de ʋ para os concretos com fibra de 35 mm. ............................... 85 FIG. 3.34 Valores médios de Ec para os concretos com fibra de 50 mm. .............................. 85 FIG. 3.35 Valores médios de ʋ para os concretos com fibra de 50 mm. ............................... 86 FIG. 3.36 Valores médios de fct,sp para concretos com a fibra de 35 mm de comprimento. .. 86 FIG. 3.37 Valores médios de fct,sp para concretos com a fibra de 50 mm de comprimento. .. 87 FIG. 3.38 Aspecto da ruptura dos corpos de prova de concreto sem fibra. (a) concreto

moldado (b) concreto projetado. ........................................................................... 87 FIG. 3.39 Aspecto da ruptura dos corpos de prova de concreto com fibra de 50 mm de

comprimento. (a) concreto moldado (b) concreto projetado. ................................ 88

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FIG. 3.40 Representação do esquema de ensaio de tração à flexão. ..................................... 88 FIG. 3.41 Valores médios de fct,f para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento 89 FIG. 3.42 Valores médios de fct,f para os concretos com a fibra de 50 mm de comprimento 89 FIG. 3.43 Aspecto pós-ruptura (a) VM-1-SF e (b) VP-1-SF. ................................................ 90 FIG. 3.44 Aspecto pós-ruptura (a) VM-2-0,25F e (b) VP-2-0,25F. ...................................... 90 FIG. 3.45 Aspecto pós-ruptura (a) VM-3-0,50F e (b) VP-3-0,5F. ........................................ 90 FIG. 3.46 Aspecto pós-ruptura (a) VM-1-SF e (b) VP-1-SF. ................................................ 91 FIG. 3.47 Aspecto pós-ruptura (a) VM-2-0,25F e (b) VP-2-0,25F. ...................................... 91 FIG. 3.48 Aspecto pós-ruptura (a) VM-3-0,5F e (b) VP-3-0,5F. .......................................... 91 FIG. 3.49 Distribuição da fibra de poliolefina de 35 mm na seção transversal de um corpo de

prova prismático moldado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%. ..... 92 FIG. 3.50 Distribuição da fibra de poliolefina de 35 mm na seção transversal de um corpo de

prova prismático projetado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%. .... 92 FIG. 3.51 Distribuição da fibra de poliolefina de 50 mm na seção transversal de um corpo de

prova prismático moldado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%. ..... 92 FIG. 3.52 Distribuição da fibra de poliolefina de 50 mm na seção transversal de um corpo de

prova prismático projetado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%. .... 93 FIG. 3.53 Disposição do ensaio de carga - flecha. ................................................................ 93 FIG. 3.54 Esquema estrutural para o ensaio de flexão. ......................................................... 94 FIG. 3.55 Curvas carga - flecha de vigotas moldadas com 0,25% e 0,50% de fibra. ............ 94 FIG. 3.56 Curvas carga - flecha de vigotas projetadas com 0,25% e 0,50% de fibra. .......... 94 FIG. 3.57 Curvas carga - flecha de vigotas moldadas com 0,25% e 0,50% de fibra. ............ 95 FIG. 3.58 Curvas carga - flecha de vigotas projetadas com 0,25% e 0,50% de fibra. .......... 95 FIG. 4.1 Imagens da brita 0 obtida pelo AIMS. (a) angularidade e (b) textura. .................. 97 FIG. 4.2 Imagem obtida pelo AIMS da angularidade da areia média. ................................ 97 FIG. 4.3 Aparência do concreto no estado fresco. ............................................................... 98 FIG. 4.4 Micrografia da fibra de poliolefina com aumento de 22x. .................................... 99 FIG. 4.5 Micrografia da superfície da fibra de poliolefina. (a) Autora desta pesquisa. (b)

TAGNIT-HAMOU et al. (2004). .......................................................................... 99 FIG. 4.6 Consumo de cimento (C) em função de fc. .......................................................... 103 FIG. 4.7 Consumo de adição (Ad) em função de fc. .......................................................... 104 FIG. 4.8 Consumo de água (Ag) em função de fc. ............................................................. 105 FIG. 4.9 Relação entre água e aglomerantes (Ag/agl) em função de fc. ............................ 105 FIG. 4.10 Consumo de material fino (F) em função de fc. .................................................. 106 FIG. 4.11 Consumo de agregado miúdo (Ag m) em função de fc. ...................................... 107 FIG. 4.12 Consumo de agregado graúdo (Ag g) em função de fc. ...................................... 107 FIG. 4.13 Consumo de aditivos (Adt) em função de fc. ...................................................... 108 FIG. 4.14 Consumo de fibras (Fb) em função de fc. ............................................................ 109 FIG. 4.15 Resultados de fcm dos concretos estudados nesta pesquisa. ................................ 114 FIG. 4.16 Aspecto do corpo de prova de concreto com fibra de poliolefina de 35 mm de

comprimento ( Vf = 0,5%) apresentando alta porosidade. ................................. 115 FIG. 4.17 Valores de Ecm em função de fcm para os concretos moldados e projetados

ensaiados neste trabalho e segundo a norma ABNT NBR 6118 (2014). ............ 116 FIG. 4.18 Valores obtidos de fct,spm ensaiados neste trabalho. ............................................. 117 FIG. 4.19 Valores obtidos de fct,spm a partir da norma ABNT NBR 6118 (2014). .............. 118 FIG. 4.20 Valores obtidos de fct,fm ensaiados neste trabalho. .............................................. 119 FIG. 4.21 Valores obtidos de fct,fm a partir da norma ABNT NBR 6118 (2014). ................ 119 FIG. 4.22 Valores de fct,fm obtidos por ALBERTI (2014). .................................................. 120

13

FIG. 4.23 Curvas carga - flecha dos concretos sem e com 0,25% e 0,50% de fibra de 35 mm de comprimento. .................................................................................................. 121

FIG. 4.24 Curvas carga - flecha dos concretos sem e com 0,25% e 0,50% de fibra de 50 mm de comprimento. .................................................................................................. 121

FIG. 4.25 Foto comum e micrografia (MEV) com aumento de 22X da interação fibra-matriz. ............................................................................................................................. 128

FIG. 4.26 Micrografia com aumento de 700X da interação fibra-matriz. ........................... 128 FIG. 4.27 Imagem da interação fibra-matriz na seção fissurada do concreto. .................... 129

14

LISTA DE TABELAS

TAB. 2.1 Quadro resumo de comparação entre os processos de projeção do concreto. ....... 31 TAB. 2.2 Características de matrizes cimentícias (HANNANT, 1978). .............................. 35 TAB. 2.3 Características típicas de fibras (BENTUR e MINDESS, 1990 e CALLISTER,

2002). ..................................................................................................................... 35 TAB. 2.4 Máxima quantidade de adição por massa de cimento. .......................................... 49 TAB. 2.5 Composição padrão de concreto – projetado por via úmida com robô (AuSS,

2008). ..................................................................................................................... 51 TAB. 2.6 Composição padrão de concreto – projetado por via úmida manualmente. (AuSS,

2008) ...................................................................................................................... 52 TAB. 2.7 Proposta de execução de impermeabilização de túnel. (TAKAGI et al., 2012). ... 59 TAB. 3.1 Composição dos concretos projetado e moldado adotado na pesquisa. ................ 63 TAB. 3.2 Parâmetros físicos e mecânicos para cimento Portland de Alta Resistência Inicial.

............................................................................................................................... 64 TAB. 3.3 Especificações do aditivo polifuncional Mastermix 397N segundo fabricante. ... 65 TAB. 3.4 Características do equipamento Putzmeister TK - 40 utilizado na projeção. ........ 67 TAB. 3.5 Quantidades em massa de fibra adicionadas no caminhão betoneira. ................... 69 TAB. 3.6 Normas utilizadas para caracterização mecânica dos corpos de prova de concreto.

............................................................................................................................... 71 TAB. 3.7 Valores de massa específica e absorção dos agregados. ....................................... 72 TAB. 3.8 Resultados de limites máximos de substâncias nocivas nos agregado miúdo. ..... 73 TAB. 3.9 Resultados de limites máximos de substâncias nocivas no agregado graúdo. ...... 73 TAB. 3.10 Resultado ensaio de índice de forma. .................................................................... 74 TAB. 3.11 Resultado ensaio de índice de forma. .................................................................... 75 TAB. 3.12 Ensaio de Tração da fibra de poliolefina. .............................................................. 77 TAB. 3.13 Características mecânicas da fibra de poliolefina deste trabalho. ......................... 77 TAB. 3.14 Dados sobre a nomenclatura dos corpos de prova de concreto cilíndricos ou

prismáticos. ............................................................................................................ 79 TAB. 4.1 Características das fibras de poliolefina. ............................................................. 100 TAB. 4.2 Composições de concreto projetado atual e da literatura. ................................... 101 TAB. 4.3 Abatimentos do tronco de cone dos concretos deste trabalho. ............................ 102 TAB. 4.4 Composições dos concretos deste trabalho segundo as EQ. 4.1 a EQ. 4.9. ........ 110 TAB. 4.5 Valores de V (km/s) segundo PILLAR (2014). .................................................. 110 TAB. 4.6 Valores de V (km/s) para os concretos ensaiados neste trabalho. ....................... 111 TAB. 4.7 Classificação da qualidade dos concretos em função de V (WHITEHURST, 1951

apud QASRAWI, 2000). ..................................................................................... 112 TAB. 4.8 Valores de fcm para os concretos projetados de outros autores e ensaiados neste

trabalho. ............................................................................................................... 113 TAB. 4.9 Parâmetros de tenacidade (ASTM C1018, 1997) para os concretos com a fibra de

35 mm de comprimento. ...................................................................................... 123 TAB. 4.10 Parâmetros de tenacidade (ASTM C1018, 1997) para os concretos com a fibra de



50 mm de comprimento. ...................................................................................... 125 TAB. 4.13 Parâmetros de tenacidade (JSCE-SF4, 1984) para os concretos com a fibra de 35

mm de comprimento. ........................................................................................... 126

15

TAB. 4.14 Parâmetros de tenacidade (JSCE-SF4, 1984) para os concretos com a fibra de 50 mm de comprimento. ........................................................................................... 127

16

LISTA DE SIGLAS E ABREVIATURAS

a/c Relação água-cimento ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas ACI American Concrete Institute AIMS Agreggate Imaging System ASTM American Section of the International Association for Testing Materials AuSS Australian Shotcrete Society CPF Concreto projetado com fibra CPV-ARI Cimento Portland de Alta Resistência Inicial d Diâmetro equivalente da fibra EFNARC European Federation of National Associations Representing for Concrete fc Resistência do concreto à compressão fck Resistência característica do concreto à compressão fm Resistência média fct Resistência do concreto à tração direta fct,f Resistência do concreto à tração da flexão fct,sp Resistência do concreto a tração por compressão diametral FF Fator de forma da fibra JSCE – SF4 Japanese Society of Civil Engineers - Steel Fiber 4 l Vão livre da viga lf Comprimento da fibra lc Comprimento crítico da fibra MEV Microscópio Eletrônica de Varredura NATM New Austrian Tunnelling Method pcm Pés cúbicos por minuto PVC Policloreto de polivinila SCA Sprayed Concrete Association USACE United States Army Corps of Engineers V Velocidade de propagação de onda ultrassônica Vf Teor volumétrico da fibra Vf,crítico Teor volumétrico crítico da fibra

17

RESUMO

O concreto projetado vem se destacando nas obras de engenharia civil, como excelente alternativa para o revestimento de túneis, além de para o reparo e/ou reforço de estruturas. Por ser mais fluido e utilizar agregados de menor dimensão máxima característica, é transportado por bombeamento através de uma mangueira com o uso de ar comprimido a partir de um equipamento de projeção e é ejetado sobre uma superfície de aplicação. Neste tipo de concreto, a adição de fibras surge para controlar a sua fissuração e alterar o seu comportamento de frágil para pseudo-dúctil, de acordo com o tipo, fator de forma e teor volumétrico das fibras. Entre as fibras existentes, destaca-se a fibra de poliolefina, uma fibra polimérica, que diferente da fibra de aço, é capaz de suportar ambientes agressivos e, principalmente, não sofre o processo de oxidação, o que pode comprometer a estrutura do concreto e sua finalidade de aplicação. A fim de estudar a influência das fibras de poliolefina nas propriedades de um concreto projetado (fck = 35 MPa) e compará-las à de um mesmo concreto moldado, elaborou-se, após a realização de uma revisão bibliográfica sobre concreto projetado, um programa experimental, cujos parâmetros variados foram o comprimento (lf = 35 mm e lf = 50 mm) e o teor volumétrico (Vf = 0,25% e Vf = 0,50%) das fibras de poliolefina. Foram executados ensaios para avaliação da velocidade das ondas ultrassônicas, resistência à compressão, módulo de elasticidade, coeficiente de Poisson, resistência à tração por compressão diametral, resistência à tração na flexão, curva carga - flecha e tenacidade à flexão dos concretos moldados e projetados. A microscopia eletrônica de varredura foi utilizada para analisar qualitativamente a fibra de poliolefina e a sua interação com a argamassa de concreto. Concluiu-se que as propriedades dos concretos moldados foram superiores, em média, 10% que as dos concretos projetados. Com a adição das fibras lf = 35 mm, somente a resistência média do concreto à tração na flexão aumentou, enquanto com a adição das fibras lf = 50 mm, houve somente aumento nas resistências médias do concreto à tração por compressão diametral e na flexão. As propriedades sobre tenacidade à flexão do concreto foram incrementadas pela adição das fibras de poliolefina no concreto, cujos maiores valores foram obtidos para os concretos com fibras lf = 50 mm e Vf = 0,50%.

18

ABSTRACT

Shotcrete has been outstanding in the civil engineering works, as an excellent alternative for the lining of tunnels, as well as for the repair and/or strengthening of structures. Because it is a more fluid concrete and use smaller aggregates, it is pumped through a hose with the use of compressed air from a projection equipment and is ejected onto an application surface. In this type of special concrete, the addition of fibers arises to control your cracking and to change its behavior from brittle to pseudo-ductile, according to the type, shape factor and volumetric content of the fibers. Among the fibers existing, polyolefin fiber, a polymer fiber, which differs from steel fiber, is able to withstand aggressive environments and, mainly, does not undergo the oxidation process, that can compromise the concrete structure and its application purpose. In order to study the influence of the polyolefin fibers on the properties of a shotcrete (fck = 35 MPa) and to compare them with that of the same molded concrete, after a literature review on shotcrete, an experimental program was carried out, whose parameters varied the length (lf = 35 mm and lf = 50 mm) and the volumetric content (Vf = 0.25% and Vf = 0.50%) of polyolefin fibers. Tests were performed to evaluate the velocity of the ultrasonic waves, compressive strength, modulus of elasticity, Poisson's coefficient, splitting tensile strength, flexure tensile strength, load - deflection curve e flexural toughness of molded concrete and shotcrete. Scanning electron microscopy was used to qualitatively analyze polyolefin fiber and its interaction with concrete mortar. It was concluded that the properties of the molded concrete were 10% higher than of the projected concrete. With the addition of the fibers lf = 35 mm, only the average flexure strength concrete increased, while with the addition of the fibers lf = 50 mm, there was only increasing in the average flexure and splitting strength concrete. The flexural toughness properties of the concrete were increased by the addition of the polyolefin fibers in the concrete, in which the highest values were for concrete with fibers lf = 50 mm and Vf = 0.50%.

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1. INTRODUÇÃO

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

O concreto projetado é um concreto composto de materiais comuns aos concretos

convencionais, podendo ou não possuir fibras dispersas descontínuas (SANTANA, 2016).

É transportado de modo forçado (bombeado) com o uso de ar comprimido por uma

mangueira flexível (mangote), a partir de um equipamento de projeção, e é ejetado sobre uma

superfície de aplicação (receptora ou incidente) por meio de uma pistola pneumática (SILVA,

1997; PILLAR, 2014).

Rapidez de execução, dispensa de formas, facilidade de aplicação em diversas formas e

diferentes superfícies são algumas das vantagens da aplicação de concreto projetado em obras

novas ou de reparo e/ou reforço de estruturas (SANTANA, 2016).

Por isso, o concreto projetado tem sido usado em túneis (rodoviários, ferroviários, de

mineração, oleodutos), para escoamento de água e esgoto, sistemas de drenagem, encostas,

muros de contenção, cortinas de subsolos, obras costeiras, piscinas, caixas de água, tanques,

reparos estruturais, reforço de estruturas de concreto (pontes, barragens, estacas, chaminés e

estruturas costeiras), entre outras aplicações.

Na construção civil, a crescente utilização de fibras, como compósito do concreto pode

ser vislumbrada em vários tipos de aplicações, destacando-se em concretos para pavimentos e

para revestimentos de túneis (FIGUEIREDO, 2005).

Quando se adicionam fibras de resistência e módulo adequados ao concreto em um teor

apropriado, esse material deixa de ter o caráter marcadamente frágil. Isso ocorre pelo fato da

fibra servir como ponte de transferência de tensões entre as fissuras, cuja a concentração de

tensões nas extremidades é então minimizada. (FIGUEIREDO, 2005).

Por outro lado, o emprego da fibra e a sua forma devem permitir boa coesão na matriz de

concreto para garantir o efeito de controle de fissuração. As fibras devem ser rígidas o

suficiente para evitar que se dobrem ou quebrem no processo de mistura e concretagem

(HOLSCHEMACHER, 2003).

Desde os anos de 70, o concreto projetado com fibra de aço tem sido utilizado em túneis

e minas, estabilização de taludes, substituindo a malha de aço. E em meados de 80 iniciou-se

20

a utilização de fibras à base de polímero em taxas volumétricas entre 0,44 % e 0,66 % em

volume (4 kg/m³ e 6 kg /m³) nos concretos projetados, visando aumentar o nível de tenacidade

do concreto, conferindo-o mais ductilidade (MORGAN,1996).

Por causa do comportamento pós-fissuração, a utilização de fibras em escavações

subterrâneas é por vezes considerada problemática em relação ao seu desenvolvimento no

compósito a longo prazo. Por outro lado, o aumento no grau de suporte das prováveis

deformações para fibras macro sintéticas tem sido vantajosa em algumas aplicações, como

controle de terra em minas e obras temporárias. Fibras à base de poliolefina possuem um

baixo módulo de elasticidade. Mas por meio do uso de aditivos que aumentam o grau de

cristalização e níveis de estiramento, é possível produzir fibras poliméricas com propriedades

mecânicas melhoradas. Algumas delas levam a um excelente desempenho mecânico do

concreto (KURTZ e BALAGURA, 2000; BERNARD, 2004; KAUFMANN et al, 2007 apud

KAUFMANN, 2014).

No Brasil, neste mesmo período, obras metropolitanas e ferroviárias já se utilizavam de

concreto projetado. Mesmo assim, o assunto é pouco difundido no meio acadêmico, devido à

dificuldade de se obter equipamento e pessoal especializado na execução deste tipo de

concreto e ao desafio que esta dificuldade impõe.

Esta pesquisa tem como foco analisar as propriedades de concretos projetados com

adição de uma fibra polimérica de poliolefina, além de fornecer ao meio acadêmico dados

para estudos futuros.

1.2 OBJETIVO

Esta pesquisa teve como objetivo principal estudar o comportamento de concretos

projetados com a fibra de poliolefina.

Dentre os objetivos específicos citam-se:

Realizar a caracterização física e química de cada componente do concreto projetado

com fibras de poliolefina (CPF);

Avaliar a influência do fator de forma das fibras de poliolefina nas propriedades do

CPF;

Verificar o efeito do teor volumétrico das fibras de poliolefina nas propriedades do

CPF; e

21

Avaliar a influência do tipo de aplicação (projetado e moldado) nas propriedades do

concreto sem ou com fibras.

1.3 JUSTIFICATIVA E RELEVÂNCIA

O concreto projetado com fibras tem sido usado principalmente no revestimento de obras

subterrâneas, como túneis, taludes e no reparo de estruturas, por dispensar o uso de fôrmas e

proporcionar grande velocidade nas operações de lançamento e adensamento do concreto

(FIGUEIREDO,1997).

Em maioria, no concreto projetado são usadas as fibras de aço, pois apresentam ampla

disponibilidade no mercado, baixo preço relativo e elevadas propriedades mecânicas, tais

como resistência à tração e módulo de elasticidade, ainda que possam sofrer corrosão quando

o concreto se encontra fissurado (FIGUEIREDO, 2011).

Com o avanço da ciência dos materiais, surgiram as fibras à base de polímero, em 1939

tem-se o primeiro registro de fibras de nylon 66 nos Estados Unidos pela empresa Du Pont.

Uma dessas fibras é de poliolefina, além de ser cerca de nove vezes mais leves que a fibra de

aço, foi desenvolvida para suportar ambientes quimicamente agressivos, possuindo boa

inércia química, baixa condutividade elétrica, alta resistência mecânica em seu núcleo

(KAUFMANN, 2014).

Este trabalho justifica-se pela necessidade de encontrar um substituto para a fibra de aço,

que cause menos impacto ambiental, seja mais econômico no ponto de vista financeiro, na

conservação de equipamentos, trabalhabilidade do concreto no estado fresco e resistência do

concreto projetado.

A presente pesquisa toma por hipótese que uma determinada quantidade de teor de fibra

de poliolefina substitua a fibra de aço no concreto projetado, sem a perda de sua capacidade

mecânica e das principais características, tornando-se uma alternativa de viabilidade técnica e

econômica.

Neste sentido, serão realizados uma série de testes de caracterização física e mecânica

para avaliar se a fibra de poliolefina possui características ideais para tal substituição.

1.4 ESTRUTURA DO TRABALHO

Esta dissertação está estruturada em 5 capítulos, assim distribuídos:

22

Capítulo 1 – Apresentação

São descritos os aspectos gerais que nortearam os estudos, a justificativa, os objetivos

geral e específico da pesquisa e, também, apresenta como a pesquisa está exposta e

organizada.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica

É apresentada uma revisão de literatura sobre os assuntos abordados no decorrer do

trabalho como os tipos de projeção, equipamentos utilizados e aplicações na construção civil.

As composições de concreto projetado utilizada em vários países também será abordado, bem

como os principais conceitos sobre concretos projetados com fibra diversas e uma explanação

básica sobre e metodologia New Austrian Tunnelling Method (NATM).

Capítulo 3 – Programa Experimental

É feita a apresentação do programa experimental adotado na pesquisa, bem como o

processo de moldagem, a projeção dos compósitos, e o detalhamento e descrição dos

materiais utilizados, métodos e ensaios adotados de acordo com as normas vigentes. Os

principais resultados encontrados nos testes de laboratório. São descritos e divididos entre a

caracterização física dos materiais envolvidos no trabalho e as propriedades mecânicas dos

compósitos ensaiados.

Capítulo 4 – Análise dos Resultados

Neste capítulo são apresentadas as principais análises realizadas segundo os resultados

laboratoriais, tendo por base a fundamentação teórica do Capítulo 2.

Capítulo 5 – Conclusões e Sugestões para Trabalhos Futuros

São apresentadas as conclusões e sugestões para trabalhos futuros, obtidas em relação ao

objetivo proposto pela pesquisa.

Referências Bibliográficas

São listadas as referências bibliográficas utilizadas nesta pesquisa.

23

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Será apresentado neste capítulo o embasamento teórico referente a concretos projetados,

seus tipos, equipamentos utilizados e aplicações na construção civil.

Destaca-se também uma breve explanação sobre o Novo Método Austríaco para Abertura

de Túneis (New Australian Tunelling Method - NATM), que vem sendo amplamente utilizado

no Brasil devido a sua flexibilidade de execução e baixo custo.

2.1 HISTÓRICO DO CONCRETO PROJETADO

Durante ano de 1895, o curador do Field Museum of Natural Science, Carlton Akeley, em

Chicago nos Estados Unidos da América, estava planejando uma forma de criar modelos de

animais pré-históricos, mas era de extrema dificuldade moldar estas estátuas em concreto

convencional. Então, Akeley desenvolveu um equipamento que o batizou de plastergun (FIG.

2.1). Possuía duas câmeras sobrepostas a rotor, que permitia a pressurização de uma mistura

seca de cimento e areia por ar comprimido, onde no bocal do tubo havia uma entrada para

inserção de água (SCA, 1999).

FIG. 2.1 - Plastergun: equipamento desenvolvido por Akeley (SCA, 1999).

Com o bom desempenho do equipamento, Akeley resolveu aperfeiçoá-lo e em 1911 após

patentear o equipamento, vendeu-o a um engenheiro na Pensilvânia e sua empresa passou a se

24

chamar “The Cement-Gun Company” e a mistura de areia e cimento: “Gunite” (TEICHERT,

2002).

Em 1912 na cidade de Los Angeles, a Cement-Gun Company construiu um reservatório

de água de 24 m de diâmetro com o uso da tecnologia desenvolvida por Akeley, dando início

à “era do concreto projetado” (PRUDÊNCIO, 2005 apud LORMAN, 1968).

A partir de 1950, além do termo “Gunite” outros nomes foram atribuídos para a mistura

de cimento e areia: “sprayed concrete”, “shot-concrete” e “shotcrete”, este último

normalmente atribuído para misturas com adição de pedrisco de 10mm de diâmetro máximo

(SCA, 1999).

O processo por via úmida ficou conhecido pelo American Concrete Institute (ACI) em

1962 (PRUDÊNCIO, 2005). Desde então, evolução do concreto projetado se deu em duas

vertentes: novos equipamentos (braços mecânicos) e materiais (adição de fibras, sílica ativa,

metacaulim, aditivos aceleradores e redutores de água, por exemplo).

2.2 PROCESSOS DE PROJEÇÃO DO CONCRETO PROJETADO

O processo de projeção do concreto está subdividido em dois tipos: via seca (dry-mix) e

via úmida (wet-mix). No processo via seca, agregados e aglomerantes com pouca ou nenhuma

umidade são misturados previamente e lançados no equipamento e a água para mistura é

fornecida no bico do mangote de projeção. No processo via úmida, a mistura de agregados e a

adição de água é feita antes de abastecer o equipamento.

Durante 30 anos, apenas o processo via seca era o disponível para emprego, era a

tecnologia de concreto projetado dominante até meados dos anos 90. A partir daí a projeção

via úmida começou a ser melhor difundida (MELBYE e DIMOCK., 2001) e passou a ser

amplamente utilizada principalmente como revestimento secundário de túneis (PRUDÊNCIO,

2005). Cada tipo de projeção será especificado mais profundamente nos itens a seguir.

2.2.1 PROJEÇÃO POR VIA SECA

Neste tipo de projeção, predominam os equipamentos a rotor (v. FIG. 2.2), providos de

uma cuba de alimentação onde a mistura de agregados e cimento desce por gravidade para

uma das câmaras do rotor. Ao girar, a mistura recebe uma determinada quantidade de ar

comprimido para depois ser conduzida ao mangote. Então, na ponta deste mangote através de

uma segunda entrada, é introduzida a água e/ou aditivos para que se dê o início da hidratação

25

da mistura seca e sua projeção no local destinado. Além do equipamento a rotor, é necessário

um compressor de ar capaz de garantir a pressão exigida para que a projeção seja efetivada a

uma velocidade constante e que garanta conforto de operação ao mangoteiro (PRUDÊNCIO,

2005; MELBYE et. al., 2001; MELBYE e DIMOCK, 2001; SCA, 1999).

FIG. 2.2 - Esquema simplificado de uma máquina de projeção por via seca (MAHAR et al., 1975).

Segundo PRUDÊNCIO (2005), a pressão mínima de ar necessária é 7 kPa e a capacidade

do compressor depende do diâmetro e comprimento do mangote, situando na faixa de 900

pcm a 1000 pcm. Quando se faz necessário usar aditivo líquido, há ainda uma bomba

hidráulica dotada de controlador de vazão que aspira o conteúdo de um reservatório para a

mangueira de água. Na FIG. 2.3 observa-se um esquema detalhado do processo de projeção

via seca e os locais onde são inseridos o ar comprimido e a água durante o processo.

Outro ponto bastante explorado e levantado por diversos autores é a questão da

experiência e habilidade do profissional que executa a projeção (conhecido por mangoteiro)

deve ter, pois o ajuste do ar e quantidade de água é feito empiricamente. Caso haja elevada

pressão no equipamento, o mangoteiro terá dificuldades em executar a projeção, pois não

conseguirá segurar o bico do mangote adequadamente e o aumento ou diminuição da água

influi diretamente no valor de resistência do concreto à compressão (v. FIG. 2.4).

26

FIG. 2.3 - Pontos de inserção do ar comprimido e da água no equipamento via seca.

Fonte: https://sites.google.com/site/naresi1968/naresi/concreto-projetado.

Ainda sobre este assunto, FIGUEIREDO (2005) destaca que o mangoteiro deverá utilizar

a maior vazão possível de água, desde que não ocorra desplacamento do material projetado ou

ocorra escorrimento. O autor ainda afirma que o uso de teores elevados de água aumenta a

resistência à compressão do concreto, porque o efeito positivo no adensamento da mistura por

expulsão de ar é superior ao proporcionado pelo aumento da relação água/cimento.

FIG. 2.4 - Mangoteiro executando projeção por via seca (MOURA, 2013).

MELBYE et al. (2001) ressaltou que a umidade natural dos agregados utilizados neste

tipo de projeção deve ficar em torno de 3% a 6%. Abaixo desta faixa de teor de umidade há

um aumento considerável da poeira no local, causando insalubridade aos operários, enquanto

altos teores de umidade aumentam a incidência de entupimentos no equipamento e mangote,

causando atrasos na obra e reparos nos equipamentos.

27

Os equipamentos de projeção a seco (v. FIG. 2.5) têm sido utilizados em aplicações

referente a reparos e reforço estruturais devido a dano causado por incêndios, pontes, túneis,

obras subterrâneas, piscinas e contenções de encostas e taludes (SCA, 1999).

FIG. 2.5 - (a) Primeiro equipamento de projeção por via seca a rotor da Meynadier de 1957. (b) CP3 Bomba para concreto projetado via seca da empresa CPB (MOURA, 2013

e Concreto Projetado Brasil, 2016).

De todas as aplicações, a que consome maior volume de material e, portanto, traduz-se na

sua maior aplicação, é a execução de túneis através do método NATM (New Tunnel

Australian Method), pois nesse método, desde a estabilização inicial das aberturas, a

composição da estrutura definitiva do túnel e até seu revestimento se processa através de

formação de camadas de concreto projetado (GASPARIM, 2015). A flexibilidade do processo

torna a projeção a seco bastante atrativa na execução de primeiro suporte de escavações

subterrâneas (revestimento primário), principalmente quando há ocorrência de infiltrações de

água no maciço (PRUDÊNCIO, 2005).

As desvantagens desse tipo de projeção foram listadas por SILVA (1997) e entre elas

destacam-se:

Segregação do concreto no momento do descarregamento na máquina;

Variação da relação água/cimento;

Aumento da reflexão (da ordem de 25% em massa);

Maior produção de poeira;

Baixa produção (em torno de 4 m³/h); e

Grande volume de ar comprimido.

(a) (b)

28

Entre as principais vantagens da projeção por via seca, SILVA (1997) relaciona as

seguintes:

Baixa relação a/c;

Melhor compactação do concreto devido à alta velocidade de projeção;

Facilidade nos processos de instalação, manutenção e operação;

Economicamente melhor quando da necessidade de menos quantidade de cimento

e aditivo acelerador; e

Melhor aderência nas superfícies úmidas.

2.2.2 PROJEÇÃO POR VIA ÚMIDA

As primeiras tentativas de se projetar concreto por via úmida ocorreram na década de 60

primeiramente com o fluxo denso, e na década de 80, com fluxo aerado. No fluxo denso o

concreto é transportado hidraulicamente e se dá através de bombas a pistão, ao passo que se

usam bombas a rotor no fluxo aerado, onde o transporte ocorre por corrente de ar.

Na projeção por via úmida, os materiais secos e a água de mistura são pré-misturados,

assim como no concreto convencional (v. FIG. 2.6). O concreto projetado é bombeado

pneumaticamente através de uma mangueira com alta pressão de ar aplicada no bocal para

impulsionar e consolidar o concreto por impacto sobre a superfície receptora (PILLAR,

2014).

FIG. 2.6 - Abastecimento da máquina de projeção por via úmida (MOURA, 2013).

De acordo com SILVA (1997), a força de impacto dos equipamentos com fluxo aerado é

maior que a dos equipamentos com fluxo denso. Quanto maior a força de impacto, maior a

aderência. Como o concreto tem que ser plástico para ser bombeado sem gerar problemas de

29

entupimento no mangote, em geral, se utiliza mais água que a necessária para a hidratação do

cimento. O excesso de água se evapora do concreto, tornando-o mais propenso à formação de

fissuras por retração. Neste caso, usa-se um aditivo plastificante para reduzir a relação a/c e

facilitar o transporte do concreto pelo mangote (v. FIG. 2.7).

FIG. 2.7 - Esquema da execução de projeção por via úmida (ACI, 2002).

MELBYE et al. (2001) também afirmaram que há uma maior estabilidade nos resultados

de resistência à compressão, com uma menor dispersão dos dados adquiridos, devido ao

concreto ser preparado antes do bombeamento. Desta maneira, há um maior controle da

quantidade de materiais constituintes na composição do concreto projetado e da relação a/c.

Um dos tabus vencidos pela projeção via úmida é seu uso na execução de revestimento

primário em obras subterrâneas, antes utilizada somente a projeção via seca. Isto, deve-se ao

fato do desenvolvimento de aditivos aceleradores de pega que são capazes de propiciar a

resistência necessária a baixas idades e ao desenvolvimento de máquinas de projeção manuais

de pequena vazão (PRUDÊNCIO, 2005).

Além disso, HOEK et al. (1995) relataram que a projeção via úmida é ideal para

aplicações de alta produção, como, por exemplo, um poço profundo ou longo túnel que

30

permita o acesso do equipamento de aplicação e dos caminhões betoneiras que descarregam o

concreto pronto para ser projetado, em um sistema mais ou menos de base contínua.

A partir da década de 90, iniciaram os trabalhos de projeção por meio de robôs (braços

mecânicos), potencializando a produção em obras que necessitavam de uma vazão de

concreto projetado maior e abrindo para este tipo de projeção, aplicações mais estáveis e um

melhor controle da qualidade do concreto. Na FIG. 2.8 ilustram-se aplicações utilizando o

robô de projeção por via úmida.

FIG. 2.8 - Exemplos projeção por via úmida utilizando robôs (HÖFLER et al., 2011).

Para este tipo de projeção, as vantagens que mais se destacam, de acordo com MELBYE

et al.(2001) são:

Menor índice de reflexão se comparado com o da projeção via seca, a perda fica em

torno de 5% a 10%, cujos valores também se aplicam ao concreto projetado com

adição de fibras;

Redução de partículas em suspensão, menor incidência de poeira, garantindo melhor

ambiente de trabalho aos operários;

Possibilidade de utilizar camadas de concreto mais espessas;

Dosagem controlada da água, constância na relação a/c;

Melhor adesividade com o substrato e trabalhabilidade garantida com a incorporação

de aditivos;

Maior resistência à compressão e muito pouca variação nos resultados;

Maior produção e, consequentemente, uma maior economia total; e

Possibilidade de uso de fibras e misturas especiais.

O documento ACI 506(1995) também enumera algumas desvantagens desse processo de

projeção que devem ser levadas em consideração:

31

Alto custo do equipamento (podendo chegar a ser três vezes mais que o equipamento

via seca);

Resistências iniciais e finais são menores devido à relação a/c ser maior;

Caso haja interrupção na execução, há grandes perdas de volume de concreto;

Custos de limpeza do equipamento maiores; e

Máximo de 300 m de comprimento do mangote.

Na Austrália, de acordo com a Australian Shotcrete Society (AuSS, 2010), a projeção via

úmida é mais utilizada que a projeção via seca, sendo esta, destinada para operações mais

específicas, como já foi levantado por HOEK et al. (1995). A TAB. 2.1 compara sucintamente

os dois processos através de vários parâmetros:

TAB. 2.1 - Quadro resumo de comparação entre os processos de projeção do concreto. Parâmetro Via Úmida Via Seca

Equipamento Maior custo de equipamentos, menor custo de manutenção.

Menor custo de equipamentos, maior custo de manutenção.

Mistura Maior controle dos insumos.

O controle de insumos fica prejudicado pela umidade natural dos agregados que não deve passar de 6% de teor de umidade.

Produção Moderada a alta. Entre 3 m³/h a 10 m³/h (manual) e acima de 25 m³/h com robôs.

Baixa a moderada, entre 1 m³/h a 5 m³/h.

Reflexão 5% a 15% dependendo da mistura e aplicação.

≥30% dependendo das condições do substrato e do mangoteiro.

Poeira Baixa incidência. Alta incidência.

Qualidade Maior controle quanto à variação na composição do concreto.

Alta variabilidade na composição do concreto e relação a/c.

Transporte pelo mangote Max. 200 m. Max. 500 m com equipamento especial.

Aplicações Melhor desempenho em grandes volumes de concreto.

Mais adequado para baixos volumes de aplicação. Permite interrupções no durante o processo. Adequado para locais de acesso limitados.

32

2.3 CONCRETO PROJETADO COM FIBRAS

O concreto projetado com fibra de aço foi introduzido a partir da década de 1970 e desde

então, ganhou aceitação mundial como um substituto para a tradicional malha de aço que atua

como um reforço para a projeção. O papel principal que a fibra, desempenha é aumenta sua

ductilidade pois o concreto sem fibra possui comportamento frágil (PAPWORTH, 2002;

ORAEE-MIRZAMANI et al., 2011).

Os concretos com fibras podem ser definidos como compósitos, ou seja, materiais

constituídos de, pelo menos, duas fases distintas principais. FIGUEIREDO (2005) considerou

como fases principais do concreto com fibras o próprio concreto, denominado matriz e as

fibras, que podem ser produzidas a partir de diferentes materiais.

MELBYE e DIMOCK (2001) citaram as principais vantagens de se utilizar fibras no

concreto projetado, constatando que sua utilização é igualmente boa ou melhor do que o

reforço com malha de aço:

Alta produtividade de execução em obras subterrâneas;

Melhoria nos padrões de segurança devido à utilização de robôs;

Não há o efeito sombra, causado na projeção do concreto com a colocação da

malha de aço,

Controle do volume de concreto utilizado e da espessura do revestimento;

Vantagem logística com relação à montagem da malha e ao armazenamento;

Advento da projeção por via úmida com a adição da fibra; e

Surgimento de fibras de alto desempenho, específicas para utilizar com concreto

projetado;

Os mesmos autores ainda comparam a fibra de aço com a fibra de polipropileno de alto

desempenho, onde se enquadra também, a fibra de poliolefina, material presente neste estudo.

Os pesquisadores listaram os benefícios do uso da fibra de polipropileno sobre a fibra de aço:

As fibras de polipropileno causam menos entupimento no mangote de projeção, e

propiciam um melhor acabamento na região projetada;

Causam menor desgaste no equipamento de projeção;

Em casos de necessidade de acabamento, as fibras expostas podem ser cortadas

e/ou aparadas;

Apresentam melhor suporte de carga residual, em conjunto com o concreto

armado, em caso de reparos;

33

O desempenho das fibras de aço baseia-se na sua capacidade de ponte de

transferência de tensão quando do surgimento de fissuras; se expostos podem

corroer, reduzindo assim o seu papel de reforço. Claramente, as fibras de

polipropileno, sendo sintéticas, não sofrem corrosão;

As fibras salientes não causam laceração da pele, caso frequentemente

considerado quando as fibras de aço ficam expostas no concreto; e

Estruturas de concreto em exposição química severa, como os túneis submarinos e

costeiros, apresentam melhor comportamento e durabilidade quando contêm fibra

não corrosiva polimérica.

MILLER (2008) afirmou que a adição de fibras ao concreto faz com que a matriz

cimentícea em conjunto com as fibras se oponha às forças de tração, forças estas transmitidas

pela ancoragem mecânica entre a fibra e a matriz e pela adesão físico-química entre os

materiais do compósito cimentício. Estas forças são influenciadas pelas características das

fibras (teor, módulo de elasticidade, resistência, orientação e geometria), pelas características

da matriz cimentícea (composição, condição de fissuração, propriedades físicas e mecânicas),

além das características da interface fibra-matriz.

Quando adicionadas ao concreto, as fibras têm a função de promover, após a

fissuração, aumento na resistência do compósito (superior esta à resistência da matriz),

garantir um meio de transferência de tensões juntamente com a transferência de cargas ao

longo das fissuras e, principalmente, aumentar a tenacidade do compósito garantindo a este

um mecanismo de absorção de energia, relacionada ao o processo de deslocamento e

arrancamento das fibras distribuídas ao longo da fissura (BENTUR e MINDESS, 1990).

Para que ocorra uma boa relação entre a matriz de concreto e a fibra, ARIF (2014)

enumerou as seguintes funções que o concreto devem desempenhar:

Dar a forma ao compósito;

Proteger o reforço do ambiente;

Transferir cargas para o reforço; e

Contribuir para melhorias das propriedades que dependem tanto da matriz quanto

do reforço, tais como absorção da energia do concreto.

STRONG (2008), neste sentido, citou os seguintes objetivos que devem ter uma fibra no

interior de um concreto:

Dar resistência, rigidez e tenacidade para o compósito; e

34

Dominar outras propriedades como o coeficiente de expansão térmica e

condutividade.

Outros autores como NAAMAN (2000) apud SALVADOR (2013) especificaram melhor

essas funções constituintes das fibras, conforme mostra a FIG. 2.9, que as apresenta na forma

de um fluxograma.

FIG. 2.9 - Principais características das fibras para composição a matriz de concreto (NAAMAN, 2000 apud SALVADOR, 2013).

O mesmo autor ainda afirma que, para a fibra apresentar capacidade de reforço, é

necessária resistência à tração superior à da matriz (duas a três ordens de magnitude), módulo

de elasticidade de, no mínimo, três vezes maior que o da matriz e energia de ligação na

mesma ordem de magnitude que a resistência à tração da matriz. Outro fator importante

determinado por NAAMAN (2000) é que a expansão térmica e o coeficiente de Poisson

devem ser equivalentes.

Dentro desse contexto, as TAB. 2.2 e TAB. 2.3 apresentam as principais propriedades de

matrizes cimentícias e de fibras, segundo estudos de HANNANT (1978), BENTUR e

MINDESS (1990) e CALLISTER (2002).

35

Complementando os conceitos já explicados neste capítulo, ZOLLO (1997) apud

SALVADOR (2013) e SINGH et al. (2004) apud ARIF (2014) citaram que, no

comportamento pós-fissuração dos compósitos com fibras participam os processos de

interação fibra-matriz, responsáveis pela contribuição da capacidade em absorver energia,

ductilidade e resistência do compósito, definidos como (v. FIG. 2.10):

(A) Fibra atuando como ponte de transferência entre tensões (Fiber-bridging);

(B) Descolamento da fibra matriz (Fiber debonding);

(C) Arrancamento da fibra (Fiber pull-out); e

(D) Ruptura da fibra (Fiber failure).

TAB. 2.2 - Características de matrizes cimentícias (HANNANT, 1978).

Matriz Densidade

real

Módulo de Elasticidade

(GPa)

Resistência à tração (MPa)

Deformação na Ruptura

(‰)

Pasta de cimento Portland comum

2,00 – 2,20 10 - 25 3 – 6 0,10 – 0,50

Pasta de cimento de alta alumina

2,10 – 2,30 10 - 25 3 – 7 0,10 – 0,50

Argamassa de cimento Portland comum

2,20 – 3,00 25 – 35 2 – 4 0,05 – 0,15

Concreto de cimento Portland comum

2,30 – 2,45 30 - 40 1 - 4 0,05 – 0,15

TAB. 2.3 - Características típicas de fibras (BENTUR e MINDESS, 1990 e CALLISTER, 2002).

Tipo de fibra Diâmetro

(µm) Densidade

real

Módulo de elasticidade

(GPa)

Resistência à tração (GPa)

Alongamento na ruptura

(‰) Aço 5 – 500 7,85 200 0,5 2,0 5 – 35

Vidro 9 – 15 2,60 70 – 80 2 – 4 20 – 35 Polipropileno 20 – 200 0,90 5 – 77 0,5 – 0,75 80

Carbono 9 1,90 230 2,6 10

Nas FIG. 2.10 e FIG. 2.11, pode-se observar em detalhe uma seção fissurada de uma

vigota submetida aos esforços de tração na flexão e composta por concreto projetado e fibra

de poliolefina, pertencente aos estudos advindos desta pesquisa. Pode-se constatar o

comportamento desta fibra nas situações supracitadas.

A fibra de poliolefina é feita de monômeros compostos de átomos de hidrogênio e

carbono. É um polímero obtido a partir do polietileno e polipropileno (TAGNIT-HAMOU et

al., 2004). A poliolefina pode ser tanto amorfa ou altamente cristalina e comportar-se como

36

termoplásticos, elastómeros termoplásticos, ou termofixos. Dependendo da forma como as

moléculas de monômeros são ligadas na cadeia do polímero, pode-se produzir diferentes tipos

de fibras.

FIG. 2.10 - Principais comportamentos da fibra pós-fissuração.

FIG. 2.11 - (1) Deslocamento da fibra, (2) Fibra atuando como ponte de transferência entre tensões (3) Arrancamento da fibra (4) Ruptura da fibra (TONOLI, 2009).

37

Segundo CALLISTER (2002), são capazes de serem produzidas em filamentos. As

propriedades mecânicas são dependentes de sua estrutura molecular, sendo a energia de

ligação e as interações intermoleculares os principais fatores que influenciam sua resistência.

A maneira como se produz a fibra também apresenta influência sobre as propriedades da

fibra e SPERLING (2006) afirmou que o método mais utilizado é a extrusão, onde o polímero

aquecido passa por uma matriz com múltiplos orifícios. Desta maneira, o fio é esticado

introduzindo deformações plásticas permanentes, aumentando o grau de cristalinidade e

orientação das cadeias (v. FIG. 2.12).

FIG. 2.12 - Produção da fibra de poliolefina. Fonte: http://docplayer.com.br/12662091-Estruturas-polimericas-capitulo-15-caracteristicas-aplicacoes-e-o-processamento-dos-polimeros-capitulo-16.html

TROTTIER e MAHONEY (2001) apud SALVADOR (2013) identificaram que

dependendo dos polímeros e dos aditivos utilizados na confecção da fibra, podem ser

produzidas fibras auto-fibriláveis, ou monofilamento. A primeira divide-se em múltiplos

micro-filamentos, aumentando a área de contato da fibra com a matriz de concreto, o que

aprimora a ancoragem mecânica da fibra e aumenta sua capacidade de reforço, o que segundo

BENTUR e MINDESS (1990) essa característica tende a compensar a contração radial,

devido ao coeficiente de Poisson ser menor que o da matriz de concreto. Na FIG 2.13,

observa-se este fenômeno na fibra de poliolefina.

38

As principais propriedades da poliolefina são: boa inércia química, baixa condutividade

elétrica, baixo custo e baixo impacto ambiental. Quando cristalina, é altamente insolúvel e

relativamente dura e rígida, podendo ser aplicada tecnologicamente como fibras, plásticos,

elastômeros entre outros.

FIG. 2.13 - Fenômeno de auto-fibrilação da fibra de poliolefina. (a) seção fissurada (b) estricção devido ao coeficiente de Poisson (c) fibrilação devido ao esforço de tração

(adaptação conforme BENTUR e MINDESS, 1990) .

Na FIG. 2.14 apresenta-se a composição química da poliolefina, onde R e R’ são átomos

de H (hidrogênio) ou grupos alquila (CH3, CH2-CH3...).

FIG. 2.14 - Composição química do monômero da poliolefina (CALLISTER, 2002).

O comprimento da fibra deve ser pelo menos duas vezes a dimensão máxima do

agregado, sendo usual duas e meia a três vezes para que a fibra possa atuar como ponte de

transferência entre tensões nas fissuras (AGUADO e LARANJEIRA, 2007 apud MEDEIROS

2012). Esta compatibilidade dimensional é também citada por FIGUEIREDO (2005) (v. FIG

2.15), pois a fissura se propaga, em sua maioria, na região de interface entre o agregado

graúdo e a pasta de cimento endurecido. No concreto projetado, quanto maior a dimensão

39

máxima do agregado, maior a dificuldade para adquirir uma boa correlação como

comprimento da fibra e maiores os índices de reflexão.

FIG. 2.15 - (A) Compatibilidade dimensional entre fibra e agregado (B) Não compatibilidade. (FIGUEIREDO, 2005).

Outro aspecto bastante importante relacionado ao comprimento da fibra é o fator de

forma (FF). REIS (2003) o definiu como sendo a relação entre o comprimento da fibra e o

diâmetro da circunferência com área equivalente a seção transversal, indicando o grau de

eficiência da fibra. BALBO (2009) constatou que FF inferior a 50 são considerados pequenos

e superiores a 70, considerados grande. Assim, FF de fibras elevados conduzem a dificuldades

na obtenção de uma boa trabalhabilidade ao concreto além, de resultar em afloramentos de

fibras na superfície do elemento estrutural de concreto.

O comprimento crítico das fibras (lc) está baseado em um modelo que descreve a

transferência de tensões entre a matriz e a fibra que aumenta linearmente dos extremos para o

centro da fibra como é mostrado na FIG 2.16. Nela BENTUR e MINDESS (1990) explicaram

que a carga resistida pela fibra causa sua ruptura e não seu arrancamento da matriz cimentícia.

FIG. 2.16 - Tensão distribuída ao longo da fibra segundo seu comprimento crítico (BENTUR & MINDESS, 1990).

(A)

(B)

40

Para ARIF (2014), a distribuição das fibras em uma matriz cimentícia é, geralmente,

adotada de forma aleatória (chamada também de “distribuição isotópica uniformemente

aleatória”), pois a compactação por vibração introduz segregação e reorientação para cada

fibra. A orientação das fibras depende principalmente do tipo da fibra e de outras condições,

tais como a trabalhabilidade e a energia do adensamento do concreto.

Por conseguinte, o teor volumétrico crítico da fibra Vfcrítico existente no concreto com

fibras está relacionado à sua influência na tenacidade do concreto. Este é o volume de fibras

que o concreto com fibra mantém uma resistência residual pós-fissuração igual à resistência

da matriz cimentícea.

Entre todas as proposições já expostas a mais importante e citada anteriormente, é a

tenacidade. Para LOPES (2016), representa uma medida da capacidade de um material em

absorver energia até a ruptura. Para uma situação estática ou quase-estática (pequena taxa de

deformação), a tenacidade pode ser determinada a partir dos resultados de um ensaio de

tensão-deformação em tração. Neste caso, ela pode ser considerada como sendo a área sob a

curva até o ponto de ruptura.

Segundo o mesmo autor, para que um material seja tenaz, ele deve apresentar tanto

resistência como ductilidade, e frequentemente, materiais dúcteis são mais tenazes do que

materiais frágeis, pois embora o material frágil tenha maior limite de

escoamento e maior limite de resistência à tração, ele possui menor tenacidade do que o

material dúctil, em virtude de sua menor capacidade de deformação.

De acordo com MEHTA e MONTEIRO (2008), no caso do concreto com fibras, a sua

ruptura se caracteriza quando a matriz suporta esforços após a sua

fissuração, o que ajuda manter a integridade estrutural e de coesão no material, suporte à

instabilidade, resposta pós-pico (v. FIG. 2.17).

Para MINDESS et al. (2003), há parâmetros que o concreto com fibras deve satisfazer,

entre eles:

devem representar as características da curva carga – deslocamento;

os dados de deslocamentos adquiridos e utilizados para determinar a tenacidade

devem representar as condições de uso mais severas possíveis dependendo do tipo

de aplicação deste concreto; e

41

as propriedades do concreto devem estar em um padrão de variabilidade baixo o

suficiente para proporcionar níveis adequados de precisão entre o fator campo-

laboratório.

FIG. 2.17 - Resposta à tenacidade do concreto com e sem fibras (ISLAM, 2012 apud ARIF, 2014).

Há outros critérios de acordo com esses autores e atualmente existem diferentes métodos

para se avaliar a tenacidade de concreto com firas. Na presente pesquisa, serão abordados

especificamente três deles e será feito um breve comentário relacionado as outras normas

difundidas pelo meio acadêmico.

2.4 NORMAS TÉCNICAS PARA DETERMINAÇÃO DA TENACIDADE

A tenacidade de um concreto com fibras corresponde à área sob a curva carga-flecha, que

expressa o trabalho dissipado no concreto com fibras até um determinado valor de flecha e

avalia o desempenho de um concreto com fibras.

Para a determinação dessa curva carga - flecha, realiza-se o ensaio de flexão de um corpo

de prova prismático de concreto com fibras sob quatro pontos, conforme as normas

americanas ASTM C1018 (1997), ASTM C1609 (2010) e ASTM C1399 (2010) e japonesa

JSCE-SF4 (1984), ou o ensaio de flexão de um corpo de prova prismático de concreto com

fibras com entalhe sob três pontos, segundo a norma européia EN 14651 (2007), porém neste

trabalho, este ensaio não foi realizado.

42

Neste item descrevem-se sucintamente as normas americanas ASTM C1018 (1994),

ASTM C1609 (2010) e japonesa JSCE-SF4 (1984), cujos dados sobre execução ensaio e

parâmetros de tenacidade podem ser visualizados na FIG. 2.18.

FIG. 2.18 - Dados sobre métodos sobre tenacidade de concretos com fibra (SALVADOR, 2012).

2.4.1 MÉTODO ASTM C1018 (1997)

Trata sobre um método de ensaio padrão para a determinação da tenacidade à flexão e da

resistência à primeira fissura de concretos com fibra.

Nesta norma, adotam-se os índices de tenacidade índices I5, I10 e I20, que são a relação

entre a área total abaixo da curva carga - flecha até um determinado valor de flecha (3, 5,5

e 10,5, respectivamente) e a área total abaixo da mesma curva até o valor da flecha

correspondente ao aparecimento da primeira fissura no concreto com fibras, como pode ser

43

visto na FIG. 2.19. São valores adimensionais e fornecem uma referência da proximidade do

comportamento do material em relação ao referido comportamento elasto-plástico ideal

(FIGUEIREDO, 2000).

Como as tensões de tração no concreto até a fissuração podem ser consideradas

proporcionais à deformação medida, a curva carga-flecha sob a área total até o valor da flecha

se comporta elasticamente.

FIG. 2.19 - Características das curvas carga - flecha segundo ASTM C1018 (1997).

Este método apresenta um inconveniente, pois é difícil determinar corretamente o valor

da flecha no momento do surgimento da primeira fissura no corpo de prova prismático de

concreto com fibra.

As EQ. 2.4 a EQ 2.6 apresentam a fórmula para determinação dos índices de tenacidade,

tendo por base a FIG. 2.19.

I5 = Área OACD / Área OAB (2.4)

I10 = Área OAEF / Área OAB (2.5)

I20 = Área OAGH / Área OAB (2.6)

Um material elasto-plástico ideal apresenta sua curva carga-flecha conforme ilustra a

FIG. 2.20. Assim sendo, os valores para os índices de tenacidade I5, I10 e I20 passam a ser

iguais a 5, 10 e 20, respectivamente. Logo, caso se obtenham de um concreto com fibra tais

valores para estes índices de tenacidade, pode-se afirmar que o concreto com fibra possui

comportamento elasto-plástico perfeito.

Segundo a norma ASTM C1018 (1997), os valores dos índices de tenacidade I5, I10 e I20

para os concretos sem fibra são unitários, enquanto para os concretos com fibra, variam de 1 a

6, 1 a 12 e 1 a 25, respectivamente.

44

De acordo com MORGAN (1991) apud SILVA (1997), apenas o índice de tenacidade I5

não caracteriza um concreto projetado com fibra, sendo melhor definir os índices de

tenacidade I10 e I20.

A norma ASTM C1018 (1997) recomenda que o ponto final da flecha e o respectivo

índice de tenacidade sejam selecionados de modo a refletir o nível de fissuração e flecha

requeridos em serviço.

FIG. 2.20 - Características das curvas carga - flecha para um material elasto-plástico ideal segundo a norma ASTM C1018 (1997).

Em conhecendo-se os índices de tenacidade I5, I10 e I20, pode-se, de acordo com a norma

ASTM C1018 (1997), determinar os fatores de resistência residual ou relações de tenacidade

(v. EQ. 2.7 e EQ. 2.8).

R5,10 = 20.(I10 - I5) (2.7)

R10,20 = 10.(I20 - I10) (2.8)

Esses fatores de resistência residual ou relações de tenacidade R5,10 e R10,20 representam o

valor médio de resistência retida após o surgimento da primeira fissura no concreto com fibra

como uma percentagem da resistência de primeira fissura para os intervalos de flecha CE e

EG, respectivamente, conforme pode-se visualizar na FIG. 2.20.

Caso os valores de R5,10 e R10,20 alcancem o número 100, o concreto com fibra apresenta

um comportamento elasto-plástico perfeito, enquanto valores abaixo de 100, o concreto com

fibra apresenta um desempenho inferior. Concretos sem fibra apresentam valores nulos para

R5,10 e R10,20

45

Como resultado dos inconvenientes já citados por conta dos resultados obtidos com o uso

da norma ASTM C1018 (1997), esta foi substituída pela norma ASTM C1609 (2010),

descrita no item a seguir.

2.4.2 MÉTODO ASTM 1609 (2010)

Aborda um método de ensaio padrão para a determinação da resistência média residual de

concretos com fibra submetidos à tração na flexão, além de fornecer uma medida quantidade

útil do desempenho de concretos com fibra.

Utiliza os mesmos procedimentos que a norma ASTM C1018 (1997) para se obter a

curva tensão - deformação, mas a curva resultante é analisada de uma maneira totalmente

diferente. Ao invés dos índices de tenacidade, as resistências residuais são determinadas

diretamente da curva. Segundo ISLAM (2012) este procedimento é mais sensível a diferentes

tipos de fibras e volumes em comparação à norma ASTM C1018 (1997).

Recomenda o uso de corpos de prova similares aos da norma ASTM C1018 (1997) e

define que a largura e a altura do corpo de prova devem ser maiores que 3 vezes o

comprimento da fibra.

A resistência residual é calculada a partir da carga sustentada após a fissuração do

concreto para determinados valores de flecha (SALVADOR, 2012).

A EQ. 2.9 apresenta a fórmula para a determinação da resistência à flexão de primeira

fissura (f1), enquanto as EQ. 2.10 e EQ. 2.11, as resistências residuais nas flechas l/600 e l/150

para corpos de prova de altura h ( e ), que estão relacionadas ao estado limite de

serviço e ao estado limite último, respectivamente.

.

. (2.9)

..

(2.10)

..

(2.11)

onde P é a carga de primeira fissura (primeiro pico da curva carga-flecha), e são

obtidas de acordo com a FIG. 2.21, L, b e h são o vão livre, a largura e a altura do corpo de

prova prismático de concreto com fibra.

46

A EQ. 2.12 mostra a expressão para o cálculo do coeficiente de resistência à flexão

equivalente (RhT,150), que é um parâmetro adimensional expresso em percentagem e obtido

pela relação entre a tenacidade calculada até o valor de flecha igual a L/150 e o produto entre

a carga de primeira fissura e a flecha L/150.

, 100%. .

. . (2.12)

onde Th150 é a área total abaixo da curva carga - flecha até o valor de flecha igual a l/150

(tenacidade) para o corpo de prova de altura h.

FIG. 2.21 - Características das curvas carga - flecha segundo a norma ASTM C1609 (2010).

2.4.3 MÉTODO JSCE – SF4 (1984)

Trata sobre método de ensaio para a determinação da resistência à flexão e da tenacidade

de concreto com fibra de aço.

É o método mais utilizado para a determinação dos parâmetros de resistência e tenacidade

de concretos com fibra.

Recomenda o uso de corpos de prova prismáticos de 100 mm x 100 mm x 350 mm (vão

livre de 300 mm) ou de 150 mm x 150 mm x 500 mm (vão livre de 450 mm) de dimensões e

define que a largura e a altura do corpo de prova devem ser maiores que 3 vezes o

comprimento da fibra.

47

A partir da curva carga - flecha (v. FIG. 2.22), pode-se obter a resistência à tração na

flexão do concreto com fibra ou módulo de ruptura à flexão (b) com o uso da EQ. 2.13 e o

fator de tenacidade à flexão ( ) por meio da EQ. 2.14.

..

(2.13)

..

(2.14)

onde é P é a carga de pico da curva carga-flecha, Tb é a tenacidade à flexão que corresponde à

área total sob a curva carga - flecha até um valor de flecha tb igual a l/150.

FIG. 2.22 - Características das curvas carga - flecha segundo a norma JSCE - SF4 (1984).

2.5 COMPOSIÇÕES DE CONCRETO PROJETADO

Há diferentes critérios a serem adotados para se dosar e executar um concreto projetado,

desde normas brasileiras e internacionais. Por exemplo, a norma ABNT 14026 (2012)

preconiza as especificações a serem adotadas para execução de concreto projetado tanto por

via seca como por via úmida. Desta norma já se encontra em sua segunda edição, onde a

primeira edição foi lançada em 1997. Antes deste período, apenas normas estrangeiras eram

adotadas para execução e controle de qualidade de concretos projetados.

OLIVER (2008) apresentou os principais parâmetros a se observar na composição do

concreto projetado, segundo as recomendações do ACI e da ASCE:

48

American Concrete Institute (ACI 506-R,1995):

Relação água / cimento: entre 0,40-0,55. Este valor deve ser melhor analisado

quando do uso de superplastificantes;

Consistência: slump entre 40 mm e 75 mm;

Consumo de cimento: para a via seca é dado um consumo dependendo da

resistência a ser obtida, enquanto no caso de via úmida o consumo segue os

critérios utilizados para o concreto convencional; e

Curva granulométrica: define a gradação total em 3 faixas granulométricas,

combinada de acordo com a dimensão máxima de agregado graúdo sendo que a

maior dimensão do agregado é de 12mm (graduação n° 03).

American Society of Civil Engineers (ASCE):

Consistência: slump mínimo de 75 mm;

Consumo de cimento: recomenda um teor de cimento entre 300 kg/ m³ e 415

kg/m³;

Dimensão máxima característica: menor que 20 mm; e

Microssílica: pode-se adicionar entre 7% e 15% em peso de cimento.

Na presente pesquisa, além das normas nacionais atualizadas em 2012, os requisitos

necessários para a composição dos constituintes do concreto projetado seguiram também as

orientações da European Federation of National Associations Representing for Concrete

(EFNARC,1999), na qual os principais parâmetros dos materiais constituintes do concreto

projetado são dispostos a seguir:

European Federation of National Associations Representing for Concrete/1999

(EFNARC, 1999):

Consistência: slump entre 80 mm e 200 mm;

Consumo de cimento: recomenda-se entre 350 kg/m³ e 450 kg/m³ para via seca e

de 400 kg/m³ a 500 kg/m³ para via úmida. Além disso, a temperatura no momento

da mistura não deve ultrapassar 50 °C e, em caso de risco de ataque de sulfato ou

reação com ambiente alcalino, recomenda-se o uso de cimento resistente a

sulfatos ou sílica ativa; e

49

Adições: na TAB 2.4 são apresentadas as quantidades máximas em relação à

massa de cimento.

Outros requisitos adicionais também devem ser seguidos, como a superfície

específica maior que 2.104 m²/kg, a quantidade de MgO menor ou igual a 5%,

perda de ignição menor ou igual a 4% e quantidade de SiO2 maior ou igual a 85%

(de massa).

Agregados: recomenda-se uma faixa granulométrica (v. FIG. 2.23) e sugere-se

que a dimensão máxima do agregado em 8 mm não exceda em 10%, afim de

minimizar a reflexão e aumentar a permeabilidade. Em relação à forma, sugere-se

evitar o uso de agregados com angularidade elevada, pois estes podem levar ao

entupimento do mangote de projeção no momento do bombeamento;

TAB. 2.4 - Máxima quantidade de adição por massa de cimento. Material Quantidade Máxima

Sílica Ativa 15% da quantidade de cimento

Cinza Volante

30% da quantidade de cimento

15% da quantidade de cimento

20% da quantidade de cimento de cinza

volante

Escória de Alto-forno 30% da quantidade de cimento

FIG. 2.23 - Faixa granulométrica de agregados (EFNARC, 1996).

50

Aditivos: para plastificantes, superplastificantes, retardadores de pega,

controladores de hidratação e agentes de cura deve-se seguir as recomendações

dos fabricantes. No caso de aceleradores de pega quando não alcalinos, são

recomendadas as seguintes requisições: máximo de 1% de Na2O, pH para

aceleradores líquidos entre 2,5% e 8%. A dosagem preferencialmente para

aceleradores do tipo pó deve ser entre 4% e 8% e para líquido, e 4% e 10%. A

dosagem de aditivos alcalinos do tipo pó deve ser entre 4% e 8% e, do tipo

líquido, entre 4% e 12%. É necessário também observar o resultado de resistência

à compressão do concreto projetado em 7 dias e 28 dias, que não deve decrescer

25% de um concreto projetado sem acelerador; e

Fibras: são indicadas para reduzir a quantidade de cambotas e tornar o concreto

projetado como reforço estrutural do maciço. A dosagem recomendada deve ser

indicada pelo fabricante e testada antes de sua aplicação definitiva na obra.

Especifica-se que o comprimento da fibra a ser utilizado deve situar entre 25 mm

e 35 mm, para minimizar a reflexão ou possível desplacamento.

WOOD (1992) sugeriu que uma composição básica de concreto projetado deve conter

20% de aglomerante, 15% a 20% de agregado graúdo (2 a 10mm de máxima dimensão) e

60% a 65% de agregados miúdos. Em relação ao concreto convencional, o teor de cimento e

agregados miúdos é bem mais elevado e este fato diminui a reflexão, além de atuar como um

amortecedor de impacto para o agregado graúdo ter um mínimo desprendimento (rebound).

Poucas são as instituições que especificam ou exemplificam uma composição típica para

concreto projetado. Por exemplo, a Australian Shotcrete Society (AuSS) apresenta em suas

recomendações práticas, exemplos de composição para projeção via úmida. A TAB. 2.5

apresenta uma composição típica para projeção de concretos com uso de robô e a TAB 2.6,

uma composição de concreto para projeção com equipamento convencional.

Para elaboração de um orçamento prévio de obras, faz-se necessário estimar a quantidade

dos materiais que compõem o concreto projetado. É útil, para isto, ter-se uma ideia das

composições atualmente usadas nestes concretos. Nesta pesquisa, selecionou-se um conjunto

de cerca de 120 composições de concreto projetado, processado em via úmida, com valores de

resistência média à compressão aos 28 dias (fc) entre cerca de 15 MPa e 80 MPa. As

composições são oriundas de artigos científicos e trabalhos de mestrado e doutorado

51

provenientes de ensaios feitos em laboratórios e publicados no Brasil e no exterior (África do

Sul, Austrália, Canadá, China, Espanha, Estados Unidos da América e Itália).

Após um tratamento estatístico elementar, escolheram-se as correlações entre os

diferentes parâmetros que definem uma composição de concreto projetado, tais como

resistência à compressão, relação entre água e ligante, e consumos de ligantes, de agregados,

de adições, de aditivos, de água e de fibras. Com as correlações definidas, mesmo com

dispersões elevadas, é possível estimar para cada fc a quantidade média de cada material de

concretos projetados. Os resultados são apresentados no capítulo 3 e a análise dos gráficos, no

capítulo 4.

TAB. 2.5 - Composição padrão de concreto – projetado por via úmida com robô (AuSS, 2008).

Materiais Quantidades em kg/m³

Mina Túnel

Cimento 440 420

Cinza Volante - 60

Sílica Ativa 20 40

Agregado (10 mm) 500 450

Areia Grossa 680 780

Areia Fina 500 380

Água (L) 200 208

Fibra de Aço 30 - 40 40 - 60

Fibra Sintética 5 – 8 9 - 10

Redutor de Água (L) 1 1

Superplastificante (L) 3 3

Controle de Hidratação

(L) 2 1

Slump (mm) 120 - 150 120 - 150

Fator de água cimento 0,40 – 0,48 0,38 – 0,45

52

TAB. 2.6 - Composição padrão de concreto – projetado por via úmida manualmente. (AuSS, 2008)

Materiais Quantidades em kg/m³

Cimento 335

Cinza Volante 85

Agregado (10 mm) 610

Areia Grossa 585

Areia Fina 530

Água (L) 200

Redutor de Água (L) 1,6

Superplastificante (L) 1

Incorporador de ar (L) 0,1

Slump (mm) 60

2.6 APLICAÇÕES DE CONCRETO PROJETADO

O concreto projetado é um produto bastante versátil, de boa trabalhabilidade, e fluidez

(no caso do processo via úmida), e pode ser utilizado em várias aplicações dentro da

engenharia. Certamente, estas aplicações vêm para facilitar e até mesmo simplificar

problemas que surgem durante a execução de obras ou para compor um elemento estrutural de

uma construção.

Segundo o manual da AuSS (2008), executar a projeção do concreto é uma maneira

eficiente de utilizá-lo e conduz a uma excelente ligação a uma série de substratos, incluindo

rochas, superfícies concretadas posteriormente, alvenaria e aço. É adequado para uma ampla

gama de aplicações de apoio no solo, revestimentos, e estruturas de construção.

As mais diversas aplicações reconhecidas pela SCA (1999) são divididas conforme a

função exercida pelo concreto projetado e estão listadas abaixo:

Construções Inovadoras: Cofres bancários, abóbodas, caixas d’água, paredes de

contenção, estruturas à prova de explosão, entre outras;

Construções subterrâneas: revestimento de túneis, reservatórios de

armazenamento, minas entre outras;

Estruturas de contenção de água: piscinas, paredes de barragens, reservatórios de

água, canais de irrigação e drenagem, bacias de contenção entre outras;

53

Revestimentos de proteção: proteção contra incêndio de estruturas metálicas,

estabilização de solos e rochas, encapsulamento de oleodutos entre outras;

Aplicações típicas: reforço e reparação de estruturas, pontes entre outras; e

Estruturas de formas irregulares: paredes de escalada, pistas de skate, parques

temáticos, esculturas, entre outras.

Alguns trabalhos acadêmicos apresentam aplicações bastante específicas e diferentes das

utilizações habituais e já consolidadas sobre concreto projetado, entre elas destaca-se o

trabalho de IORNS (2005), que estudou a aplicação do concreto projetado em camadas finas

(laminado) para construção e reparo de estruturas marinhas, visando o baixo custo de

operação.

De acordo com HÖFLER et al. (2011), túneis, minas e reparos de estruturas de concreto

encabeçam a lista em nível da importância do uso do concreto projetado em obras de

engenharia. No caso de sua utilização em túneis, objeto do estudo deste trabalho, o concreto

projetado é usado principalmente na estabilização temporária e permanente da escavação e

como revestimento primário e secundário (v. FIG. 2.24).

FIG. 2.24 - Aplicação de concreto projetado como reforço estrutural em túnel (AuSS,

2008).

54

MANNING (2005) realizou um estudo que comprovou a eficácia do concreto projetado

com fibras de aço como revestimento primário e secundário em túneis executados por uma

empresa no Reino Unido, onde de acordo com a pesquisa, o uso desta tecnologia obteve

resultados expressivos, cerca de 30% de redução de custos na obra, comprovando sua

viabilidade econômica, neste aspecto.

2.7 TÚNEIS NATM

No estado da arte sobre a construção de túneis no Brasil é imprescindível citar as obras de

túneis da Rodovia dos Imigrantes em 1970 e posteriormente, da Ferrovia do Aço, que

contemplou a construção de 100 túneis, totalizando uma extensão de 72,3 km. Além destas,

na década de 1980, formandos em Engenharia de Fortificação e Construção do Instituto

Militar de Engenharia já desenvolviam pesquisas na área de túneis, focando as suas etapas

básicas de execução por meio do método NATM (New Austrian Tunelling Method), das

experiências observadas e adquiridas com as duas obras já citadas e dos Batalhões

Ferroviários da época.

Desde então, obras de grande vulto no Brasil, tais como a linha metroviária totalmente

subterrânea, a Linha 2 do Metrô São Paulo, destacando as Estações Brigadeiro e Trianon (v.

FIG. 2.25), construídas sob a Av. Paulista, com baixíssima cobertura de solo (apenas 4

metros), a Linha 1 do Metrô de Salvador (Estação Campo da Pólvora) e, também, o Metrô de

Brasília, DF, que engloba 8 estações subterrâneas na Asa Sul, inclusive com passagens por

fundações profundas pelo interior do túnel (CBT, 2006).

FIG. 2.25 - Vista em perspectiva das Estações Brigadeiro e Trianon (CBT, 2006).

55

O método NATM, foi patenteado em 1958 por A. Brunner e disseminado por Ladislau

Rabcewicz. Desenvolveu-se na Europa entre os anos 1950 e 1960, devido às experiências de

trabalhos executados em túneis de minas de carvão. O alívio de tensões ocorridas a partir da

abertura feita no maciço foi observado à medida que, ao se colocar os escoramentos de

madeira, observou-se que estes podiam ser mais leves que os usuais.

AMARAL et. al. (1980) já afirmavam que a execução deste tipo de túnel baseia-se na

substituição do conceito de escoramento pelo de estabilização da escavação, despertando as

resistências intrínsecas dos maciços durante a fase de escavação. É de se ressaltar que o

emprego deste método só foi possível a partir do advento de equipamentos que possibilitavam

escavações mais rápidas e de novos materiais de revestimento (concreto projetado),

permitindo um controle eficaz sobre as deformações dos terrenos vizinhos à escavação. (v.

FIG. 2.26)

Os métodos de escavação mais tradicionais baseavam-se nas técnicas de mineração para

exploração subterrânea e, por isso, no superado conceito de escoramento, o que impediu por

um longo tempo a utilização do concreto como material de revestimento de túnel. Baseando-

se no conceito de escoramento, existiam os métodos inglês, alemão e o antigo austríaco.

FIG. 2.26 - Execução de túnel pelo método NATM (Construção de Túneis, 2014)

56

Esses métodos antigos de escoramento, sem exceção, causavam vazios e o afrouxamento

através da plastificação de diversos elementos da estrutura de escoramento, ao passo que, uma

camada delgada de concreto projetado, por vezes, junto de um adequado sistema de

chumbador, aplicado imediatamente após a abertura do maciço, evita este afrouxamento e

reduz a descompressão do maciço. Esta camada de concreto projetado aplicado na face da

rocha atua como uma superfície de proteção que transforma a rocha aberta em um sólido

estável (WAGNER, 1970).

Enquanto na execução de túneis em rocha dura a massa de rocha deforma mais ou menos

elasticamente desde que esforços não excedam a resistência da mesma, na execução de túneis

em solo mole a deformação inicial da massa geralmente causa o fraturamento, causando

deterioração das propriedades mecânicas da massa de rocha adjacente e gera a perigosa

pressão afrouxada (WAGNER, 1970).

No caso de túneis em solos, com a aplicação do concreto projetado, há o impedimento da

acomodação excessiva do solo ou surgimento de fissuração na rocha, garantindo a qualidade

da capacidade de auto suporte da estrutura. Além disto, a sua aplicação como escoramento

age em toda a extensão da escavação, melhorando o contato, a interação entre as duas partes e

permitindo que realize a função de resistir às tensões geradas devido ao ganho de resistência

em poucos dias de aplicação do mesmo.

No Brasil, o projeto de estruturas de concreto projetado deve atender à norma ABNT

NBR 14026 (2012), que recomenda que a resistência à compressão do concreto projetado

deva ser analisada em função de testemunhos extraídos de placas de controle (moldadas

concomitantemente à projeção do concreto) ou, quando viável, da própria estrutura. Itens

como a espessura da projeção, a presença de fissuras e a infiltração de água devem ser

avaliadas conforme o projeto.

O controle das deformações no maciço pode ser conseguido por meio de um avanço e

parcialização do corte do túnel e instrumentação adequada para medições de recalques e

tensões suportado, conforme mostra a FIG. 2.27. Este controle depende de várias variáveis

tais como as características do maciço e a profundidade, tamanho e localização do túnel.

Quanto maior o número de etapas, menor a área unitária de escavação, maior o tempo de

auto-sustentação da abertura sem escoramento, e menores os recalques que surgirem. Há

influência também relacionada à forma de parcialização, nas dimensões da seção transversal,

equipamentos disponíveis, interferências com edifícios existentes, prazo para execução da

obra e custos (TRUJILLO, 2012).

57

Neste sentindo, SAUER (2003) listou os principais requisitos para execução de túneis

pelo método NATM:

a) a seção transversal de escavação deve sempre ter uma forma ovalada;

b) a instalação imediata e continua de suporte no perímetro da escavação (e, se

necessário, na face também), é um fator significativo para minimizar a

movimentação do material circundante;

É também essencial, sob o aspecto estrutural, fechar o anel de revestimento (em concreto

projetado) o mais rápido possível, até uma distância de 1 diâmetro do túnel, atrás da face de

avanço da escavação.

FIG. 2.27 - Exemplo de particionamento realizado na execução do método NATM.

Galerias Laterais Gêmeas no Metro de Santiago, Chile 2002 (SAUER, 2003).

HOEK et al. (1995) constataram que existe uma complexa interação entre o maciço

rochoso em torno de uma abertura e uma camada de concreto projetado de espessura variável

com propriedades que mudam à medida que ocorre a cura do compósito, isto, desafia a

maioria das tentativas de análise teórica. No entanto, há o controle da deformação causada no

maciço rochoso, particularmente quando usado em combinação com outros dispositivos

utilizados na manutenção do suporte, como tarugos ou cabos. O concreto projetado utilizado

em túneis, como reforço estrutural, permite que as cargas sejam transmitidas através de uma

grande área para o maciço rochoso subjacente.

Além de compor um elemento estrutural na composição de túneis, o concreto projetado

foi o único responsável pela impermeabilização da sua estrutura por bastante tempo (v. FIG.

2.28), mas com a introdução do NATM e devido a altos custos de manutenção de túneis por

falhas de permeabilidade e lixiviação do concreto, iniciou-se o uso de sistemas de

impermeabilização na Europa (Suíça e Áustria) e Estados Unidos, com geotêxtil de

58

polipropileno e membranas termoplásticas, de PVC ou projetadas, colocadas entre as camadas

de suporte primário e secundário para garantir a integridade do concreto durante a vida útil da

obra e sua proteção mediante agentes agressivos da água infiltrada (EGGER et al., 2004).

FRAZÉN e CELESTINO (2002) apud TRUJILLO (2012) destacaram um alto potencial

de redução de custos em túneis construídos com esse sistema de concreto projetado e

membrana

impermeável. Além disso, TRUJILLO (2012) apresentou estudos desenvolvidos sobre

inclusão de membrana impermeável entre o revestimento primário e secundário com concreto

projetado. Verificou-se no caso da membrana de PVC, uma perda da monoliticidade da

estrutura devido ao isolamento que proporciona sobre o primeiro revestimento. Portanto, é

desprezível a contribuição deste revestimento inicial em concreto projetado, resultando em

maiores espessuras de revestimentos totais. Em contrapartida, a membrana projetada fornece

uma alta força de aderência entre os revestimentos, resultando em espessuras menores de

revestimentos totais. Estes sistemas de impermeabilização apresentam uma variação

significativa em relação ao custo, equipamento, prazo, manutenção, entre outros, em função

dos parâmetros hídricos e geológicos, características do maciço local e da água subterrânea.

Com base no perfil hidrogeológico do maciço, TAKAGI et al. (2012) propuseram formas

de tratamento do sistema de impermeabilização baseado na utilização de membranas e

geomembranas como sistema impermeabilizante, adjacente às camadas estruturais de

concreto projetado (v. TAB. 2.7).

FIG. 2.28 - Revestimento do túnel de 57 km que liga Suíça e Itália (Indica Obra, 2016).

59

TAB. 2.7 - Proposta de execução de impermeabilização de túnel. (TAKAGI et al., 2012).

Perfil hidrogeológico Cama da de contenção 1º fase

Pré-tratamento

Sistema impermeabilizante

Camada definitiva de 2º fase

Pós-tratamento

Túneis de grande cobertura em rocha sã

Infiltrações localizadas

Concreto projetado

Cristalização localizada

Concreto autocicatrizante projetado c/ fibras de vidro

Injeção de resinas de gel de acrílico

Afluxo de água localizada

Concreto projetado

Injeção química

Membrana projetável MC-APC

Concreto moldado ou projetado autocicatrizante


Com fluxos de água ativos

Concreto projetado

Injeção química

Geomembrana de PVC

Concreto autocicatrizante moldado ou projetado


Túneis de baixa cobertura em solo ou rocha alterada

Com grandes fluxos de água ativos

Concreto projetado c/ fibra de aço

Injeção química

Geomembrana de PVC e compartimentação de juntas de PVC


Injeção de resinas de poliuretano ou géis de acrílico

Túneis em shield

Com grandes fluxos de água ativos e carreamento de areia

Injeção química em cortina

Segmentos de concreto moldado autocicatrizante c/ vedajuntas

Injeção de resina de géis de acrílico

Túneis de baixa cobertura em areia

Com grandes fluxos de água ativos e carreamento de areia

Concreto autocicatrizante projetado com fibras de aço

Injeção em cortina e injenção química

Geomembrana de PVC e comportimentação com juntas de PVC


Injeção de resinas de poliureta-no ou géis de acrílico

Faz-se necessário destacar os processos de estabilização e os sistemas de escoramentos

associados ao concreto projetado. Segundo REIS et al. (2006), nos túneis em solo, o

revestimento é usualmente constituído de concreto projetado e cambotas metálicas, enquanto

nos túneis em rocha, empregam-se concreto projetado, tirantes e chumbadores, e mais

raramente, cambotas.

Em caso de túneis em solos moles, quando o maciço não possui capacidade autoportante,

é necessário garantir esta capacidade com a sua estabilização, que depende principalmente da

viabilidade técnica do projeto, do custo da obra e do prazo de execução.

60

Segundo CAMPANHÃ e BOSCOV (1998), os processos de estabilização mais utilizados

são a drenagem – rebaixamento do lençol freático, enfilagens, injeções, congelamento, jet-

grouting e agulhamento.

CAMPANHÃ e BOSCOV (1998) também destacaram os sistemas de escoramento no

terreno em concomitância com o lançamento do concreto projetado, até que se adquira a

resistência necessária para sua auto sustentação, que são as: cambotas; tirantes; malhas de aço

e fibras de aço.

Assim, os túneis executados pelo método NATM tendem a apresentar revestimentos mais

leves, escavação mais rápida, e são mais econômicos e flexíveis.

2.8 CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste capítulo, revisaram-se os principais tópicos referentes a concretos projetados, com

ênfase em concretos projetados com fibras para túneis. Verificou-se que são raras as pesquisas

sobre esse tema e no Brasil há poucos trabalhos de concreto projetado com fibra. Mediante o

exposto, a presente pesquisa visa trabalhar com este tipo de concreto com fibras de

poliolefina, verificando o que pode haver de mudança na execução deste tipo de concreto.

Por ser uma fibra nova no país, mais usual na Suíça, resolveu-se verificar o desempenho e

obter as propriedades de concretos moldados e projetados com fibras de poliolefina ao invés

do concreto com fibra de aço, que é a mais usada no Brasil.

Outro fator a ser levado em consideração sobre este tipo de concreto, na elaboração de

material científico, está relacionado à dificuldade em se obter o equipamento e pessoal

treinado, necessários para execução deste tipo de concreto. Neste sentindo, a parceria entre

empresa e instituição de ensino superior foi indispensável para esta pesquisa, sem contar que

colabora para se obter resultados mais próximos do fator campo-laboratório.

61

3. PROGRAMA EXPERIMENTAL

O programa experimental abrangeu a coleta, moldagem e a projeção de corpos de provas

sem e com fibras de poliolefina e os ensaios para controle tecnológico de uma composição de

concreto projetado por via úmida e concreto moldado nos padrões convencionais, oriundo de

uma obra em Belo Horizonte – MG.

Os parâmetros variados neste concreto foram o teor em peso de fibras por m³ de concreto

(0%, 0,25% e 0,50%) e o fator de forma da fibra de poliolefina (70 e 100).

A seguir são descritos as etapas de execução do procedimento experimental adotado nesta

pesquisa.

3.1 FORMAS E CORPOS DE PROVA

O início dos trabalhos deu-se com o plano de confecção das fôrmas de madeira (v. FIG

3.1) para receberem a projeção e a moldagem do concreto.

Foram adquiridas 09 folhas de madeira laminada e resinada de 2200 mm x 1100 mm de

dimensões e tubos em PVC de 100 mm de diâmetro e 6000 mm de comprimento, que foram

cortadas previamente nas dimensões, conforme pode-se visualizar na FIG. 3.1 e

confeccionadas:

20 formas de dimensões 600 mm x 600 mm x 100 mm para moldagem das placas,

totalizando 20 placas de concreto;

10 formas com 340 mm x 340 mm x 100 mm de dimensões, para receberem 09

cilindros de PVC, por forma, com dimensões de 100 mm x 200 mm, totalizando 90

corpos de prova cilíndricos; e

10 formas de aproximadamente 430 mm x 590 mm x 100 mm de dimensão com

divisórias para moldagem de 5 vigotas, por fôrma, de 100 mm x 100 mm x 400 mm de

dimensões, totalizando 50 corpos de provas prismáticos.

62

FIG. 3.1 - Croqui de confecção das formas de madeira (cotas em mm).

A FIG. 3.2 mostra as formas montadas e dispostas prontas para receber o concreto

moldado ou projetado. As formas quadradas, para confecção das placas, apesar de terem sido

moldadas e projetadas, não foram utilizadas nesta pesquisa.

FIG. 3.2 - Formas montadas.

3.2 MATERIAIS

Os quantitativos e materiais componentes do concreto deste trabalho estão resumidos na

TAB. 3.1. A composição deste concreto foi a mesma utilizada na obra, cuja a dosagem foi

elaborado para um valor de fck igual a 35 MPa, onde a execução da moldagem e a projeção

foram realizadas.

63

Os materiais são descritos em seguida, com especial destaque à fibra de poliolefina. Na

FIG 3.3, podem ser vistos os agregados, mais representativos na composição dos concretos.

TAB. 3.1 - Composição dos concretos projetado e moldado adotado na pesquisa. Materiais Quantidade

(para 1 m³)

Cimento CP – V ARI 500 kg

Agregado graúdo (9,5 mm) 707 kg

Agregado miúdo (areia natural) 808 kg

Água 249 L

Aditivo Polifuncional 3,45 L

Fibra 0, 2,25 e 4,50 kg

FIG. 3.3 - Amostras de brita e areia utilizados no concreto projetado por via úmida.

3.2.1 CIMENTO

O cimento utilizado na composição dos concretos deste trabalho foi do tipo Portland de

Alta Resistência Inicial (CPV-ARI), com composição de gesso e clínquer variando entre

100% a 95% e fíller de calcário entre 0% a 5%, cujas principais características físicas e

mecânicas encontram-se na TAB. 3.2.

64

TAB. 3.2 - Parâmetros físicos e mecânicos para cimento Portland de Alta Resistência Inicial.

Características Resultados

Superfície Blaine ≥ 300 m²/kg

Tempo de Pega: Início ≥ 1h

Tempo de Pega: Fim ≤ 12h

Resistência Mecânica: 1 dia ≥ 11 MPa

Resistência Mecânica: 3 dias ≥ 24 MPa

Resistência Mecânica: 7 dias ≥ 34 MPa

3.2.2 AGREGADOS

O agregado graúdo, proveniente de pedreira nas imediações da cidade de Belo Horizonte,

foi extraído de uma rocha predominantemente granítica e a areia grossa utilizada, de uma

jazida residual no entorno da cidade.

3.2.3 ÁGUA

A água da mistura era límpida, livre de óleos, detergentes, pH neutro e sem partículas em

suspensão.

3.2.4 ADITIVOS

Por conta do concreto utilizado, ter vindo de uma central de concreto e transportado por

meio de um caminhão betoneira, foi utilizado apenas um aditivo polifuncional, Mastermix

397N, com o objetivo de retardar a pega e manter a trabalhabilidade adequada para transporte.

Na TAB 3.3, reúnem-se as principais informações técnicas sobre o produto.

65

TAB. 3.3 - Especificações do aditivo polifuncional Mastermix 397N segundo fabricante.

Função Aditivo plastificante polifuncional para concreto

Base

química

Lignosulfonatos e aditivos especiais

Aspecto Líquido

Cor Castanha escura

Ação secundária: Redutor de água

Solubilidade em água: total

Não contém cloreto de cálcio ou ingredientes a base de cloreto

Teste Especificação Unidade

Aparência Líquido castanho-escuro Visual

pH 7 – 9 -

Densidade Real 1,175 – 1,215 -

Sólidos 35,5 a 39,5 %

3.2.5 FIBRA DE POLIOLEFINA

As fibras são comercializadas em pacotes de 3 kg e estão agrupadas em cilindros envoltos

de filme plástico, com 35 mm ou 50 mm de comprimento (v. FIG. 3.4).

FIG. 3.4 - Disposição da fibra de poliolefina para comercialização.

66

Segundo o fabricante recomenda-se o consumo de 2 kg/m3 a 7 kg/m3 de concreto

(Vf = 0,22% a Vf = 0,78%). Por este motivo optou-se utilizar os volumes de fibra nos valores

de Vf = 0,25% e Vf = 0,50%.

A fibra de poliolefina da marca Concrix utilizada era de cor amarela clara, translúcida, de

aspecto tenro e áspero, conforme ilustram as micrografias nas FIG. 3.5 e FIG. 3.6 das seções

longitudinal e transversal da fibra.

FIG. 3.5 - Micrografia da seção longitudinal da fibra de poliolefina (a) Aumento de 20X. (b) Aumento de 700X.

FIG. 3.6 - Micrografia da seção transversal da fibra de poliolefina (a) Aumento de 20X. (b) Aumento de 800X.

3.3 EXECUÇÃO DOS CORPOS DE PROVA

Os corpos de prova, obtidos através do processo de projeção por via úmida, foram

projetados sob orientação da norma ABNT NBR 13070 (2012) e das recomendações

EFERNAC (1996), com algumas adaptações relatadas ao longo deste capítulo.

(a) (b)

(a) (b)

67

O processo de moldagem realizou-se na cidade de Belo Horizonte - MG com o apoio de

uma construtora. A projeção foi realizada com o uso do equipamento Putzmeister TK - 40

com mangote de transporte de 4” de diâmetro, pressão acima de 5 kgf/cm² e características

resumidas na TAB. 3.4.

TAB. 3.4 - Características do equipamento Putzmeister TK - 40 utilizado na projeção.

Característica Desempenho

Produção 30 m³/h

Tamanho máximo do agregado 38 mm

Pressão máxima 7,9 MPa

Comprimento 4,85 m

Largura 1,78 m

Altura 1,80 m

Peso do equipamento 2.540 kg

Capacidade 270 L

Distância horizontal de bombeamento 305 m

Distância vertical de bombeamento 152 m

A execução deu-se por etapas (v. FIG. 3.7), iniciando com a colocação das fôrmas em

posição de acordo com o que a norma ABNT 14026 (2012) sugere para projeção. Para o

concreto projetado, a inclinação necessária foi obtida com apoio das bases dos taludes

existentes no local (v. FIG. 3.7a) e, para o concreto moldado convencional, as fôrmas foram

apoiadas em local plano.

Em seguida, avaliou-se a consistência do estado fresco do concreto através do ensaio de

abatimento do tronco de cone, cujos valores situaram-se entre 90 mm e 180 mm (v. FIG.

3.7b), tendo o cuidado de verificar se o abatimento obtido estava dentro da faixa limite (80

mm a 200 mm) estipulada pelas recomendações EFNARC (1996). Após houve a moldagem

dos corpos de prova de forma convencional, com uso de um vibrador de imersão para

adensamento do concreto (v. FIG. 3.7c). Depois disto, passou-se para o processo de projeção

do concreto, iniciando com o acerto da pressão do equipamento (v. FIG. 3.7d), visando

diminuir o processo de reflexão, para só então, proceder a projeção nas fôrmas (v. FIG. 3.7e).

É necessário frisar também, que após cada projeção, a máquina e o mangote de transporte

foram totalmente esvaziados do concreto remanescente (v. FIG. 3.7f), e em seguida, limpos

68

(v. FIG. 3.7g), para só depois se iniciar uma nova projeção e uma nova moldagem. Este

procedimento era de suma importância a fim de garantir a confecção de corpos de prova com

dosagem correta de fibras, além de evitar resquícios de concreto que, após endurecido,

viessem causar entupimento nas conexões do conjunto de projeção.

O referido procedimento repetiu-se três vezes, sempre ocorrendo primeiramente a

moldagem e, em seguida, a projeção dos concretos sem adição de fibra, 0,25% e com 0,50%,

de fibras de poliolefina, que foram adicionadas de acordo com a quantidade de concreto

existente no caminhão betoneira.

Além da variação do teor de quantidade de fibra, variou-se também o fator de forma das

mesmas. Usaram-se, uma fibra de poliolefina de 70 de fator de forma e de 35 mm de

comprimento e outra de 100 de fator de forma e 50 mm de comprimento. Os dados de

consumo de fibra para a concretagem encontram-se na TAB. 3.5.

3

FIG. 3.7 - Etapas de execução dos corpos de prova de concreto. (a) Disposição das fôrmas. (b) Slump test. (c) Moldagem convencional. (d) Regulagem da pressão. (e)

Projeção do concreto nas fôrmas. (f) Esvaziamento do mangote. (g) Limpeza com água do conjunto de projeção.

(a) (b) (c)

(d) (e) (f)

(g)

69

TAB. 3.5 - Quantidades em massa de fibra adicionadas no caminhão betoneira. Tipo Fator de forma Vf (%) Quantidade (kg)

Poliolefina 35 mm 70 0,25% 4,50 para 2 m3 de concreto




Ao término das atividades, todas as fôrmas foram devidamente identificadas e datadas,

condicionadas e cobertas por um filme plástico, para se evitar a perda de água e o surgimento

de fissuras (v. FIG. 3.8).

FIG. 3.8 - Procedimento de cura dos corpos de prova de concreto.

Os corpos de prova foram acondicionados em ambiente coberto, após 24 h do início da

concretagem (v. FIG. 3.9).

FIG. 3.9 - Acondicionamento das amostras após 24 h da confecção dos corpos de prova de concreto.

70

3.4 ENSAIOS REALIZADOS

Foram executados ensaios físicos de caracterização em cada componente do concreto,

como a granulometria, módulo de finura, dimensão máxima característica, massa específica

(real e aparente) e absorção, seguindo as orientações das normas ABNT NBR 7211 (2009),

ABNT NBR NM 53 (2003) e ABNT NBR 9776 (1988). Todos os ensaios foram realizados

nos Laboratórios de Materiais de Construção e Concreto e de Solos do Instituto Militar de

Engenharia.

A fim de gerar dados representativos quanto à característica física aparente dos

agregados, utilizando a Análise Cluster e Estatística Multivariada (AL-ROUSAN, 2004;

JHONSON e WICHERN, 2002 e MORRISON, 2005), realizou-se o ensaio de índice de

forma com o uso do equipamento denominado Aggregate Imaging System (AIMS),

desenvolvido pelo Texas Departament of Transportation and the Federal Highway

Administrations (FHWA/TX-05-1707-01-1), que utiliza recursos de microscopia e da análise

de imagens do agregado capturadas. Este ensaio foi realizado no Laboratório de Geotecnia do

Instituto Alberto Luiz Coimbra de Pós-Graduação e Pesquisa de Engenharia, da Universidade

Federal do Rio de Janeiro - UFRJ.

As amostras de agregados foram preparadas, secas ao ar, dispostas em bandejas e

quarteadas em um quarteador de 1” para, em seguida, proceder-se a execução dos ensaios.

A micrografia eletrônica por varredura (MEV) dos agregados, foi realizada para fins

qualitativos, onde observou-se a estrutura dos materiais, este ensaio foi realizado no

Laboratório da Seção de Engenharia de Materiais do Instituto Militar de Engenharia.

Na caracterização da fibra de poliolefina, além da execução do MEV, foram executados

também os ensaios de tração simples, de densidade real e de módulo de elasticidade. A fim de

comparar seus resultados com os provenientes da empresa fabricante da fibra.

Realizaram-se nos corpos de prova de concreto, após a concretagem, ensaios destrutivos

e não destrutivo para a sua caracterização. Os ensaios destrutivos foram os de determinação

das resistências à compressão simples e diametral à tração indireta, módulo de elasticidade,

ensaio de flexão com determinação da flecha no meio do vão e tenacidade. O ensaio não

destrutivo foi o de ultrassom, para a determinação da velocidade de propagação das ondas

ultrassônicas. Dados relevantes, como o padrão de fissuração, também foram analisados.

As normas e especificações adotadas neste trabalho foram oriundas de associações e

instituições tais como ABNT, EFNARC, ASTM, USACE, JSE entre outras citadas ao longo

71

do trabalho. Algumas delas foram escolhidas porque tratam de concretos moldados ou

projetados com fibras. Na TAB. 3.6 estão listadas algumas das normas utilizadas na execução

dos ensaios.

TAB. 3.6 - Normas utilizadas para caracterização mecânica dos corpos de prova de concreto.

Título da Norma Referência

Concreto endurecido - Determinação da velocidade de propagação de onda ultrassônica.

ABNT NBR 8802 (2013)

Concreto - Ensaios de compressão de corpos-de-prova cilíndricos.

ABNT NBR 5739 (2007)

Argamassa e concreto – Determinação da resistência à tração por compressão diametral de corpos-de-prova cilíndricos.

ABNT NBR 7222 (2011)

Concreto - Determinação do módulo estático de elasticidade à compressão.

ABNT NBR 8522 (2008)

Concreto – Determinação da resistência à tração na flexão em corpos de prova prismáticos.

ABNT NBR 12142 (2010)

Projeto de estruturas de concreto - Procedimento. ABNT NBR 6118 (2014)

Método de ensaio de resistência à flexão e tenacidade à flexão de concreto reforçado com fibras de aço.

JSCE-SF4 (1984)

Método de ensaio padrão do desempenho à flexão de concreto reforçado com fibras.

ASTM C1609 (2010)

Método de Ensaio padrão para determinação da tenacidade à flexão e primeira fissura de concretos reforçados com fibras.

ASTM C1018 (1997)

3.5 RESULTADOS DOS ENSAIOS

3.5.1 CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS

Os resultados de massa específica e absorção dos agregados estão dispostos na TAB. 3.7.

Observa-se que os resultados de massa específica dos agregados graúdo e miúdo ficaram

próximas entre si.

As figuras FIG. 3.10 e FIG. 3.11 apresentam as curvas granulométricas dos agregados

graúdos e miúdo. Nos gráficos de granulometria, a faixa na qual o agregado graúdo se encaixa

é a faixa compatível à da brita 0 e o agregado miúdo situa-se na zona utilizável.

72

TAB. 3.7 - Valores de massa específica e absorção dos agregados. Agregado Massa Específica

Real (kg/m³)

Massa Específica

Aparente (kg/m³)

Absorção

(%)

Agregado Graúdo 2.730 1.472 13,81

Agregado Miúdo 2.632 1.415 -

FIG. 3.10 - Gráfico do ensaio de granulometria do agregado graúdo.

FIG. 3.11 - Gráfico do ensaio de granulometria do agregado miúdo.

76635037,531,5251912,59,56,34,752,360

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1 10 100

Porcentagens retidas acum

uladas

Abertura das peneiras (mm)

Brita 0

Brita 1

Brita 2

Brita 3

9,56,34,752,361,180,60,30,15

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,1 1 10

Porcentagens retidas acum

uladas

Abertura das peneiras (mm)

Zona Utilizável - LimiteInferiorZona Utilizável - LimiteSuperiorZona Ótima - Limite Inferior

Zona Ótima - LimiteSuperior

73

As dimensões máximas características dos agregados graúdo e miúdo foram iguais a,

respectivamente, 12,5 mm e 2,36 mm. De acordo com as percentagens retidas acumuladas, o

módulo de finura foram iguais a 1,89, para o agregado graúdo, e 2,78, para o agregado miúdo.

De acordo com a distribuição granulométrica, o agregado graúdo foi classificado como

brita 0 e o agregado miúdo, como areia média. O ensaio de inchamento da areia média

determinou o coeficiente de inchamento médio igual a 1,24 e a umidade crítica, 4,0%.

De acordo com a norma ABNT NBR 7211 (2009), há limites máximos aceitáveis de

substância nociva nos agregados. Estes valores estão destacados nas TAB. 3.8 e TAB. 3.9,

junto com os resultados de ensaios destes para a brita e a areia utilizadas neste trabalho.

TAB. 3.8 - Resultados de limites máximos de substâncias nocivas nos agregado miúdo. Determinação Método de ensaio Quantidade

máx.

Resultado (%)

Torrões de argila e materiais friáveis.

ABNT NBR 7218

(2010)

3,0 0,05

Material fino que passa através da #75µm

(material pulverulento)

ABNT NBR NM 46

(2003)

3,0 3,04

TAB. 3.9 - Resultados de limites máximos de substâncias nocivas no agregado graúdo. Determinação Método de ensaio Quantidade

máx.

Resultado (%)

Torrões de argila e materiais friáveis.

ABNT NBR 7218

(2010)

2,0 -

Material fino que passa através da #75µm

(material pulverulento)

ABNT NBR NM 46

(2003)

1,0 1,88

A classificação das amostras provenientes do ensaio AIMS seguiu a metodologia de AL-

ROUSAN (2004), cujos parâmetros podem ser melhor aprofundados no trabalho de

CASTELO BRANCO et al. (2006). O ensaio AIMS classificou o índice de forma da brita 0

numa faixa de 6,5 a 8,0, com 55% das partículas na faixa semicircular (TAB. 3.10), e

forneceu também dados referentes quanto à angularidade, textura e esfericidade,

respectivamente, da amostra dispostos nos gráficos a seguir (v. FIG 3.12 a FIG. 3.14).

74

TAB. 3.10 - Resultado ensaio de índice de forma. Formato Faixa Quant. Partículas %

Circular (≤ 6,5) 0 0

Semicircular (6,5 - 8) 27 55,1

Semialongado (8 - 10,5) 18 36,7

Alongado (10,5 - 20) 4 8,2

FIG. 3.12 - Curva de distribuição do índice de angularidade da brita 0.

FIG. 3.13 - Curva de distribuição do índice de textura da brita 0.

Arredondado Sub-Arredondado Sub-Angular Angular

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 2000 4000 6000 8000 10000

% d

as P

artíc

ulas

Polido Liso Rugoso Áspero

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 200 400 600 800 1000

% d

e P

artíc

ulas

75

FIG. 3.14 - Curva de distribuição do índice de esfericidade da brita 0.

O ensaio AIMS classificou o índice de forma da areia menor/igual a 6,5, com 54% das

partículas na faixa circular (TAB. 3.11), e forneceu também dados referentes quanto à

angularidade (v. FIG. 3.15).

TAB. 3.11 - Resultado ensaio de índice de forma. Formato Faixa Quant.

Partículas

%

Circular (≤ 6,5) 164 53,9

Semicircular (6,5 - 8) 81 26,6

Semialongado (8 - 10,5) 45 14,8

Alongado (10,5 - 20) 14 4,6

FIG. 3.15 - Curvas de distribuição do índice de angularidade da areia.

Lamelar Baixa-Esf Média-Esf

0

Alta-Esf

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

% d

e P

artíc

ulas

Mais esférico

Arredondado SubArredondado SubAngular Angular

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 2000 4000 6000 8000 10000

% d

e P

artí

cula

s

(#16) 1.18mm (#30)0.60mm

76

3.5.2 CARACTERIZAÇÃO DA FIBRA DE POLIOLEFINA

O esquema do ensaio de tração, com uso da prensa universal Emic DL10000 de 100 kN

de capacidade realizado com 05 espécimes da fibra de poliolefina de 50 mm de comprimento,

pode ser visto na FIG. 3.16 e na FIG. 3.17 apresenta-se o aspecto pós-ruptura das fibras

ensaiadas. Foi executado em velocidade controlada de 1 mm por minuto. O ambiente do

ensaio também foi controlado à uma temperatura ambiente.

Os valores de resistência à tração, módulo de elasticidade e deformação última estão

agrupados na TAB. 3.12. Pode-se verificar desta tabela que os valores médios de resistência à

tração, módulo de elasticidade e deformação última foram iguais a 439 MPa, 8,2 GPa e

54,8 ‰.

FIG. 3.16 – (a) Prensa universal Emic DL10000 de 100 kN de capacidade. (b) Detalhe da fibra de poliolefina de 50 mm de comprimento fixada nas garras da prensa.

FIG. 3.17 – Aspecto pós-ruptura das fibras de poliolefina ensaiadas.

(a) (b)

77

TAB. 3.12 - Ensaio de Tração da fibra de poliolefina. Ensaio de Tração

Fibra N° Resistência à tração

(MPa)

Módulo de Elasticidade

Deformação

(MPa) (‰)

1 423 9,6 44,0

2 439 8,8 50,0

3 432 7,2 60,0

4 419 8,4 50,0

5 480 6,9 70,0

Média 439 8,2 54,8 Desv. Pad.

24,3 1,1 10,3

As características das fibras de poliolefina, segundo o fabricante e conforme os resultados

dos ensaios, podem ser visualizadas na TAB. 3.13. Concluiu-se que os valores dos ensaios de

resistência à tração e módulo de elasticidade foram cerca de 26% inferiores aos do fabricante.

TAB. 3.13 - Características mecânicas da fibra de poliolefina deste trabalho. Característica Fabricante Laboratório

Fibra 35 mm Fibra 50 mm

Densidade Real 0,91 0,91 0,91

Comprimento (mm) 35 e 50 35 50

Diâmetro Equivalente (mm) 0,50 0,50 0,50

Fator de forma - 70 100

Resistência à ácidos/alcális Inerte - -

Módulo de Elasticidade (GPa) >11 8,2 8,2

Ponto de Amolecimento 150 °C 150 °C 150 °C

Resistência à tração (MPa) 600 439 439

Comparando-se a micrografia mostrada na FIG. 3.18 com a que é visualizada na FIG.

3.19, constatou-se que a seção transversal da fibra de poliolefina pode-se assemelhar a uma

seção elíptica de eixos de 0,35 mm x 0,70 mm de dimensões. Por conta disto, neste trabalho, a

fim de se obter o fator de forma desta fibra (v. TAB. 3.13), adotou-se um diâmetro

equivalente, que foi calculado igualando-se o valor da área da seção transversal elíptica real

ao de uma seção transversal circular, cujo o diâmetro equivalente resultante foi de 0,50 mm.

78

FIG. 3.18 - Micrografia da seção transversal da fibra de poliolefina (Aumento 230x).

FIG. 3.19 - Vista da seção transversal da fibra de poliolefina segundo catálogo do fabricante.

3.6 CARACTERIZAÇÃO DOS CONCRETOS COM FIBRA DE POLIOLEFINA

A nomenclatura adotada foi relacionada ao modo de concretagem, seja moldagem

convencional (CM – cilindro moldado, VM – vigota moldada) ou por projeção (CP – cilindro

projetado, VP – vigota projetada), a quantidade de moldagem ou projeção (1, 2 ou 3) e teor de

fibra utilizada na composição do concreto (SF – sem fibra, 0,25F – 0,25% de fibra de

poliolefina, 0,5F – 0,50% de fibra de poliolefina).

A TAB. 3.14 apresenta os dados sobre a nomenclatura adotada para os corpos de prova

de concreto ensaiados neste trabalho. Os resultados mecânicos são referentes a idade do

concreto aos 28 dias.

79

TAB. 3.14 - Dados sobre a nomenclatura dos corpos de prova de concreto cilíndricos ou prismáticos.

Nomeclatura Tipo de concretagem Teor volumétrico de fibras Vf (%)

CM-1-SF VM-1-SF

Moldagem convencional 0

CM-2-0,25F VM-2-0,25F

Moldagem convencional 0,25

CM-3-0,5F VM-3-0,5F

Moldagem convencional 0,50

CP-1-SF VP-1-SF

Projeção 0

CP-2-0,25F V-2-0,25F

Projeção 0,25

CP-P-0,5F VP-3-0,5F

Projeção 0,50

3.6.1 VELOCIDADE DE PROPAGAÇÃO DE ONDA ULTRASSÔNICA (V)

Os valores médios de velocidade das ondas ultrassônicas foram obtidos aplicando-se o

método direto, segundo a ABNT NBR 8802 (2013), pois a energia máxima do pulso na

transmissão direta é totalmente transmitida e recebida pelos transdutores. Os transdutores

foram posicionados sobre a superfície limpa e lisa dos topos inferior e superior do espécime

cilíndrico, que foi deitado em uma superfície horizontal. Uma fina camada de acoplante

(vaselina) foi aplicada nas faces dos transdutores e nas superfícies de concreto.

A FIG. 3.20 ilustra o aparelho ultrassônico utilizado nos ensaios deste trabalho, com os

dois transdutores de 54 kHz e algumas das etapas de ensaio de ultrassom que foram realizadas

neste trabalho.

O ultrassom possui frequência de propagação da onda entre 24 kHz e 500 kHz e é dotado

de circuito gerador receptor, transdutor-emissor e transdutor-receptor, circuito medidor de

tempo, cabos coaxiais e barra de referência para aferição do equipamento.

80

FIG. 3.20 - Realização do ensaio de ultrassom.

Os valores médios de V para os concretos moldados e projetados sem ou com fibras estão

dispostos nas figuras FIG. 3.21 a FIG. 3.22, que foram obtidos a partir dos resultados de 9

(nove) corpos de prova moldados e 18 (dezoito) corpos de prova projetados. Descartaram-se

os valores 5% abaixo ou acima do valor médio entre todos os valores de V.

FIG. 3.21 - Valores médios de Vm para os concretos com a fibra de 35 mm de

comprimento.

FIG. 3.22 - Valores médios de Vm para os concretos com a fibra de 50 mm de comprimento.

4,424,08 4,06

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

Vm

(km

/s)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

4,24 4,10 4,05

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

Vm

(km

/s)

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

4,32 4,16 4,16

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

Vm

(km

/s)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

4,18 4,16 4,09

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

Vm

(km

/s)

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

81

3.6.2 RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (fc)

O ensaio de compressão simples foi executado na prensa de marca Contenco, de 1000 kN

de capacidade e realizado em corpos de prova cilíndricos de concreto de 100 mm x 200 mm

de dimensões, conforme a norma ABNT NBR 5739 (2007).

Os valores médios de resistência à compressão estão dispostos nas figuras FIG. 3.23 e

FIG. 3.24, que foram obtidos a partir dos resultados de 4 (quatro) corpos de prova cilíndricos

moldados e 10 (dez) corpos de prova cilíndricos projetados. Descartaram-se os valores 5%

abaixo ou acima do valor médio entre todos os valores de fc.

FIG. 3.23 - Valores médios de fcm dos concretos com a fibra de 35 mm de comprimento.

FIG. 3.24 - Valores médios de fcm dos concretos com a fibra de 50 mm de comprimento.

3.6.3 MODO DE RUPTURA

São mostrados nas FIG. 3.25 a FIG. 3.27 os padrões de fissuração nos corpos de provas

cilíndricos com fibras de 35 mm de comprimento, verificados após a ruptura.

41,836,3 34,9

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

f cm

(MP

a)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

36,933,6 32,3

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

f cm

(MP

a)

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

44,3 44,1 41,7

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

f cm

(MP

a)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

41,8 39,6 39,3

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

f cm

(MP

a)

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

82

FIG. 3.25 - Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-1-SF e (b) CP-1-SF.

FIG. 3.26 - Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-2-0,25F e (b) CP-2-0,25F.


Nas FIG. 3.28 a FIG. 3.30 observa-se os padrões de fissuração nos corpos de provas

cilíndricos com fibras de 50 mm de comprimento, verificados após a ruptura no ensaio de

compressão axial.

(a) (b)

(a) (b)

(a) (b)

83

FIG. 3.28 - Aspecto pós-ruptura dos corpos de prova (a) CM-1-SF e (b) CP-1-SF.



3.6.4 MÓDULO DE ELASTICIDADE (Ec) e COEFICIENTE DE POISSON (ʋ)

O ensaio para determinação do módulo de elasticidade e para o coeficiente de Poisson foi

executado conforme prescreve a norma ABNT NBR 8522 (2008). Para a leitura das

deformações longitudinal e transversal dos corpos de prova de concreto foram usados

extensômetros elétricos da marca Kyowa e o equipamento de aquisição de dados Modelo P3

da marca Vishay, conforme ilustra a FIG. 3.31.

(a) (b)

(a) (b)

(a) (b)

84

FIG. 3.31 - Execução do ensaio para determinação do módulo de elasticidade e do

coeficiente de Poisson do concreto.

As FIG. 3.32 e FIG. 3.33 apresentam os gráficos com valores médios do módulo de

elasticidade e coeficiente de Poisson dos concretos moldados e projetados com a fibra de 35

mm de poliolefina. Estes foram obtidos a partir dos resultados de 3 (três) corpos de prova de

concreto cilíndricos, após o descarte dos valores de 5% abaixo ou acima do valor médio entre

todos os valores de Ec e ʋ.

FIG. 3.32 - Valores médios de Ec para os concretos com fibra de 35 mm.

30,3

24,922,2

25,023,2

18,9

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

35,0

Ecm

(GP

a)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

85

FIG. 3.33 - Valores médios de ʋ para os concretos com fibra de 35 mm.

Os valores médios do módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson dos concretos

moldados e projetados com a fibra de 50 mm de poliolefina são mostrados nas FIG. 3.34 e

FIG. 3.35. Estes valores foram obtidos a partir dos resultados de 3 (três) corpos de prova de

concreto cilíndricos, após o descarte dos valores de 5% abaixo ou acima do valor médio entre

todos os valores de Ec e ʋ.

FIG. 3.34 - Valores médios de Ec para os concretos com fibra de 50 mm.

0,19 0,190,16 0,16 0,16 0,17

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

ʋ

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5P

25,2 25,0 25,0 24,8 25,423,8

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

Ecm

(GP

a)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

86

FIG. 3.35 - Valores médios de ʋ para os concretos com fibra de 50 mm.

3.6.5 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL (fct,sp)

Os gráficos das FIG. 3.36 e FIG. 3.37 mostram os valores médios de resistência à tração

por compressão diametral dos concretos moldados e projetados sem e com fibras, que foram

ensaiados de acordo com o que a norma ABNT NBR 7222 (2011) prescreve.

Os resultados foram obtidos de 5 (cinco) corpos de prova de concreto cilíndricos

moldados e 5 (cinco) corpos de prova de concreto cilíndricos projetados. Descartaram-se os

valores de 5% abaixo ou acima do valor médio entre todos os valores de fct,sp.

FIG. 3.36 - Valores médios de fct,sp para concretos com a fibra de 35 mm de

comprimento.

0,170,20 0,20

0,17 0,18 0,18

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

ʋ

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

4,783,92 3,72

0,00

2,00

4,00

6,00

f ct.s

pm(M

Pa)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F

3,93 3,88 3,86

0,00

2,00

4,00

6,00

f ct.s

pm(M

Pa)

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F

87

FIG. 3.37 - Valores médios de fct,sp para concretos com a fibra de 50 mm de comprimento.

As FIG. 3.38 e FIG. 3.39 apresentam o aspecto dos corpos de prova de concreto sem e

com fibra de poliolefina após a sua ruptura.

Verificou-se que os corpos de prova de concreto com fibra não apresentaram separação

entre as partes fendilhadas, ao contrário dos concretos sem fibra.

FIG. 3.38 - da ruptura dos corpos de prova de concreto sem fibra. (a) concreto moldado

(b) concreto projetado.

4,71 4,72 4,85

0,00

2,00

4,00

6,00

f ct.s

pm(M

Pa)

CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,50F

4,05 4,18 4,47

0,00

2,00

4,00

6,00

f ct.s

pm(M

Pa)

CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,50F

(a) (b)

88

FIG. 3.39 - Aspecto da ruptura dos corpos de prova de concreto com fibra de 50 mm de

comprimento. (a) concreto moldado (b) concreto projetado.

3.6.6 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO NA FLEXÃO (fct,f)

Os ensaios de resistência à tração na flexão foram executados em vigotas de 100 mm x

100 mm x 400 mm de dimensões com a utilização de dispositivo de flexão composto por duas

cargas concentradas que foram aplicadas nos terços médios do vão do corpo de prova, como

prescrito na ABNT NBR –12142 (2010). A FIG. 3.40 ilustra a disposição do ensaio e cada

terço médio do vão possuía 120 mm de comprimento.

FIG. 3.40 - Representação do esquema de ensaio de tração à flexão.

(a) (b)

89

As FIG. 3.41 e 3.42 apresentam os gráficos com os valores médios de resistência à tração

na flexão, que foram obtidos a partir dos resultados de 5 (cinco) corpos de prova de concreto

prismáticos moldados e 10 (dez) corpos de prova de concreto prismáticos projetados. Os

valores 5% abaixo ou acima do valor médio entre todos os valores de fct,sp foram descartados.

FIG. 3.41 - Valores médios de fct,f para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento

FIG. 3.42 - Valores médios de fct,f para os concretos com a fibra de 50 mm de comprimento

3.6.7 PADRÃO DE FISSURAÇÃO

Nas FIG. 3.43 a FIG. 3.45, pode-se verificar os padrões de fissuração nos corpos de

provas prismáticos sem e com fibra de poliolefina de 35 mm de comprimento, após a ruptura

no ensaio de tração na flexão em quatro pontos. Os espécimes foram empilhados de acordo

com a nomenclatura adotada, para uma melhor visualização.

6,34 6,72 6,84

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

f ct,f

m(M

Pa)

VM-1-SF VM-2-0,25F VM-3-0,5F

5,81 6,05 6,28

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

f ct,f

m(M

Pa)

VP-1-SF VP-2-0,25F VP-3-0,5F

5,706,80 7,10

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

f ct,f

m(M

Pa)

VM-1-SF VM-2-0,25F VM-3-0,5F

5,29

6,65 7,06

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

f ct,f

m(M

Pa)

VP-1-SF VP-2-0,25F VP-3-0,5F

90

FIG. 3.43 - Aspecto pós-ruptura (a) VM-1-SF e (b) VP-1-SF.

FIG. 3.44 - Aspecto pós-ruptura (a) VM-2-0,25F e (b) VP-2-0,25F.


Nas FIG. 3.46 a FIG. 3.48, observa-se os padrões de fissuração nos corpos de provas

prismáticos sem e com fibra de poliolefina de 50 mm de comprimento, após a ruptura no

ensaio de tração na flexão em quatro pontos. Os espécimes foram empilhados de acordo com

a nomenclatura adotada, para uma melhor visualização.

(a) (b)

(a) (b)

(a) (b)

91

FIG. 3.46 - Aspecto pós-ruptura (a) VM-1-SF e (b) VP-1-SF.



As FIG. 3.49 a FIG. 3.52 ilustram a seção transversal do concreto de um corpo de prova

rompido com fibras de poliolefina de 35mm e 50 mm de comprimento com Vf de 0,25% e

0,50%, respectivamente.

Percebe-se destas figuras que as fibras de poliolefina se distribuíram de forma uniforme

ao longo da área da seção transversal do corpo de prova de concreto.

(a) (b)

(a) (b)

(a) (b)

92

FIG. 3.49 - Distribuição da fibra de poliolefina de 35 mm na seção transversal de um corpo de prova prismático moldado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%.

FIG. 3.50 - Distribuição da fibra de poliolefina de 35 mm na seção transversal de um corpo de prova prismático projetado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%.

FIG. 3.51 - Distribuição da fibra de poliolefina de 50 mm na seção transversal de um corpo de prova prismático moldado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%.

(a) (b)

(a) (b)

(a) (b)

93

FIG. 3.52 - Distribuição da fibra de poliolefina de 50 mm na seção transversal de um corpo de prova prismático projetado após rompimento. (a) Vf = 0,25% (b) Vf= 0,50%.

3.6.8 CURVAS CARGA - FLECHA

A partir do ensaio de flexão das vigotas de concreto de 100 mm x 100 mm x 400 mm de

dimensões, foram coletados os valores de flecha no meio do vão por meio de um LVDT, cuja

a disposição do ensaio pode ser visto na FIG. 3.53.

FIG. 3.53 - Disposição do ensaio de carga - flecha.

O vão do ensaio (vão livre) foi de 360 mm e a distância entre as cargas aplicadas

(cutelos), 120 mm, conforme pode ser visto na FIG. 3.54. Nesta é possível identificar o

esquema estrutural para o ensaio de flexão dos corpos de prova prismáticos, cujas dimensões

são dadas em milímetros.

(a) (b)

94

FIG. 3.54 - Esquema estrutural para o ensaio de flexão.

Os gráficos das FIG. 3.55 e FIG. 3.56 mostram as curvas de carga - flecha no meio do

vão das vigotas de concreto moldado e projetado com fibras de poliolefina de 35 mm.

FIG. 3.55 - Curvas carga - flecha de vigotas moldadas com 0,25% e 0,50% de fibra.

FIG. 3.56 - Curvas carga - flecha de vigotas projetadas com 0,25% e 0,50% de fibra.

95

Os gráficos das FIG. 3.57 e FIG. 3.58 mostram as curvas de carga - flecha no meio do

vão das vigotas de concreto moldado e projetado com fibras de poliolefina de 50 mm.

FIG. 3.57 - Curvas carga - flecha de vigotas moldadas com 0,25% e 0,50% de fibra.

FIG. 3.58 - Curvas carga - flecha de vigotas projetadas com 0,25% e 0,50% de fibra.

96

4. ANÁLISE DOS RESULTADOS

Neste capítulo apresenta-se a análise dos resultados procedentes do programa

experimental desenvolvido neste trabalho e de outros resultados de trabalhos acadêmicos que

apoiaram a discussão desta pesquisa.

4.1 CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS

Os parâmetros obtidos dos agregados utilizados neste trabalho, tais como distribuição

granulométrica, substâncias nocivas, massa específica, absorção de água e forma dos grãos,

estiveram dentro dos limites de aceitação segundo ABNT NBR 7211 (2009), exceto para os

ensaios de material pulverulento, que excederam em 0,0,4 para o agregado miúdo e 0,88 para

o agregado graúdo..

A distribuição granulométrica do agregado graúdo apresentou uma curva encaixada

perfeitamente na faixa de brita 0. As recomendações da EFNARC (1999) adotam uma

dimensão máxima do agregado graúdo de 8 mm, o que não se adequa à dimensão máxima da

brita utilizada neste estudo. Com relação à granulometria da areia média, esta apenas

encaixou-se na faixa utilizável da norma ABNT NBR 7211 (2009), devido à influência da

presença de grãos de seixo rolado, material orgânico e de argila.

4.1.1 AGGREGATE IMAGING SYSTEM (AIMS)

As características obtidas com o auxílio do AIMS forneceram os dados sobre índice de

forma, angularidade, textura e esfericidade da brita 0.

A FIG. 4.1(a) revela uma angularidade sub-arredondada, porém sua baixa esfericidade

pode acarretar dificuldades quanto a trabalhabilidade do concreto fresco, dificultando também

sua mobilidade ao longo do interior do mangote de projeção. A textura rugosa da brita 0

facilita a aderência com a pasta de cimento, trazendo coesão à mistura e formando um

compósito mais resistente quando no estado endurecido. O valor do índice de forma está

97

dentro dos parâmetros definidos como semicircular, tendo uma porcentagem expressiva

também na classificação semialongado.

FIG. 4.1 - Imagens da brita 0 obtida pelo AIMS. (a) angularidade e (b) textura.

A FIG. 4.2 apresenta a imagem da angularidade dos grãos da areia média, classificados

como subarredondados, com 61,2% da amostra. O seu índice de forma foi circular com 53,9%

da amostra com valor de até 6,5. Com estes dados é possível inferir que a areia contribui para

uma boa coesão da massa de concreto fresca e baixa reflexão no momento da projeção úmida.

Nos dois agregados, segundo as recomendações da EFNARC (1999) sua angularidade se

adequa às suas exigências, facilitando a trabalhabilidade no momento do bombeamento da

massa no interior equipamento de projeção.

FIG. 4.2 - Imagem obtida pelo AIMS da angularidade da areia média.

a b

98

O cimento de alta resistência inicial utilizado, o plastificante e a água estão de acordo

com os requisitos mínimos sugeridos pelas recomendações da EFNARC (1999) e

proporcionaram uma massa uniforme, conforme ilustra a FIG. 4.3.

FIG. 4.3 - Aparência do concreto no estado fresco.

4.1.2 FIBRA DE POLIOLEFINA

Por meio do Microscópio Eletrônica de Varredura realizada, pôde-se constatar na fibra de

poliolefina utilizada neste trabalho, a presença de duas fases componentes (v. FIG. 4.4):

exterior (superficial) e interior (núcleo). A fase superficial é rugosa e proporciona adesão com

a pasta de cimento durante o processo de mistura. O núcleo é composto por filamentos de

fibra no seu interior, que é rígido.

99

FIG. 4.4 - Micrografia da fibra de poliolefina com aumento de 22x.

TAGNIT-HAMOU et al. (2004) também obtiveram imagens por meio do MEV, capaz de

gerar imagens de alta resolução, para identificar o aspecto da superfície da fibra de

poliolefina, obtendo como resultado a denominação “smooth” (lisa, plana). Em contrapartida

a fibra de poliolefina utilizada neste trabalho apresentou superfície diferente, com um aspecto

rugoso, como já observado anteriormente. A FIG. 4.5 apresenta a micrografia da camada

superficial da fibra estudada por TAGNIT-HAMOU et al. (2004) utilizada neste trabalho.

FIG. 4.5 - Micrografia da superfície da fibra de poliolefina. (a) Autora desta pesquisa. (b) TAGNIT-HAMOU et al. (2004).

a

100

A TAB. 4.1 reúne as características físicas e mecânicas da fibra de TAGNIT-HAMOU et

al. (2004) e de KAUFMANN e MANSER (2013). Ambos utilizaram fibras de poliolefina

para analisar o comportamento do concreto com fibras em ambientes agressivos. A

comparação entre os dados da TAB. 4.1 revela que a fibra atual é 41,4% mais resistente à

tração do que a fibra utilizada no estudo de TAGNIT-HAMOU et al. (2004) e 29,7% inferior

à fibra utilizada no estudo de KAUFMANN e MANSER (2013). Em se tratando do módulo

de elasticidade, a fibra utilizada neste estudo apresentou valor cerca de 3 vezes superior à

fibra utilizada no estudo de TAGNIT-HAMOU et al. (2004) e 21% ao valor do módulo de

elasticidade determinados por KAUFMANN e MANSER (2013).

Verifica-se que as fibras de poliolefina utilizadas neste trabalho apresentaram

propriedades mecânicas e físicas próximas das da fibra de poliolefina utilizada por

KAUFMANN e MANSER (2013), o que sugere-se que estas fibras são do mesmo fabricante.

TAB. 4.1 - Características das fibras de poliolefina.

Características

Autora deste trabalho TAGNIT-

HAMOU et

al. (2004)

KAUFMANN

e MANSER

(2013)


Densidade Real 0,91 0,91 0,91 -

Comprimento (mm) 35 50 25 50

Fator de forma 70 100 - 89

Módulo de Elasticidade (GPa)

8,2 8,2 2,6 10,4

Ponto de Amolecimento

150 °C 150 °C 160 °C -

Resistência à tração (MPa)

439 439 257 625

4.2 COMPOSIÇÃO DO CONCRETO PROJETADO E MOLDADO

A composição do concreto utilizado nesta pesquisa encontra-se na TAB 4.2, juntamente

com a composição utilizada por PILLAR (2014), que estudo as propriedades de concretos

projetados com fibras de polipropileno (HPP) e MORGAN e RICH (1996), que estudaram as

propriedades mecânicas de concretos projetados com um tipo de fibra de poliolefina.

101

PILLAR (2014) investigou a resistência do concreto projetado à compressão (fc = 30

MPa) com fibra de polipropileno de 50 mm de comprimento ( consumo de 9 kg/m³ ou Vf =

1% , nas primeiras horas, 3 dias, 7 dias e aos 28 dias) e MORGAN e RICH (1996) estudaram

as propriedades de resistência à compressão, absorção do concreto, resistência à tração na

flexão e tenacidade pelo método ASTM C1018 (1997) do concreto projetado por via-úmida

com fibra de poliolefina de 25 mm de comprimento (consumo de 9,1 kg/m³ ou Vf = 1% e 19,2

kg/m³ ou Vf = 2%).

As composições de concreto projetado de PILLAR (2014) e MORGAN e RICH (1996),

foram projetadas para diferentes finalidades do seu uso. Assim os consumos dos materiais

foram diferentes dos deste trabalho. Além de utilizarem maiores consumos de agregados

miúdos estes autores fizeram o uso de adições minerais (cinza volante e sílica ativa) e de

aditivos do tipo estabilizador e acelerador de pega.

TAB. 4.2 - Composições de concreto projetado atual e da literatura. Materiais/Quantidade

(kg/m³)

Atual PILLAR (2014) MORGAN e

RICH (1996)

Cimento 500 (CP – VARI) 420 (SL) 400 (tipo 10)

Cinza Volante - 60 -

Microssílica - 40 -

Silica Ativa - - 48

Agregado graúdo 707 (brita 9,5 mm) 450 (seixo 10 mm) 480

Agregado miúdo 808 (areia natural) 770 (areia grossa)

370 (areia fina)

1110

Água 249 210 190/210

Aditivo 3,45

(Polifuncional)

2 (Pozzolith-redutor

de água)

1 (Delvocrete-

estabilizador)

0,75 (Rheobuild-

superplastificante)

4% de peso do

cimento (Meyco-

acelerador de pega)

1,76 (Pozzolith-

redutor de água)

1,0 (Rheobuild-

superplastificante)

102

Na composição do concreto projetado deste trabalho (fck = 35 MPa), usou-se um aditivo

polifuncional (cerca de 0,7% de massa de cimento) e relação água/cimento de 0,49,

possibilitando uma boa trabalhabilidade (abatimento do tronco cone entre 90 mm e 180 mm).

A TAB. 4.3 apresenta valores de abatimento do tronco de cone dos concretos projetados

sem e com fibras estudados neste trabalho. Segundos as recomendações da EFNARC (1996) o

limite de aceitação do concreto no estado fresco está situado na faixa entre 80 mm e 200 mm

e nota-se que os valores obtidos para os concretos da presente pesquisa respeitaram esta faixa

limite. Procurou-se utilizar um teor volumétrico não elevado a fim de evitar transtornos

devido ao entupimento do mangote no momento da projeção, garantir fluidez da massa fresca.

TAB. 4.3 - Abatimentos do tronco de cone dos concretos deste trabalho. Fibra de Poliolefina ATUAL

(35 mm)

ATUAL

(50 mm)

Sem fibra 180 150

0,25 % 160 100

0,50 % 120 90

4.2.3 GRÁFICOS RESULTANTES DE COMPOSIÇÕES DE CONCRETO PROJETADO

Este trabalho visou coletar a maior quantidade de composições de concreto projetado

possíveis na literatura nacional e internacional, afim de se gerar gráficos e equações de

previsão de consumo de materiais tendo por base a resistência à compressão do concreto fc.

As FIG. 4.6 até FIG. 4.15 apresentam o consumo de materiais em concretos projetados em

função de fc (15 MPa a 80 MPa) cujos os dados foram coletados da literatura e do programa

experimental deste trabalho (ALBERTI et al., 2014; BANTHIA et al., 1999; CIANCIO, et

al., 2016; COLOMBO et al., 2009; CORINALDESI e NARDINOCCHI, 2016; DINOIA,

2004; GASPARIM, 2007; JOLIN e BEAUPRÉ, 2003; MORGAN e WOLSIEFER, 1991;

PILLAR, 2014; POWER, 2015; RAZL, 2005; SILVA et al., 2012; STORRIE e BARTLETT,

2002; THURMANN et al., 2015; WANG et al., 2015).

Na maioria dos concretos projetados, o cimento utilizado foi o do tipo composto, o

material fino era formado de areia artificial, o agregado miúdo era areia natural quartzosa, o

agregado graúdo era granito, a adição era a microssílica, o aditivo era o do tipo

superplastificante e a fibra era de aço.

103

Também pode-se visualizar nestas figuras uma curva central (linha cheia) junto com sua

respectiva equação, que foi obtida por regressão de dados com o coeficiente de correlação

mais próximo da unidade, e outras duas curvas (linhas tracejadas), uma inferior e outra

superior, que foram construídas diminuindo ou somando o desvio padrão dos dados à curva

central.

A FIG. 4.6 reúne dados sobre o consumo de cimento por volume de concreto projetado em

função de fc, que apresentaram valores de média e de desvio padrão aproximadamente iguais a

412 kg/m3 e 58 kg/m3. Pode-se observar que este consumo aumentou com o incremento de fc

e que, para os concretos com fc entre cerca de 15 MPa e 80 MPa, o consumo médio de

cimento situou-se entre cerca de 340 kg/m3 e 480 kg/m3. Nota-se que, para o concreto

projetado com fc = 20 MPa, que é o valor mínimo de resistência de concreto com fins

estruturais (ABNT NBR 6118, 2014), o consumo médio mínimo de cimento por volume de

concreto projetado foi em torno de 350 kg/m3. O consumo de cimento do concreto deste

trabalho foi 500 kg/m³ (fcm igual a 39,4 MPa), 27%, acima do valor médio, conforme nota-se

na FIG. 4.6.

FIG. 4.6 - Consumo de cimento (C) em função de fc.

Dados sobre o consumo de adição por volume de concreto projetado, excluído qualquer

tipo de cimento Portland, em função de fc encontram-se na FIG. 4.7. Nesta figura, as curvas

foram obtidas sem levar em consideração os concretos projetados com pó de calcário de

ALBERTI et al. (2014), pois o consumo de adição nestes (200 kg/m3) foi destacadamente

superior ao dos outros concretos projetados. Os valores de média e de desvio padrão foram

y = 2,0741x + 312,7

R2 = 0,29850

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

ns

um

o d

e c

ime

nto

(k

g/m

³)

39,4

104

cerca de 72 kg/m3 e 36 kg/m3. Verifica-se nesta figura que o consumo de adição se situou, em

sua maioria, na faixa entre 45 kg/m3 e 95 kg/m3, independentemente do valor de fc. Em geral,

costuma-se adotar o consumo de adição, em massa, de 8% a 12% do consumo do cimento.

Ressalta-se que o concreto deste trabalho não recebeu nenhum tipo de adição.

FIG. 4.7 - Consumo de adição (Ad) em função de fc.

Na FIG. 4.8 podem ser vistos dados sobre o consumo de água por volume de concreto

projetado em função de fc. Estes dados levaram em conta a água contida nos agregados e nos

aditivos químicos e tiveram valores de média e de desvio padrão cerca de 182 L/m3 e 34

L/m3. Como esperado, percebe-se que o consumo de água diminuiu com o acréscimo de fc.

Para a faixa de fc entre 15 MPa e 80 MPa, o consumo médio de água situou-se em um

intervalo de 220 L/m3 a 150 L/m3. Neste trabalho a quantidade de água adotada foi de 249 L,

32% superior ao valor médio encontrado na literatura, conforme na FIG. 4.8.

y = 35,032e0,0111x

R2 = 0,11430

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

ns

um

o d

e a

diç

ão

(k

g/m

³)

105

FIG. 4.8 - Consumo de água (Ag) em função de fc.

Considerado cimento e adições (microssílica, pó de calcário e cinza volante) como

aglomerantes e em se tratando da relação entre água e estes, observa-se na FIG. 4.9 o

consumo por volume de concreto projetado em função de fc. Os dados desta figura tiveram

valores de média e de desvio padrão cerca de 0,39 e 0,10. Para a faixa de fc entre 15 MPa e 80

MPa, a relação média entre água e aglomerantes ficou em um intervalo aproximado entre 0,54

e 0,26. Como não foi usado nenhum tipo de adição neste trabalho, a relação de água –

cimento foi de 0,50 e comparando este dado da presente pesquisa com o valor médio das

composições estudadas, obteve-se um valor de 20% superior à média (V. FIG. 4.9).

FIG. 4.9 - Relação entre água e aglomerantes (Ag/agl) em função de fc.

y = 229,57e-0,005x

R2 = 0,2780

50

100

150

200

250

300

350

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

ns

um

o d

e á

gu

a (

L/m

³)

y = 0,6429e-0,0111x

R2 = 0,4755

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Ág

ua

/ a

glo

me

ran

tes

39,4

39,4

106

As FIG. 4.10 e FIG. 4.11 apresentam, respectivamente, dados sobre o consumo de materiais

finos por volume de concreto projetado em função de fc, e da mesma maneira, dados sobre o

consumo de agregados miúdos. Nota-se que, em um estudo (GASPARIM, 2007) sobre

concretos projetados com materiais finos (areia artificial), a quantidade destes ficou entre

cerca de 680 kg/m3 e 770 kg/m3, bem acima da quantidade da maioria de outros estudos, que

se enquadrou em uma faixa de 20 kg/m3 a 120 kg/m3, para o intervalo de fc entre cerca de 20

MPa e 80 MPa. Em função disto, estes valores elevados (680 kg/m3 e 770 kg/m3) foram

desconsiderados na análise estatística, o que levou a valores de média e de desvio padrão

cerca de 36 kg/m3 e 23 kg/m3. Nesta pesquisa, não houve consumo de finos.

Em relação ao consumo de agregado miúdo pôde-se constatar na FIG. 4.11 que houve uma

grande dispersão dos dados sobre o consumo de agregados miúdos por volume de concreto

projetado em função de fc, que variaram em sua maioria de 1150 kg/m3 a 950 kg/m3 para o

intervalo de fc entre cerca de 15 MPa e 80 MPa. Estes dados apresentaram valores de média e

de desvio padrão cerca de 1014 kg/m3 e 396 kg/m3. O consumo de agregado miúdo neste

trabalho foi 808 kg/m³, cerca de 28% abaixo da média das composições pesquisadas, de

acordo com o que mostra a FIG. 4.11.

FIG. 4.10 - Consumo de material fino (F) em função de fc.

y = -58,786Ln(x) + 280,31

R2 = 0,6706

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

nsu

mo

de fin

os (kg

/m³)

107

FIG. 4.11 - Consumo de agregado miúdo (Ag m) em função de fc.

Os dados referentes ao consumo de agregados graúdos por volume de concreto projetado em

função de fc estão agrupados na FIG. 4.12. Verifica-se nesta figura que também houve uma

grande dispersão dos dados sobre este consumo, cujos valores de média e de desvio padrão

foram cerca de 588 kg/m3 e 180 kg/m3. Estes dados situaram-se, em sua maioria, na faixa

entre 400 kg/m3 e 800 kg/m3 para o intervalo de fc entre cerca de 20 MPa e 80 MPa. Em

relação ao consumo de agregado miúdo utilizado nesta pesquisa, seu valor foi de 707 kg/m³,

cerca de 12% a mais que o valor médio das composições agrupadas na FIG. 4.12.

FIG. 4.12 - Consumo de agregado graúdo (Ag g) em função de fc.

Da FIG. 4.13, pode-se visualizar uma elevada dispersão nos dados de consumo de aditivos em

função de fc e uma discreta tendência em se aumentar o consumo de aditivos quanto maior for

y = -124,27Ln(x) + 1488,1

R2 = 0,0118

0

400

800

1200

1600

2000

2400

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

ns

um

o d

e m

iúd

os

(k

g/m

³)

y = -267,09Ln(x) + 1600,8

R2 = 0,1204

0

400

800

1200

1600

2000

2400

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

ns

um

o d

e g

raú

do

s (

kg

/m³)

39,4

39,4

108

fc. Estes dados tiveram média e desvio padrão cerca de 12 kg/m3 e 7 kg/m3 e, em média,

variaram de 5 kg/m3 a 15 kg/m3 para o intervalo de fc entre cerca de 15 MPa e 80 MPa.

O aditivo polifuncional utilizado nesta pesquisa, foi consumido com um valor de 3,45

kg/m³, cerca de 43% do valor médio das composições pesquisadas (v. FIG 4.13).

FIG. 4.13 - Consumo de aditivos (Adt) em função de fc.

A FIG. 4.14 apresenta dados do consumo de fibras em concretos projetados em função de fc.

Foram desconsiderados para a análise estatística os dados do estudo de CORINALDESE e

NARDINOCCHI (2016), por conta do uso de altos teores volumétricos (2%, equivalente a

156 kg/m3) de fibra de aço de 35 mm de comprimento, de 0,55 mm de diâmetro e com

extremidades em gancho, que foram destacadamente superiores aos dos outros concretos

projetados.

Constata-se dessa figura que os seus dados apresentaram elevada dispersão. Os valores de

média e de desvio padrão foram iguais a 28 kg/m3 e 17 kg/m3. Em média, o consumo de

fibras situou-se na faixa entre 32 kg/m3 e 22 kg/m3 para o intervalo de fc entre cerca de 15

MPa e 65 MPa.

A quantidade de fibra utilizada neste trabalho, foi relativamente baixa, 0,25% e 0,50% de

teor volumétrico, cerca de 2,25kg/m³ e 4,5 kg/m³ respectivamente. Como os dados

pesquisados, são em sua maioria foram de trabalhos de concretos projetados com fibra de aço,

não se comparou os valores encontrados com os deste trabalho.

y = 4,5608e0,0144x

R2 = 0,1055

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

ns

um

o d

e a

dit

ivo

s (

kg

/m³)

39,4

109

FIG. 4.14 - Consumo de fibras (Fb) em função de fc.

O estudo de composições de concretos projetados abordados permitiu as expressas pelas

equações EQ. 4.1 a EQ. 4.9 que foram comparadas com a composição do concreto estudada

neste trabalho.

312,72,0741fC c += (EQ. 4.1)

c0,0111f35,032eAd = (EQ. 4.2)

c0,005f-229,57eAg = (EQ. 4.3)

c0,0111f-0,6429eaglAg = (EQ. 4.4)

280,31lnf 58,786-F c += (EQ. 4.5)

1488,1lnf 124,27-mAg c += (EQ. 4.6)

1600,8lnf 267,09-gAg c += (EQ. 4.7)

cf01440e56084Adt ,,= (EQ. 4.8)

36,0580,1793f-Fb c += (EQ. 4.9)

onde C é o consumo de cimento, Ad é o consumo de adição, Ag é o consumo de água, Ag/Agl

é o consumo de aglomerante, F é o consumo de materiais finos, Agm é o consumo de

agregado miúdo, Agg é o consumo de agregado graúdo, Adt é o consumo de aditivos e Fb é o

consumo de fibras.

y = -0,1793x + 36,058

R2 = 0,0225

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100fc (MPa)

Co

ns

um

o d

e f

ibra

s (

kg

/m³)

110

A TAB. 4.4 apresenta o consumo de materiais de concreto projetado deste trabalho e o de

concreto projetado teórico, conforme as equações EQ. 4.1 a EQ. 4.9. Os consumos do

concreto projetado teórico foram obtidos fazendo-se fc igual a 39,4 MPa, nas equações EQ.

4.1 a EQ. 4.9.

TAB. 4.4 - Composições dos concretos deste trabalho segundo as EQ. 4.1 a EQ. 4.9. Materiais (kg/m³) Composição

deste trabalho

Composição

teórica

Cimento 500 394,4

Adição - 54,2

Água 249 188,5

Água/Aglomerante 0,49 0,42

Finos - 64,3

Agregado Miúdo 808 1031,6

Agregado Graúdo 707 619,6

Aditivo 3,45 8,04

Fibras 2,25 e 4,5 29,0

4.3 VELOCIDADE DE PROPAGAÇÃO DE ONDA ULTRASSÔNICA (V)

Na literatura pesquisa foi encontrado apenas um trabalho que correlacionou valores de V

entre concreto projetados e moldados. PILLAR (2014) realizou a medição de V em corpos de

prova prismáticos de 100 mm x 100 mm x 500 mm de dimensões em concretos com fibra de

polipropileno de 50 mm de comprimento que podem ser vistos na TAB 4.5 apresenta os

valores encontrados.

TAB. 4.5 - Valores de V (km/s) segundo PILLAR (2014). Concreto projetado Concreto Moldado

Simples Fibra de polipropileno

(9kg/m³)

Simples Fibra de polipropileno

(9kg/m³) 4,24 4,30 4,25 4,42

111

Os resultados de V obtidos nesta pesquisa, são apresentados na TAB 4.6, cujos os teores

de fibra de poliolefina, de 0,70 mm x 35 mm de dimensões e 0,70 mm x 50 mm de

dimensões, foram iguais a 0,25% e 0,50% .

TAB. 4.6 - Valores de V (km/s) para os concretos ensaiados neste trabalho. Tipos Fibra 35 mm Fibra 50 mm

CM-1-SF 4,42 4,32

CM-2-0,25F 4,08 4,16

CM-3-0,5F 4,06 4,16

CP-1-SF 4,24 4,18

CP-2-0,25F 4,10 4,16

CP-3-0,5F 4,05 4,09

Tendo por base os valores de V apresentados nas TA6. 4.5 e TAB. 4.6, os valores de V

para os concretos simples foram próximos uns dos outros (de 4,18 km/s a 4,42 km/s), pois o

valor de fc situaram-se entre 36,9 MPa e 44,3 MPa.

Os valores de V para os concretos estudados neste trabalho, tenderam a diminuir com a

adição de fibras, enquanto que os valores encontrados por PILLAR (2014) não apresentaram

esta tendência. Com a adição da fibra de polipropileno, os valores de V, segundo PILLAR

(2014), aumentaram em até cerca de 4%. Por outro lado, neste trabalho, com a adição da fibra

de poliolefina, os valores de V diminuíram em até 8%. Isto pode ser explicado pelo fato das

fibras criarem dentro do concreto, vazios que conduzem à diminuição do calor de V em

relação ao concreto sem fibras, além das fibras à base de polímero possuírem valor de V

menor que o de um concreto simples.

Da TAB 4.6 pode-se verificar que os concretos com fibras de 35 mm de comprimento

apresentam menores valores de V que os com fibras de 50 mm de comprimento em até cerca

de 3%.

Tal como ocorreu no trabalho de PILLAR (2014), os valores de V encontrados neste

trabalho para os concretos projetados, tenderam a uma diminuição em comparação aos

concretos moldados. Os resultados de PILLAR (2014) mostraram que esta diminuição foi em

ate 0,2% (concretos sem fibras) e de 2,7% (concretos com fibra de polipropileno). Enquanto

que nos resultados deste trabalho, esta tendência foi cerca de 4,1% (concretos sem fibras)

0,2% (concretos com fibras de poliolefina) para os concretos do grupo de fibras de 35 mm.

112

Nos concretos do grupo de fibra de 50 mm de comprimento, houve aumento de 3,2%

(concretos sem fibras) e 1,7% (concretos com fibras). Como todas estas variações ficaram

abaixo de 5%, pode-se concluir que a projeção do concreto não prejudicou a homogeneidade e

integridade dos concretos analisados.

Segundo WHITEHURST (1951) apud QASRAWI (2000), que apresentou uma

classificação de qualidade do concreto em função dos valores de V (v. TAB. 4.7), a qualidade

dos concretos moldados e projetados sem e com fibra de poliolefina deste trabalho é ótima,

pois os valores de V (4,05 km/s a 4,42 km/s) situaram-se entre 3,5 km/s e 4,5 km/s.

TAB. 4.7 – Classificação da qualidade dos concretos em função de V (WHITEHURST, 1951 apud QASRAWI, 2000).

Velocidade do pulso (km/s)

>4,5 3,5 – 4,5 3,0 – 3,5 2,0 – 3,0 <2,0

Qualidade do concreto Excelente Ótimo Bom Regular Ruim

4.4 RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (fc)

Como eram esperados, os resultados obtidos para o valor de fc compressão simples (fcm)

diminuíram com o incremento do teor volumétrico de fibras, visto que as fibras à base de

polipropileno possuem menor rigidez (módulo de elasticidade) que o concreto e podem criar

vazios no interior do concreto, conforme encontrado em pesquisas anteriores (TANESI, 1999;

RAMAKRISNAN, 1997 apud BALBO, 2009).

A TAB 4.7 apresenta os valores médios de fc (fcm) encontrados neste trabalho junto com

os de MORGAN (1996), que usou fibra de poliolefina de 25 mm de comprimento e Vf igual a

1,00% e 2,00%, BANTHIA et. al. (1999), que usou fibra de polipropileno de 25 mm de

comprimento e Vf igual a 1,00% e 1,50%, e PILLAR (2014), também usou uma fibra de

polipropileno de 50 mm de comprimento e Vf igual a 1,00%. Com a adição de fibras os

valores de fcm dos concretos projetados, em relação aos concretos projetados sem fibras

decresceram.

MORGAN (1996) e BANTHIA et. al. (1999) confeccionaram seus corpos de prova

cilíndricos retirando-os de placas projetadas, por meio de sonda rotativa hidráulica enquanto

que PILLAR (2014) obteve seus corpos de prova através da projeção direta do concreto nas

formas cilíndricas de aço. Da mesma forma que neste trabalho, no qual foram adotadas

formas cilíndricas de PVC.

113

Os concretos com a fibra de poliolefina de 50 mm de comprimento apresentaram menores

perdas de resistências que os com a fibra 35 mm (de até cerca de 6% contra aproximadamente

13%), que foram confeccionados com os mesmos materiais constituintes e mesma quantidade.

Isto pode ser explicado pelo fato de a fibra com menor comprimento acarretarem no

interior do concreto um número maior de vazios que no interior do concreto com fibras de

maior comprimento.

As perdas de resistência média em relação ao concreto sem fibra dos concretos com

fibras de MORGAN (1996), BANTHIA et. al. (1999) e PILLAR (2014), foram

aproximadamente de até 18%, 12% e 2% respectivamente.

TAB. 4.8 - Valores de fcm para os concretos projetados de outros autores e ensaiados neste trabalho.

Vf Morgan (1996)

Banthia et al.

(1999)

Pillar (2014)

Autora deste trabalho (fibra

de 35 mm)

Autora deste trabalho (fibra

de 50 mm) Sem fibra 50 MPa 51 MPa 31 MPa 36,9 MPa 41,8 MPa

0,25% - - - 33,6 MPa 39,6 MPa 0,5% - - - 32,3 MPa 39,3 MPa 1,00% 41,3 MPa 46 MPa 30,5

MPa - -

1,50% - 45 MPa - - - 2,00% 40,8 MPa - - - -

A FIG 4.15 apresenta os valores de fcm dos concretos moldados e projetados com ou sem

fibras de poliolefina ensaiados neste trabalho. Verifica-se que os valores de fcm dos concretos

moldados e projetados com fibras de 35 mm de comprimento foi cerca de até 83% e 88% do

valor de fcm do concreto moldado e projetados sem fibras, enquanto que para os concretos com

fibra de 50 mm de comprimento estes valores passaram para 94% e 94%.

Portanto, pôde-se constatar que a projeção do concreto via úmida com fibras também

prejudica sua resistência quando comparada com a resistência de um concreto moldado com

fibras de mesmo tipo e teor volumétrico.

114

FIG. 4.15 - resultados de fcm dos concretos estudados nesta pesquisa.

Segundo BANTHIA et al. (1994), o concreto projetado pode ter o valor de fcm 30%

menor do que o de um concreto moldado.

O modo de ruptura dos concretos ensaiados neste trabalho em sua maioria, foi do tipo

colunar. Em alguns espécimes, ocorreu o surgimento de fissuras do tipo cônica-bipartida e

cisalhada, principalmente nos corpos de prova de concretos projetado, que apresentaram

problemas de “rebound” por conta da projeção do concreto e alta porosidade por causa da

reflexão da argamassa de cimento (v. FIG. 4.16).

Nesta pesquisa optou-se pelo jateamento direto nos moldes de PVC, pois não se possuía

extratora. Tal fato não prejudicou os resultados dos ensaios, tendo-se obtido valores de fcm

compatíveis com os obtidos na literatura.

Constatou-se também que a ruptura dos corpos de prova de concreto moldados e

projetados com fibra, apresentaram ruptura mais dúctil que a dos concretos sem fibras, por

causa do efeito costura atribuído à interação da fibra com o a argamassa cimentícea.

41,836,3 34,9 36,9 33,6 32,3

44,3 44,1 41,7 41,8 39,6 39,3

0

20

40

60

f cm

(MP

a)


CM-1-SF CM-2-0,25F CM-3-0,5F CP-1-SF CP-2-0,25F CP-3-0,5F


115

FIG. 4.16 - Aspecto do corpo de prova de concreto com fibra de poliolefina de 35 mm de comprimento ( Vf = 0,5%) apresentando porosidade.

4.5 MÓDULO DE ELASTICIDADE (Ec) e COEFICIENTE DE POISSON (ʋ)

Os valores finais de Ec (Ecm) e de ʋ (ʋm) de concretos moldados com ou sem fibras foram,

em geral, maiores que os dos concretos projetados. Nos concretos com fibras de 35mm de

comprimento, os valores de Ecm para os concretos moldados sem fibras, com Vf = 0,25% e Vf

= 0,50% foram cerca de 21%, 7% e 17% maiores que os dos concretos projetados, enquanto

nos concretos com fibras de 50 mm de comprimento, estes valores passaram para 2%, -2% e

5%, respectivamente.

Tanto nos concretos sem ou com fibras de 35 mm de comprimento quanto nos concretos

sem ou com fibras de 50 mm, os valores de ʋm para os concretos moldados e projetados

situaram-se entre 0,15 e 0,25, conforme prevê a norma ABNT NBR 6118 (2014).

A FIG. 4.17 ilustra os valores de Ecm em função de fcm encontrados neste trabalho para os

concretos moldados e projetados com ou sem adição de fibras de poliolefina de 35 mm e 50

mm de comprimento, além destes valores para os concretos moldados e projetados sem fibras

de acordo com a norma ABNT NBR 6118 (2014). Pode-se notar que os valores de Ecm

segundo esta norma são superestimados entre 16% e 40% em relação aos valores de Ecm

encontrados neste trabalho para os concretos moldados e projetados sem fibras.

Devido ao concreto projetado possuir mais vazios e não sofrer processo de adensamento,

a sua resistência à compressão é menor que a do concreto moldado, fator que influencia da

116

mesma forma o seu módulo de elasticidade. Com a adição de fibras esta queda tende a ser

ainda maior.

FIG. 4.17 - Valores de Ecm em função de fcm para os concretos moldados e projetados ensaiados neste trabalho e segundo a norma ABNT NBR 6118 (2014).

FIGUEIREDO (2011) expôs em seu trabalho que o volume de fibras utilizado nas

composições de concreto é baixo em relação ao volume do concreto, e o módulo de

elasticidade do concreto com fibras é predominantemente dependente do módulo de

elasticidade do concreto. Assim, quanto maior o módulo de elasticidade do concreto, maior o

volume de fibras faz-se necessário para proporcionar o comportamento elasto-plástico

perfeito. Além disto, MEHTA e MONTEIRO (1994) afirmaram que o módulo de elasticidade

do concreto é afetado principalmente pela porosidade existente no concreto.

Em conformidade com o exposto acima, os valores de Ecm obtidos nos concretos

moldados e projetados com a fibra de 50 mm de comprimento foram em torno de 25 GPa

independente do teor volumétrico de fibras, maior que os obtidos nos concretos moldados e

projetados com a fibra de 35 mm de comprimento..

4.6 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL (fct,sp)

A FIG. 4.18 apresenta os valores de fct,sp (fct,spm) dos concretos moldados e projetados sem

e com fibras de poliolefina ensaiados neste trabalho.

30

35

40

45

15 20 25 30 35 40

f cm

(MP

a)

Ecm (GPa)

Ensaiados 35 mm Moldados Ensaiados 35 mm Projetados Ensaiados 50 mm Moldados

Ensaiados 50 mm Projetados ABNT 6118 35 mm ABNT 6118 50 mm

117

FIG. 4.18 - Valores obtidos de fct,spm ensaiados neste trabalho.

Para os concretos moldados e projetados com a fibra de poliolefina de 50 mm de

comprimento, os valores de fct,spm aumentaram em relação aos concretos sem fibras, em até

3% e 10%. Em contrapartida, para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento, estes

valores diminuíram em relação ao concreto sem fibras em até 22% e 2%, respectivamente.

Isto pode ser explicado pelo fato da fibra de 50 mm de comprimento proporcionar maior

ancoragem entre as partes fendilhadas do corpo de prova do concreto moldado ou projetado,

que a fibra de 35 mm de comprimento. Como a fissura é única em geral, concretos com fibras

de maior tamanho tendem a apresentar maior resistência à tração por compressão diametral

que os concretos com fibras de menor tamanho.

Adotando-se o valor recomendado pela norma ABNT NBR 6118 (2014) para a

resistência do concreto simples por compressão diametral, nota-se que os valores de fct,spm

encontrados para os concretos moldados sem fibras dos grupos da fibra de 35 mm de

comprimento e de 50 mm de comprimento, foram em média 17% e 13% maiores que os

recomendados por esta norma (v. FIG. 4.19). Para os valor recomendado pela norma citada,

adotou-se fct,spm segundo a EQ. 4.1.

, 0,3 /0,9 (EQ. 4.1)

4,78

3,92 3,72 3,93 3,88 3,86

4,71 4,72 4,85

4,05 4,18 4,47

0

1

2

3

4

5

6f c

t,spm

(MP

a)



Fibra de 35 mm Fibra de 50 mm

118

FIG. 4.19 - Valores obtidos de fct,spm a partir da norma ABNT NBR 6118 (2014).

4.7 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO NA FLEXÃO (fct,f)

Com relação aos valores médios de fct,f (fct,fm), verificou-se da FIG. 4.20 que estes valores

aumentaram , em relação do valor de fct,fm do concreto sem fibras, com a adição das fibras de

35 mm e 50 mm de comprimento, independentemente do tipo de execução do corpo de prova

de concreto prismático.

Da mesma forma que para a resistência à tração por compressão diametral, os concretos

moldados sem e com fibras apresentaram maior valor de fct,fm. Estes ganhos foram iguais a

cerca de 9%, 11% e 9% para os concretos do grupo da fibra de 35 mm de comprimento,

enquanto para os concretos do grupo de 50 mm de comprimento foi cerca de 8%, 2% e 1%

respectivamente.

Como era de se esperar, as fibras de poliolefina de 50 mm de comprimento, para um

mesmo valor de Vf, levaram a ganhos de fct,fm maiores que os concretos com fibras de

poliolefina de 35 mm de comprimento. Nos concretos moldados estes ganhos foram iguais a

19% e 25%, aproximadamente, contra 6% e 8%. Nos concretos projetados, os ganhos foram

cerca de 26% e 33% contra 4% e 8%.

Conclui-se que as fibras de poliolefina de maior tamanho são mais eficientes no

mecanismo de transferência de tensões em uma seção fissurada de concreto (ação de ponte),

que as de menor tamanho.

4,03,7 3,6 3,7 3,5 3,4

4,2 4,2 4,0 4,0 3,9 3,9

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0f c

t,spm

(MP

a)




119

FIG. 4.20 - Valores obtidos de fct,fm ensaiados neste trabalho.

De acordo com a FIG. 4.21, os valores de fct,fm encontrados neste trabalho para o concreto

moldado sem fibras dos grupos da fibra de 35 mm de comprimento e da fibra de 50 mm de

comprimento, foram aproximadamente, 22% e 6% maiores que os recomendados pela norma

ABNT NBR 6118 (2014) para resistência do concreto simples à tração na flexão, cuja a

fórmula é dada pela EQ. 4.2.

, 0,3 /0,7 (EQ. 4.2)

FIG. 4.21 - Valores obtidos de fct,fm a partir da norma ABNT NBR 6118 (2014).

6,346,72 6,84

5,81 6,05 6,285,70

6,80 7,10

5,29

6,657,06

0

1

2

3

4

5

6

7

8

f ct,

fm(M

Pa)




5,24,7 4,6 4,8

4,5 4,3

5,4 5,3 5,2 5,2 5,0 5,0

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

f ct,

fm(M

Pa)




120

ALBERTI (2014) avaliou o valor de fct,fm de concretos projetados (fc = 40 MPa) com

fibras de poliolefina, de 0,9 mm x 60 mm de dimensões e Vf igual a 0,49% e 0,66%.

Segundo os resultados obtidos por ALBERTI (2014) em seu concreto de referência (v.

FIG. 4.22), e os encontrados neste trabalho para os concretos moldados e projetados sem

fibras, houve ganho de 90% e 75% para o grupo de fibras 35 mm de comprimento e 71% e

59% para o grupo de fibras de 50 mm de comprimento respectivamente. Em relação aos

concretos com fibras para o grupo de 35 mm de comprimento, este ganho foi de até 80% e

para os concretos com a fibra de 50 mm de comprimento, até 87%.

FIG. 4.22 - Valores de fct,fm obtidos por ALBERTI (2014).

De acordo com MORGAN (1996), concretos projetados para túneis devem apresentar aos

28 dias resistência à tração na flexão de no mínimo 6 MPa. Este requisito foi atendido para os

concretos projetados com a fibra de poliolefina ensaiados neste trabalho (fct,f variou entre 6,05

MPa e 7,06 MPa).

4.8 CURVAS CARGA - FLECHA

As FIG. 4.23 e FIG. 4.24 apresentam as curvas carga - flecha médias dos concretos

moldados e projetados sem ou com fibras de poliolefina de 35 mm e 50 mm de comprimento,

resultantes das curvas das FIG. 3.51 a FIG. 3.54. Foram descartadas as curvas carga - flecha,

cuja a resistência do concreto à tração na flexão foi 5% acima ou abaixo da sua resistência

média.

3,323,78

4,09

0

1

2

3

4

5

f ct.f

m(M

Pa)

REF Alberti (2014) P49 Alberti (2014) P66 Alberti (2014)

121

(a) Concretos moldados (b) Concretos projetados FIG. 4.23 - Curvas carga - flecha dos concretos sem e com 0,25% e 0,50% de fibra de 35

mm de comprimento.

(a) Concretos moldados (b) Concretos projetados FIG. 4.24 - Curvas carga - flecha dos concretos sem e com 0,25% e 0,50% de fibra de 50

mm de comprimento.

Pode-se notar em todas essas figuras que os concretos sem fibras apresentaram rigidez à

flexão maior que a dos concretos com fibras, pois a rigidez à flexão é função direta do módulo

de elasticidade do concreto, cujo valor foi menor para os concretos sem fibras.

Nas curvas carga - flecha dos concretos com fibras, nota-se, em geral, o ponto no qual

ocorre a primeira fissura do concreto, cujos valores podem ser vistos na TAB. 4.8, do item

4.9.1.

A adição de fibras de 50 mm de comprimento nos concretos conduziram cargas de

primeira fissura em média 7% superiores às dos concretos com fibras de 35 mm de

comprimento (4%, para os concretos moldados, e 10%, para os concretos projetados).

Constata-se das curvas carga - flecha sem fibras que só ocorreu a formação de um ramo

ascendente e flechas últimas próximas de 1,5 mm de tamanho, o que mostra o comportamento

frágil do concreto sem fibras. Em contrapartida, nas curvas carga - flecha dos concretos com

fibras, há a ocorrência de um pico e um ramo descendente (pós-pico) e flechas últimas cerca

122

de pelo menos 8 vezes o valor da flecha última dos concretos sem fibras, o que aponta um

comportamento muito menos frágil que o do concreto sem fibras.

A queda de carga dos concretos com fibras Vf = 0,25% foi maior que a dos concretos

com fibras Vf = 0,50%. Nos concretos moldados com fibras de 35 mm de comprimento, estas

quedas foram em torno dos 6 MPa e 4 MPa, contra 9 MPa e 5 MPa, nos concretos projetados,

enquanto nos concretos moldados e projetados com fibras de 50 mm de comprimento, estas

quedas foram 10 MPa e 8 MPa e 8 MPa e 7 MPa, respectivamente.

Após a ruptura dos concretos com fibras de 35 mm de comprimento, para valores de

flecha na faixa de 6 mm a 8 mm de tamanho (v. FIG. 4.24 e FIG. 4.25), a carga residual

diminuiu, para os concretos com fibras Vf = 0,25%, ou aumentou para em seguida voltar a

cair, para os concretos com fibras Vf = 0,50%. Isto evidencia que o mecanismo de

transferência de tensões entre as fibras e o concreto foi efetivo para os concretos com fibras

Vf = 0,50%.

Os concretos com fibras de 50 mm de comprimento apresentaram, para carga máxima,

valores de flecha na faixa de 4 mm a 9 mm de tamanho. Depois da sua ruptura, as cargas

residuais tenderam a permanecer constantes, tanto para as fibras Vf = 0,25% quanto para as

fibras Vf = 0,50%.

4.9 TENACIDADE

Neste item, os corpos de prova prismáticos de 100 mm x 100 mm x 400 mm de

dimensões de concreto, sem ou com fibras de poliolefina ensaiados à tração na flexão, tiveram

o seu desempenho, referente à tencidade à flexão, avaliado por meio das normas americanas

ASTM C1018 (1997), ASTM C1609 (2010) e japonesa JSCE - SF4 (1984).

4.9.1 ASTM C1018 (1997)

A partir das curvas médias carga - flecha no meio do vão dos corpos de prova prismáticos

100 mm x 100 mm x 400 mm de dimensões apresentadas nas FIG. 4.23. e FIG. 4.24, as TAB.

4.8 e TAB. 4.9 reúnem os valores de índice de tenacidade I5, I10 e I20 e de fator de resistência

residual R5,10 e R10,20 para os concretos com fibra de poliolefina de 35 mm e 50 mm de

comprimento (FF 70 e FF 100).

123

Nessas tabelas, o valores de Pm, e T referem-se ao valor da carga média de primeira

fissura, da flecha no surgimento da primeira fissura e da área sob a curva carga - flecha até o

valor de flecha igual a , respectivamente.

TAB. 4.9 - Parâmetros de tenacidade (ASTM C1018, 1997) para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento.

Corpo de provaPm

(kN) δ

(mm)Tδ

(kN.mm) I5 I10 I20 R5,10 R10,20

VG 2M 13,6 0,03 1,2 1,5 3,2 5,2 34,0 20,0

VG 2P 13,3 0,02 0,5 2,6 4,9 6,9 46,0 20,0

VG 3M 14,6 0,03 1,1 2,9 4,3 8,7 28,0 44,0

VG 3P 13,4 0,04 1,3 1,9 3,4 5,7 30,0 23,0


Corpo de provaPm

(kN) δ

(mm)Tδ

(kN.mm) I5 I10 I20 R5,10 R10,20

VG 2M 12,1 0,02 0,3 7,3 12,9 14,8 112,0 19,0

VG 2P 12,7 0,02 0,5 3,8 6,1 7,8 46,0 17,0

VG 3M 13,1 0,03 0,5 7,3 8,8 17,4 30,0 86,0

VG 3P 13,4 0,02 0,6 3,1 5,5 6,4 48,0 9,0

Como é difícil de obter experimentalmente o valor da carga de primeira fissura de

concretos em um ensaio de tração na flexão, os valores de Pm adotados nas TAB. 4.8 e 4.9

correspondem a 70% do valor da carga máxima média dos concretos de cada grupo. Isto foi

admitido pelo fato da norma ABNT NBR 6118 (2014) sugerir que a resistência do concreto à

tração direta seja igual a 70% da resistência à tração do concreto indireta na flexão.

Todos os valores de I10, I20, R5,10 e R10,20 dos concretos com fibras de 35 mm e de 50 mm

de comprimento, nas TAB. 4.8 e TAB. 4.9, foram calculados, pois os concretos apresentaram

valores de flecha compatíveis com os valores de flecha requeridos para o cálculo destes

parâmetros.

Constata-se que os valores de I5 e I10 e I20, para os concretos moldados e projetados com

fibra de 35 mm e de 50 mm de comprimento (v. TAB. 4.8 e TAB. 4.9), estão dentro das

faixas citadas pela norma ASTM C1018 (1997) para os valores de I5 (de 1,0 a 6,0), I10 (de 1,0

a 12,0) e I20 (de 1,0 a 25,0), excetuando-se os valores de I5 para os concretos VG 2M e VG

3M e I10 de VG 2M dos concretos com a fibra de 50 mm de comprimento.

124

Os concretos com fibras de 35 mm de comprimento que apresentaram valores de I5, I10, e

I20 mais próximos de 5 (2,9), 10 (4,3) e 20 (8,7), respectivamente, foram os moldados com Vf

= 0,50% (v. TAB. 4.8). Por conta disto, pode-se afirmar, de acordo com a norma ASTM

C1018 (1997), que estes concretos foram o que apresentaram um comportamento um pouco

mais próximo do de um material elasto-plástico perfeito. Em contrapartida, o valor de I5 para

o concreto moldado com fibras de 35 mm de comprimento e Vf = 0,25% foi 1,5, o que mostra

que este concreto teve pior desempenho de tenacidade à flexão que o concreto projetado com

fibras de 35 mm de comprimento e Vf = 0,50%.

Os concretos com fibras de 50 mm de comprimento que apresentaram valores médios de

I5, I10, I20, mais próximos de 5 (3,8), 10 (12,9), 20 (17,4), respectivamente, foram os

projetados com Vf = 0,25% e moldados com Vf = 0,50% (v. TAB. 4.9). Em vista disto, o

concreto com fibras de 50 mm de comprimento e Vf = 0,25% foi o que apresentou a maior

capacidade de absorção de energia e teve comportamento um pouco mais próximo do de um

material elasto-plástico perfeito entre os demais.

Para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento os valores médios de de R5,10 e

R10,20 mais próximos de 100 foram para os concretos projetados e Vf = 0,25% (46) e o

concreto moldado com Vf = 0,50% (44,0).

Também da TAB. 4.9, verifica-se que os valores médios de R5,10 e R10,20 mais próximos

de 100 foram para os concretos moldados com fibras de 50 mm de comprimento e Vf = 0,25%

(112) e para o concreto moldado com fibras de 50 mm de comprimento e Vf = 0,50% (86,0).

4.9.2 ASTM C1609 (2010)

As TAB. 4.10 e TAB. 4.11 agrupam os valores de resistência de primeira fissura f1, de

resistências residuais fh600 e fh

150 nas flechas l/600 (0,6 mm) e l/150 (2,4 mm), de tenacidade

Th150 até o valor de flecha igual a l/150 (2,4 mm) e de coeficiente de resistência à flexão

equivalente RhT,150, obtidos a partir das curvas carga - flecha no meio do vão (v. FIG. 4.24 e

FIG. 4.25) para os concretos moldados e projetados ensaiados com fibra de poliolefina de

35 mm e 50 mm de comprimento e Vf = 0,25% e 0,50%.

125


Corpo de prova f1 (MPa)fh

600 (MPa)

fh150

(MPa)Th

150 (kN.mm)

RhT,150

VG 2M 4,9 2,8 2,6 26,7 0,08

VG 2P 4,8 3,0 2,3 23,8 0,07

VG 3M 5,3 5,6 4,4 42,0 0,12

VG 3P 4,8 6,0 4,0 37,4 0,12


Corpo de prova f1 (MPa)fh

600 (MPa)

fh150

(MPa)Th

150 (kN.mm)

RhT,150

VG 2M 4,4 3,5 3,3 30,0 0,10

VG 2P 4,6 4,4 4,2 36,9 0,12

VG 3M 4,7 4,2 3,9 34,2 0,11

VG 3P 4,8 3,8 3,5 32,4 0,10

Verifica-se, das TAB. 4.10 e TAB. 4.11, que as resistências residuais nas flechas l/600 e

l/150 (fh600 e fh

150) dos concretos foram 109%, para fh600, e 112% para fh

150, em média,

respectivamente, para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento e para os concretos

com a fibra de 50 mm de comprimento. Isto aponta que as fibras de 50 mm conseguem

suportar maiores cargas residuais em flechas maiores que as fibras de 35 mm, devido ao seu

maior tamanho, o que garante uma maior ancoragem dentro do concreto fissurado.

Em geral, nos concretos com fibras com mesmo valor de Vf, os valores de fh600 e fh

150

tenderam a serem maiores para os concretos projetados em comparação aos dos concretos

moldados, com exceção dos valores de fh150 para o concreto com Vf = 0,25% e Vf = 0,50% e de

fh600 para o concreto com Vf = 0,50%.

Como os valores de fh600 foram maiores para os concretos com fibras de 50 mm e Vf =

0,25% em comparação aos dos concretos com fibras de 35 mm de comprimento, isto deixa

claro que as fibras de 50 mm de comprimento levam ao concreto maior capacidade de

absorção de energia na flecha correspondente de 0,6 mm. Os valores de fh150 foram maiores

para os concretos com fibras de 35 mm e Vf = 0,50%, demonstrando o mesmo comportamento

anterior correspondente à flecha de 2,4 mm. Da mesma maneira, os valores de Th150 e de

RhT,150 obtiveram o mesmo comportamento para os concretos já citados.

Os valores de fh600, que correspondem à resistência do concreto com fibras à tração na

flexão para o estado limite de serviço, foram próximos valores de f1 para os concretos com

126

fibras de 50 mm de comprimento, o que mostra que os concretos com fibras de 50 mm de

comprimento estavam na iminência da fissuração e apresentaram valores de tenacidade até a

flecha igual a l/600 (0,6 mm) mais elevados que os do concretos com fibras de 35 mm de

comprimento.

De um modo geral, os valores de Th150 e Rh

T,150 para os concretos moldados com fibras

foram maiores que os para os concretos projetados com fibras, com exceção do concreto com

fibras de 50 mm de comprimento e Vf = 0,25%.

4.9.3 JSCE-SF4 (1984)

Os valores de resistência à tração na flexão do concreto com fibra ou módulo de ruptura à

flexão (b), de tenacidade à flexão que corresponde à área total sob a curva carga - flecha até

um valor de flecha tb igual a l/150, 2,4 mm, (Tb) e de fator de tenacidade à flexão ( ),

obtidos a partir das curvas carga - flecha no meio do vão para os concretos moldados e

projetados com fibras de poliolefina de 35 mm e 50 mm de comprimento e Vf = 0,25% e

0,50%, podem ser vistos nas TAB. 4.12 e TAB. 4.13.

Verifica-se que os valores de resistência b cresceram com o aumento do teor

volumétrico de fibras de 0,25% para 0,50% cerca de 10%, para os concretos moldados com

fibras de 35 mm de comprimento, e 0%, para os concretos projetados com fibras de 35 mm de

comprimento. No caso de fibras de 50 mm de comprimento, estes aumentos passaram para

cerca de 10%. Por conta disto, pode-se concluir que a adição de fibras de poliolefina no

concreto pouco influenciou sua resistência à tração na flexão.

TAB. 4.13 - Parâmetros de tenacidade (JSCE-SF4, 1984) para os concretos com a fibra de 35 mm de comprimento.

Corpo de prova b

(MPa) Tb

(kNmm)

(MPa)VG 2M 4,9 26,7 4,0

VG 2P 4,8 23,8 3,6

VG 3M 5,3 42,1 6,3

VG 3P 4,8 37,4 5,6

127

TAB. 4.14 - Parâmetros de tenacidade (JSCE-SF4, 1984) para os concretos com a fibra de 50 mm de comprimento.

Corpo de prova b

(MPa) Tb

(kNmm)

(MPa)VM-2 4,4 30,0 4,5

VP-2 4,6 36,9 4,5

VM-3 4,7 34,2 5,1

VP-3 4,8 32,4 4,9

Os valores de tenacidade Tb dos concretos com fibras de 50 mm de comprimento e Vf =

0,25% foram maiores que os dos concretos com fibras de 35 mm de comprimento, o que

mostra que o maior comprimento das fibras conduz à maior capacidade de absorção de

energia.

Observa-se que o teor volumétrico de fibras de 0,50%, os valores de tenacidade Tb para

os concretos projetados com fibras de 35 mm de comprimento aumentaram, isto evidencia

que o aumento da quantidade de fibras de comprimento menor, melhora a tenacidade do

concreto.

Comportamento similar dos valores de tenacidade Tb, foram observados nos valores do

fator de tenacidade dos concretos com fibras de 50 mm de comprimento e Vf = 0,25% que

foram maiores que os dos concretos com fibras de 35 mm de comprimento, pois a relação

entre Tb e tb, que pode ser considerada como fosse a carga média referente à área sob a curva

carga - flecha entre o intervalo de flecha de 0 a tb, dos concretos com fibras de 50 mm de

comprimento foi maior que a dos concretos com fibras de 35 mm de comprimento, o que

evidencia que o gasto de energia para que o concreto com fibras de 50 mm de comprimento

sofra fissuração é maior que o do concreto com fibras de 35 mm de comprimento. Os

concretos projetados com fibras de 35 mm de comprimento e Vf = 0,50% tiveram o mesmo

comportamento citado acima.

4.10 INTERAÇÃO FIBRA – MATRIZ

A interação da fibra com a matriz de concreto pode ser vista na FIG. 4.25, que mostra

uma fotografia comum e uma micrografia realizada no MEV com aumento de 22X.

Essas imagens revelam que houve o deslizamento da fibra em relação a matriz do

concreto, o que provavelmente não levou a ganhos de resistência ao concreto com fibras.

128

FIG. 4.25 - Foto comum e micrografia (MEV) com aumento de 22X da interação fibra-matriz.

As FIG. 4.26 exibem micrografias com aumento de 700X, com o uso de um

microscópio digital. Na FIG 4.21, observa-se, nas regiões escurecidas, o surgimento de vazios

devido ao arrancamento da fibra.

FIG. 4.26 - Micrografia com aumento de 700X da interação fibra-matriz.

A FIG. 4.27 mostra a vista lateral da seção fissurada de concreto com fibras, após a

realização do ensaio de tração na flexão. Verifica-se que as fibras aturam como ponte de

transferência de tensões entre elas e a matriz de concreto e que em algumas fibras pode-se ver

o seu fibrilamento (esgarçamento), o que pode ter sido conduzido a um maior valor de

resistência do concreto com fibras à flexão.

129

FIG. 4.27 - Imagem da interação fibra-matriz na seção fissurada do concreto.

130

5. CONCLUSÕES

Este trabalho objetivou avaliar as propriedades de concretos projetados com fibras de

poliolefina. Após realizada uma revisão bibliográfica sobre os conceitos envolvidos neste

tema, foi elaborado um programa experimental que contemplou a execução de corpos de

prova de concretos moldados e projetados com e sem fibras de poliolefina, que foram

coletados em uma obra em andamento na cidade de Belo Horizonte/MG. A resistência

característica do concreto à compressão fck, sem fibras, foi de 35 MPa. Os parâmetros variados

nestes concretos foram o comprimento (lf = 35 mm e lf = 50 mm) e o teor volumétrico (Vf =

0,25% e Vf = 0,50%) das fibras.

A partir dos resultados de todos os ensaios, pôde-se concluir que:

- os agregados constituintes dos concretos projetados tinham, em sua maioria,

propriedades e parâmetros que se encaixam nas especificações para sua utilização em

concretos projetados, estabelecidos pela ABNT NBR 14026 (2012) e pelas recomendações da

EFNARC (1996);

- as fibras de poliolefina apresentaram módulo de elasticidade e resistência à tração

menores que os sugeridos pelo fabricante (8,2 GPa contra 11 GPa e 439 MPa contra 600

MPa);

- a adição de fibras de poliolefina nos concretos levou à diminuição das suas

propriedades mecânicas, independentemente do comprimento das fibras, a menos da

resistência do concreto à tração por compressão diametral nos concretos com a fibra de 50

mm de comprimento e nos resultados de resistência à tração na flexão;

- a resistência à característica do concreto à compressão, sem fibras, foi atingida

(fck = 35 MPa), pois fcm foi maior ou igual a 41,8 MPa, tanto nos concretos moldados quanto

projetados, a menos do concreto projetado do grupo das fibras lf = 35 mm (fcm = 36,9 MPa).

- a composição do concreto projetado deste trabalho apresentou consumo de seus

materiais cerca de 20% acima do consumo médio de materiais de concretos projetados

encontrados na literatura;

- os valores de Vm dos concretos moldados ligeiramente superiores aos dos concretos

projetados (aproximadamente 3%), o que mostra que a projeção do concreto não prejudicou a

sua homogeneidade e a integridade;

131

- os valores de Vm dos concretos com fibras lf = 35 mm foram um pouco menores que os

dos com fibras lf = 50 mm (4,07 km/s contra 4,14 km/s), pois tendem a apresentar maior

volume de vazios;

- os valores de fcm dos concretos diminuíram com o aumento de Vf em até 17%, para os

concretos moldados, e 12%, para os concretos projetados;

- o valores de Ecm dos concretos diminuíram com o aumento de Vf em até 27%, para os


- o valores de dos concretos sem ou com fibras situarem-se entre 0,16 e 0,20 e pouco

foram influenciados pela a adição das fibras de poliolefina;

- os valores de fct,spm dos concretos diminuíram com o aumento de Vf (lf = 35 mm) em até

22%, para os concretos moldados, e 2%, para os concretos projetados, enquanto para as fibras

lf = 50 mm, aumentaram em até 3%, para os concretos moldados, e 10%, para os concretos

projetados;

- os valores de fct,fm dos concretos aumentaram com o aumento de Vf em até 25%, para os


- a adição de fibras de poliolefina nos concretos, em geral, conduziu ao aumento das suas

ductilidade e tenacidade e à diminuição da sua rigidez à flexão na fase elástica do concreto,

independentemente do comprimento das fibras;

- logo após a ruptura no ensaio de tração na flexão, os concretos com fibra lf = 35 mm e

Vf = 0,50% apresentaram resistência residual crescente, enquanto os com fibra lf = 35 mm e

Vf = 0,25%, decrescente; em geral, a resistência residual dos concretos com fibra lf = 50 mm

permaneceu praticamente constante;

- as normas utilizadas para cálculo dos parâmetros de tenacidade à flexão, apesar de

tratarem sobre concretos com fibras de aço, serviram para avaliar de maneira satisfatória o

desempenho de tenacidade à flexão dos concretos analisados nesta pesquisa; e

- a fibra de poliolefina pode ser uma boa opção para o emprego em obras de estruturas de

concreto nas quais se deseja maior ductilidade, tenacidade e controle de fissuração de

concretos, sejam moldados ou projetados.

No presente estudo foram percebidos alguns pontos onde se pode avançar no estudo do

comportamento de concretos moldados e projetados com fibras de poliolefina, tais como:

abaixo:

- variar ainda mais o teor volumétrico das fibras de poliolefina nos concretos, a fim de se

obter o teor crítico para suas propriedades;

132

- estudar as propriedades de concretos projetados de alta resistência (fcm maior que 50

MPa) com fibras de poliolefina;

- avaliar a tenacidade à flexão de concretos com fibras de poliolefina em corpos de prova

prismáticos com entalhe; e

- realizar a análise da tenacidade à flexão através do ensaio de punção de placas.

133

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MINISTÉRIO DA DEFESA EXÉRCITO BRASILEIRO ...transportes.ime.eb.br/DISSERTAÇÕES/2017/CLAUDENY SIMONE...também sobre a vida, um verdadeiro mestre e amigo. A Major Ana Maria, pelos