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INFLUÊNCIA DO AGREGADO RECICLADO NA DURABILIDADE DO
CONCRETO: UMA REVISÃO DA BIBLIOGRAFIA
Patrícia Krüger (Professora de Engenharia Civil - UEPG); [email protected]. Eduardo Pereira (Professor de Engenharia Civil - UEPG)
Adriana S. A. Chinelatto (Professora de Engenharia de Materiais - UEPG).
Resumo: As edificações são concebidas para durar muitos anos, porém devido à falta de
manutenção, aumento da demanda populacional ou mudanças nas características urbanas
onde estão inseridas, sua vida útil muitas vezes é reduzida. O beneficiamento de resíduos
gerados neste cenário, em agregados reciclados para construção, é uma proposta em
estudo pela comunidade científica. O presente artigo aponta diversos estudos que abordam
propriedades relacionadas à durabilidade do concreto e as particularidades que o agregado
reciclado apresenta sobre o tema. Observa-se que conhecendo o comportamento
apresentado pelos agregados reciclados, é possível fazer o monitoramento adequado do
gerenciamento e beneficiamento deste material. Ao se controlar as características do
resíduo, consequentemente aumenta-se o controle das propriedades do concreto com ele
confeccionado. Conclui-se então após esta revisão da literatura que a produção de
concretos com boa durabilidade é um objetivo tangível.
Palavras-chave: Durabilidade, concreto, agregado reciclado, RCD.
INFLUENCE OF RECYCLED AGGREGATE ON CONCRETE
DURABILITY: A BIBLIOGRAPHY REVIEW
Abstract: The buildings are designed to last for many years, however due to lack of
maintenance, increased population demand or changes in the urban characteristics where
they are inserted, its useful life is often reduced. The processing of waste generated in this
scenario, resulting in construction recycled aggregates, is a proposal under study by the
scientific community. This article refers to several studies that approach properties related to
the concrete durability and the particularities that the recycled aggregate presents in relation
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to this issue. It is observed that knowing the behavior presented by the recycled aggregates,
it is possible to make the proper monitoring of the management and processing of this
material. By controlling the waste characteristics, consequently, the control of the properties
of the concrete produced with it is increased. This literature review leads to the conclusion
that the production of concretes with good durability is a tangible objective.
Keywords: Durability, concrete, recycled aggregate, DCW
1. INTRODUÇÃO
As edificações em concreto armado devem contemplar as principais características
desejáveis para a engenharia, como resistência, estabilidade dimensional e durabilidade. O
presente artigo abordará mais especificamente a durabilidade do concreto interligada as
características dos agregados, porém não deixará de contemplar a importância que as
outras duas fases do concreto (matriz cimenticia hidratada e interface matriz/agregado)
representam nesta propriedade. Primeiramente será feita uma abordagem a respeito da
durabilidade de concretos confeccionados com agregados naturais, citando conceitos já
consolidados no meio científico, para então correlacionar com as particularidades
encontradas nos estudos de concretos confeccionados com agregados reciclados,
provenientes de resíduos de construção e demolição (RCD).
A durabilidade é influenciada pela dosagem e pelo comportamento do concreto no
estado fresco e endurecido. Caracterísiticas dos agregados como porosidade, massa
específica, forma e textura dos agregados, resistência, módulo de elasticidade, absorção e
teor de impurezas influenciam neste comportamento (MEHTA; MONTEIRO, 2008).
O ACI Committee 201 (2001) define durabilidade do concreto como sendo a
capacidade de resistir à ação de intempéries, ataque químico, abrasão ou qualquer outro
tipo processo de deterioração. Um concreto durável preservará sua forma, qualidade e
desempenho quando exposto ao ambiente de uso para o qual foi projetado. Para Paulon
(2005) existem três propriedades essenciais do concreto, resistência mecânica, porosidade
e durabilidade. Para Mehta e Monteiro (2008), do ponto de vista da resistência, a
dependência entre relação água/cimento e porosidade é sem dúvida, o fator mais
importante, porque, além de outros, afeta a porosidade da matriz e a zona de transição
pasta/agregado.
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Um concreto impermeável seria o ideal para evitar a ação de agentes de
deterioração, porém esta característica pode ser melhorada, mas não totalmente obtida. A
permeabilidade é definida como a facilidade com que um fluido sob pressão pode fluir
através de um sólido e é determinada pelo tamanho e a continuidade dos poros na
microestrutura.
Para Andrade (2005a), muitas manifestações patológicas nas estruturas de concreto
são provenientes dos materiais constituintes. Diante disto observa-se que cada material
deve ser controlado para obtenção de um concreto mais durável. O cimento Portland deve
ser avaliado quanto aos aspectos físicos (resistência à compressão, finura, início e fim de
pega, expansibilidade, calor de hidratação) e aspectos químicos (composição, percentual de
adição, perda ao fogo, resíduo insolúvel, teores de C3A e de álcalis). Os agregados também
devem ser avaliados quanto a aspectos físicos (distribuição granulométrica, formato dos
grãos, material pulverulento) e aspectos químicos (análise petrográfica, reatividade
potencial). No que se referem à armadura, os aspectos a serem analisados são patamar de
escoamento, limite de resistência, alongamento mínimo, desbitolamento e dobramento.
Segundo Sbrighi Neto (2005), os agregados usados habitualmente na produção do
concreto tem resistência mecânica muito superior à do próprio concreto, raramente se
constituindo num fator limitante e a ruptura do concreto é determinada pelas outras duas
fases. Há, entretanto, outras características do agregado além da resistência, como
dimensão, forma, textura superficial, granulometria (distribuição do tamanho das partículas)
e mineralogia das partículas de agregado que influenciarão as características da zona de
transição na interface e, portanto, afetarão a resistência do concreto (MEHTA; MONTEIRO,
2008).
2. AGREGADO RECICLADO E SUA INFLUÊNCIA NA DURABILIDADE DO CONCRETO
Os artigos pesquisados sobre agregados reciclados abordam principalmente as
características do agregado e sua influência na produção de concretos, analisando
propriedades no estado fresco (consistência, trabalhabilidade) e no estado endurecido
(resistência à compressão/tração, retração e módulo de elasticidade). Informações a
respeito da forma de produção do agregado reciclado, bem como os contaminantes que
podem ter nesta fase inicial, também foram abordados e serão apresentados neste trabalho.
Como mencionado anteriormente, a análise do comportamento da zona de transição
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pasta/agregado (ZT) quando do uso de agregado reciclado mostrou ser um ponto
diferenciado nesta pesquisa, bem como a característica única do agregado reciclado em ter
argamassa aderida em sua superfície.
2.1 CARACTERÍSTICAS DO AGREGADO RECICLADO
A durabilidade do concreto está diretamente relacionada a propriedades tais como
porosidade, massa específica, forma e textura dos grãos, resistência, módulo de
elasticidade, absorção e teor de impurezas. Desta forma, será apresentado aqui o
comportamento do agregado reciclado com relação a estas propriedades.
A porosidade afeta o desempenho mecânico do concreto e ambos estão
relacionados com a relação a/c, pois quanto maior o a/c, maior o aumento da porosidade e
isto acarreta em um enfraquecimento progressivo da matriz cimentícia (MEHTA;
MONTEIRO, 2008). Pode-se considerar que a resistência à compressão, a resistência à
abrasão e o módulo de deformação são propriedades interligadas e são influenciadas pela
porosidade do agregado (ANDRADE, 2005a).
A porosidade do agregado graúdo afeta o módulo de elasticidade do concreto, pois
determina sua rigidez e controla a capacidade de o agregado restringir a deformação da
matriz. Agregados densos tem alto módulo de elasticidade. A dimensão, forma, textura
superficial, distribuição granulométrica e composição mineralógica do agregado podem
influenciar a fissuração na zona de transição da interface e, assim, afetar a forma da curva
tensão-deformação (MEHTA; MONTEIRO, 2008).
A porosidade do agregado acaba sendo mais relevante que a natureza mineral do
RCD que lhe deu origem e afeta diretamente suas propriedades mecânicas (resistência e
módulo, apresentando uma redução dos valores de até 50%) e físicas (absorção, aumento
de até 14% e densidade, redução de 20%) (CARRIJO, 2005; GOMES, RODRIGUES,
ALENCAR, 2012). Os agregados podem ter seus poros completamente fechado no interior
do sólido ou podem ser superficiais e seus tamanhos poder ser muito variados. A água e as
partículas de cimento da pasta podem penetrar nestes poros e a profundidade de
penetração dependerá das dimensões, continuidade e volume total dos poros, bem como da
finura do cimento (CARRIJO, 2005). Quanto à relação a/c, cabe lembrar que quanto maior
for esta relação, menor é a quantidade de cimento nas misturas para se combinar com a
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água existente, e isto faz com que aumente a porosidade do concreto, gerando redução da
massa específica de até 16% (LEITE, 2001).
Segundo Gómez-Soberón (2002), quando utilizado proporções de agregados de
RCD (ARC) em substituição a agregados naturais (AN), verifica-se uma correlação com o
volume total e o tamanho do poro do agregado (2,82 % para AN contra 14,86% para ARC).
Esta influência ocorre de forma mais significativa em concretos nas primeiras idades e vai
diminuindo com o tempo. Isto é atribuído à cristalização de produtos novos que reduzem
tanto o número, quanto o tamanho dos poros. Quanto maior o grão do agregado, maior é a
porosidade incorporada à mistura, portanto, maior é a redução da massa específica da
mesma. A elevada quantidade de argamassa aderida à partícula de tijolo de argila triturada
leva a uma diminuição próxima a 20% na densidade de partículas e a um aumento no valor
de absorção de água de 14% (CARRIJO, 2005; MARTIN-MORALES et al., 2011).
A absorção de água em concreto está relacionada ao total de poros permeáveis na
estrutura e o índice de vazios está relacionado a todos os poros existentes. De forma
indireta, o conhecimento desta estrutura de poros permite prever a durabilidade de um
concreto, uma vez que possibilita o conhecimento da forma pela qual os agentes agressivos
se difundirão ou penetrarão através do interior da massa de concreto (LEVY, 2001).
A quantidade total de água que entra na composição do concreto é a somatória da
quantidade de água absorvida pelo agregado, da água superficial no agregado e da água na
pasta de cimento. A grande quantidade de água que o material reciclado pode absorver
depende de fatores como a condição inicial de umidade do agregado, o tempo de
permanência de contato deste com a água, se o agregado entra em contato primeiro
somente com a água, ou com a pasta de cimento. Este último fator, se o agregado for
utilizado seco, pode fazer com que as partículas fiquem imediatamente cobertas de pasta de
cimento, impedindo a entrada de água necessária à saturação do agregado (CARRIJO,
2005).
Leite (2001) demonstrou que a absorção de água varia de acordo com a natureza do
material. Para a grande maioria dos materiais cerâmicos altamente porosos, como tijolos e
telhas, a absorção do RCD aumenta significativamente, de 1% para 8,6% para o agregado
miúdo e de 0,3% para 4,95% para o agregado graúdo. Lye, Dhir e Ghataora (2016),
desenvolveram uma pesquisa abrangendo 286 publicações de onde confirmam que
agregado reciclado possui massa específica menor e absorção maior que os agregados
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naturais. Isto mostra a diferença na qualidade dos dois conjuntos de agregados, sugerindo
que a retração do concreto deve aumentar com o uso de agregado reciclado de concreto em
proporção ao seu conteúdo. Outra análise extraída do artigo de Lye, Dhir e Ghataora (2016),
é que agregados reciclados de materiais cimentícios apresentam predominância de grãos
cúbicos, enquanto que agregados reciclados de materiais cerâmicos menos porosos,
apresentam principalmente grãos lamelares.
As partículas alongadas de agregados reciclados diminuem a trabalhabilidade de
concretos, uma vez que exigem uma maior quantidade de água e areia. Isso reduz a
resistência do concreto, e também requer uma quantidade excessiva de cimento. No caso
de agregados reciclados, a forma da partícula é determinada em grande parte pelo
equipamento de britagem. Agregados britados são conhecidos pela angulosidade de sua
forma e pela aspereza de sua superfície. Assim, o uso destes agregados deve merecer
sempre estudo rigoroso para determinação do traço do concreto de modo a otimizar seu
desempenho (SBRIGHI NETO, 2005). Concretos produzidos com agregados com forma
angular quando comparados a agregados lamelares, induzem a um maior consumo de
cimento quando se pretende manter determinada consistência (LEVY, 2001).
Comparando a forma do grão, observa-se que a textura muito lisa, especialmente
nos agregados graúdos, pode induzir uma aderência menor entre a pasta de cimento e a
superfície do agregado, chegando, em alguns casos, a prejudicar o nível de resistência à
tração do concreto especialmente nas primeiras idades (SBRIGHI NETO, 2005). A
existência de água de exsudação e a sua influência na zona de interface em torno do
agregado são muito importantes. Quanto maiores forem as proporções de partículas
lamelares e alongadas dos agregados, maior será a tendência da água de acumular-se em
películas próximas às partículas, tornando mais fraca a pasta de cimento na região de
interface (PAULON, 2005).
Outra característica analisada em agregados é a textura superficial, que é definida
pelo grau com que a superfície do agregado é considerada lisa ou áspera. Dependem da
dureza, tamanho do grão, porosidade da rocha matriz e sua subsequente exposição à força
de atrito. Durante as primeiras idades, a resistência do concreto (particularmente a
resistência à flexão) pode ser afetada pela textura do agregado, pois é mais áspera,
propiciando a formação de aderência física mais forte entre a pasta de cimento e o
agregado. Em idades mais avançadas, com o desenvolvimento de uma aderência química
mais forte entre a pasta e o agregado, esse efeito pode ser minimizado. Comparadas às
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partículas lisas e arredondadas, as partículas de textura áspera, angulosas e alongadas
necessitam de mais pasta de cimento para produzir misturas de concreto trabalháveis
(MEHTA; MONTEIRO, 2008).
Observou-se que uma mistura de concreto contendo um agregado de textura rugosa
ou agregado britado apresenta resistência mais alta (especialmente a resistência à tração)
nas primeiras idades do que um concreto correspondente contendo agregado liso ou que
sofreu intemperismo natural com mineralogia similar. Uma ligação física mais forte entre o
agregado e a pasta de cimento hidratado é dita como a responsável por isso (MEHTA;
MONTEIRO, 2008).
O agregado reciclado de resíduo de construção e demolição (RCD) pode ter uma
variabilidade grande em sua constituição. Estes podem ser constituídos de parcelas de
concreto, argamassa e cerâmica e apresentarem diversas granulometrias. O processo de
produção do concreto, bem como o processo de britagem determina as características
físicas, mecânicas e químicas dos agregados produzidos e os agregados miúdos são mais
afetados do que os graúdos (EXTEBERRIA et al., 2007). A granulometria, a quantidade de
argamassa aderida, os contaminantes e impurezas são influenciadas pelo processo de
britagem adotado. Segundo Hansen (1983) citado por Buttler (2003), a utilização do britador
de mandíbula fornece uma melhor distribuição granulométrica do agregado reciclado para a
produção do concreto. O britador de cones é adequado para ser utilizado como um britador
secundário, já o britador de impacto fornece uma melhor distribuição granulométrica do
agregado reciclado para ser empregado em sub-bases e bases de rodovias. Segundo
Exteberria et al (2007), neste tipo de britador há uma redução de argamassa aderida.
A remoção de pasta de cimento e outras fases porosas é importante para melhorar a
qualidade da areia reciclada e ampliar o mercado de agregados reciclados, pois a
argamassa aderida em agregados tem menor resistência do que os agregados
convencionais e a nova pasta (EXTEBERRIA et al., 2007). Segundo Ulsen et al (2013), os
estudos de separabilidade realizados em escala de laboratório indicam que tanto a
densidade quanto a separação magnética foram eficazes na redução do teor de pasta de
cimento e partículas de cerâmica vermelha residual (80% para a densidade e 60% para a
separação magnética). Em Vegas et al (2015), foi utilizado o tratamento de triagem
utilizando o infravermelho próximo (NIR) e as frações de agregados que podem trazer
redução no desempenho dos concretos com eles fabricados foram reduzidas e até
eliminadas. Como resultado da triagem NIR, a qualidade dos agregados mistos reciclados
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foi melhorada não apenas no nível de constituintes indesejáveis (redução de até 22% de
impurezas), mas também no que se refere ao impacto no ambiente (lixiviação fortemente
reduzida de sulfato, chegando a valores de redução de 90%) e ao teste químico (níveis
reduzidos de sulfato total e solúvel, com redução de 3,3% para 0,9%) (VEGAS et al., 2015).
A camada de argamassa aderida é responsável pela alta porosidade do agregado,
alta absorção e redução da massa específica. As propriedades mecânicas do concreto
reciclado são influenciadas pelas características da argamassa aderida e da nova zona de
transição formada. Segundo Buttler (2003), o grau de hidratação dos resíduos de concreto
(idade de reciclagem, comparando com 1 dia e 28 dias) tem influência mais significativa nas
propriedades mecânicas do concreto endurecido, resistência à compressão (acréscimo de
3%), tração (redução de 3%) e módulo de elasticidade (redução de 6%). Nestas
propriedades, os concretos com agregados reciclados que apresentam pequeno grau de
hidratação e grande quantidade de cimento não hidratado alcançam os melhores resultados.
Os teores de argamassa aderida aos agregados reciclados, obtidos a partir de fontes
diferentes tem grande variabilidade, podendo estar relacionados com o teor de argamassa
original e ao grau de britagem mecânica anterior recebida. No trabalho de Duan e Poon
(2014) observou que a presença de argamassa aderida ao agregado reciclado levou a uma
diminuição das propriedades do agregado, incluindo valores mais baixos de densidade e
resistência.
2.2 PROPRIEDADE NO ESTADO FRESCO E ENDURECIDO DE CONCRETOS COM
AGREGADOS RECICLADOS
A alta absorção do agregado reciclado provoca uma diminuição da trabalhabilidade do
concreto que pode ser compensada por meio de pré-imersão de agregado reciclado, tendo
em vista que segundo Agrela et al (2011), nos primeiros 10 minutos de imersão do agregado
em água, este absorve aproximadamente 85% da absorção que ocorreria com 24 horas de
imersão. No estudo de Buttler (2003) a perda de trabalhabilidade do concreto reciclado foi
maior quando comparada com o concreto de agregados naturais, pois o agregado reciclado
continuou absorvendo água mesmo depois da mistura.
Segundo Levy (2001), o concreto com RCD de concreto não teve alteração
significativa na demanda de água, porém quando utilizado o RCD de cerâmica, foi visível a
necessidade maior de água para se manter a consistência. Este fato pode ser atribuído a
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maior absorção de água do agregado cerâmico (11,7% para agregado cerâmico contra 5,4%
para agregado de concreto) e sua maior lamelaridade. Essa lamelaridade provém do fato da
alvenaria possuir resistência inferior ao concreto e quando da britagem produzir quantidade
maior de material lamelar. No trabalho de Lovato (2007), os concretos contendo maior
quantidade de cerâmica e argamassa demandaram maior quantidade de água para alcançar
determinada trabalhabilidade e quanto maior o teor de substituição do agregado graúdo
reciclado, maior a relação água/cimento (acréscimo de 10% para agregado miúdo e de 15%
para o agregado graúdo).
No estudo realizado por Leite (2001), a relação entre consistência e fator a/c, teve
comportamento inverso aos concretos convencionais, pois quanto maior a relação a/c,
menor o valor do abatimento obtido, isto pode ser explicado se considerar que as misturas
com maior relação água/cimento possuem menor quantidade de cimento e assim tendem a
ser mais ásperas e apresentar maior travamento. Quando analisado o abatimento em
função da relação água/cimento e proporção de agregado graúdo reciclado, verificou-se
neste mesmo estudo que quanto maior o teor de agregado e quanto maior a relação
água/cimento, menor foi o abatimento apresentado pelas misturas de concreto. Admite-se
que a combinação do baixo consumo de cimentos dos traços pobres com o alto teor de
agregados rugosos e irregulares tende a intensificar a queda no valor de abatimentos de
concretos.
Leite (2001) também analisou a influência do agregado miúdo e do agregado graúdo
de RCD no abatimento do concreto e observou que para baixos teores de agregado graúdo,
a incorporação de agregado miúdo aumenta os valores de abatimento, provavelmente
devido ao aumento na quantidade total de finos da mistura. Porém para altos teores de
agregado miúdo, a influência negativa deste material é maior que o aumento do teor de
finos, causando uma tendência de redução de abatimento. Este evento ocorre para
concretos com relação água/cimento menor que 0,60, pois quando esta relação é maior não
importa a proporção entre os agregados. Nestas condições o abatimento apresentará
valores menores devido à escassez de pasta para lubrificar as partículas.
No caso de concretos com agregados naturais, geralmente densos e resistentes, a
resistência está influenciada pela porosidade da matriz e da zona de transição. Contudo,
quando do estudo de concretos com agregados reciclados, acredita-se que a porosidade
deste passe a ter um papel importante na determinação da resistência do concreto. No
trabalho de Carrijo (2005), observou que no concreto endurecido, a resistência a
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compressão dos concretos reciclados reduziu a medida que a massa específica do
agregado diminuiu (redução de 38% para fator a/c de 0,40 e 30% para fator a/c de 0,67).
Para concretos com baixo fator água/cimento, o agregado reciclado se torna o componente
mais fraco, limitando a resistência do concreto (para uma mesma densidade, a redução do
fator a/c de 0,40 para 0,67 correspondeu a uma redução da resistência em até 49%)
(CARRIJO, 2005). A presença de fases mais porosas e de menor resistência mecânica,
como argamassas e produtos de cerâmica vermelha e de revestimento, provoca uma
redução da resistência dos agregados e um aumento da absorção de água (JOHN e
AGOPYAN, 2000).
Os concretos com agregados reciclados respeitam a tendência de comportamento da
resistência a compressão da Lei de Abrans, ou seja, quanto maior a relação água/cimento,
menor a resistência. O agregado graúdo reciclado exerce maior influência sobre a
resistência à compressão que o agregado miúdo reciclado e todos os concretos com
agregado reciclado apresentam valores de resistência inferiores ao do concreto de
referência. O agregado reciclado apresenta maior rugosidade, o que contribui para melhorar
a aderência; granulometria mais contínua e maior quantidade de finos, que diminuem a
segregação, ajudam no efeito empacotamento e contribuem para o fechamento dos vazios.
Como o agregado reciclado também possui maior absorção pode haver, ainda, maior
aderência entre a pasta e o agregado através da absorção da pasta e precipitação dos
cristais de hidratação nos poros do agregado.
No caso do agregado miúdo, todos estes fatores podem ser benéficos à resistência
do concreto, pois além da melhoria na zona de transição, o agregado miúdo contribui
também para o aumento da rigidez da matriz. Todavia, com o agregado graúdo, apesar de
também ocorrer uma melhoria na zona de transição, o grão do agregado é mais frágil em
relação ao restante do sistema e a falha pode ocorrer no agregado devido a sua maior
dimensão (LEVY, 2001). Uma vez que as características da zona de transição na interface
tem maior efeito na resistência à tração do concreto, em comparação à resistência à
compressão, espera-se que, com uma dada dosagem de concreto, qualquer alteração nas
propriedades do agregado graúdo venha a influenciar a razão entre resistência à tração e à
compressão do material. Um decréscimo na dimensão do agregado graúdo, a uma dada
relação água/cimento, aumenta a razão entre a resistência à tração e à compressão
(MEHTA; MONTEIRO, 2008).
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Além da resistência a compressão outra propriedade relacionada a durabilidade é a
deterioração por desgaste superficial. No trabalho de Andrade (2005b), o desgaste
superficial pode ser originado por efeito de abrasão (em pisos e pavimentos) e erosão e
cavitação (em obras hidráulicas ou estruturas que estejam em contato com fluidos em
movimento). A resistência ao desgaste do concreto por abrasão está integralmente
relacionada à qualidade da camada superficial. Portando, a resistência da superfície deve
ser maximizada, por meio do emprego de uma pasta de cimento e de um agregado que
permitam resistir às solicitações de desgaste.
Lovato (2007) observou que a resistência à tração de concretos com agregado
reciclado apresentou comportamento semelhante à resistência à compressão, quando
verificado a relação água/cimento em comparação com o concreto de referência. Com
relação à dimensão do agregado, o comportamento foi o inverso, ou seja, o agregado
graúdo reciclado exerceu maior influência negativa sobre a resistência à tração que o
agregado miúdo reciclado (redução da resistência de 18,3% para agregado miúdo e 25,5%
para agregado graúdo).
O módulo de elasticidade do concreto é outra propriedade que está relacionado à
durabilidade do concreto e está intrinsecamente relacionado à massa específica, à fração
volumétrica, ao módulo de elasticidade do agregado e da pasta de cimento e às
características da zona de transição. O módulo de elasticidade da matriz da pasta de
cimento é determinado por sua porosidade. Em geral, vazios capilares, microfissuras e
cristais orientados de hidróxido de cálcio são relativamente mais comuns na zona de
transição na interface do que na matriz da pasta; por isso tem papel importante na
determinação das relações tensão-deformação do concreto (MEHTA; MONTEIRO, 2008).
Quando há a substituição do agregado natural pelo agregado reciclado, observa-se
uma redução do módulo de elasticidade. Em concretos onde o agregado substituído é o
graúdo observa-se um maior efeito na perda do módulo de elasticidade do que se substituir
o agregado miúdo. No estudo desenvolvido por Cabral et al. (2008), o agregado graúdo de
cerâmica vermelha apresentou a menor massa específica e a maior absorção de água de
todos os agregados utilizados (mais poroso) e exerceu a maior influência sobre o módulo de
deformação (redução do módulo em 22% para 50% de agregado reciclado e redução de
44% para 100% de agregado reciclado). O agregado miúdo de concreto apresentou elevado
teor de rocha natural em sua composição, resultado da britagem do concreto com agregado
natural, possuindo uma elevada massa específica e menor absorção de água,
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consequentemente exercendo menor influência sobre o módulo. No trabalho de Lovato
(2007), o módulo de elasticidade de concretos com agregados reciclados,
independentemente da fração, foi menor que o do concreto de referência (chegando a
valores de até 50% de redução do módulo de elasticidade). O aumento da relação
água/cimento também reduziu o módulo de deformação.
Com relação a retração no concreto, Lye, Dhir e Ghataora (2016), analisaram
resultados obtidos em 118 artigos e verificaram que em concretos com agregado reciclado
de concreto comparados aos concretos com agregado natural, a relação a/c exerceu grande
influência sobre a retração por secagem, sendo que quanto maior a relação água/cimento
do concreto, maior é a retração. A retração aumentou à medida que houve a substituição de
agregado natural pelo agregado reciclado (seja ele graúdo ou miúdo), tal efeito é coerente e
pode ser explicado em função da maior porosidade e do menor módulo de deformação dos
agregados reciclados e da consequente menor restrição a deformações do concreto
propiciada pelos mesmos. Outra possível explicação para esse fenômeno seria a maior
demanda de pasta de cimento por parte desses concretos para que se obtenha um mesmo
grau de empacotamento. Segundo Cabral, Schalch e Molin (2010), a substituição do
agregado miúdo produziu um efeito maior sobre a retração por secagem do que a
substituição do agregado graúdo (aumento na retração por secagem de 69% para agregado
miúdo e 43% para agregado graúdo).
2.3. ZONA DE TRANSIÇÃO DO CONCRETO COM AGREGADO RECICLADO
O concreto pode ser entendido como um material constituído de partículas de agregado,
envolvidos por uma matriz porosa de pasta de cimento, com uma zona de transição entre as
duas fases, constituída de características próprias. No estudo da microestrutura do concreto,
a interface pasta/agregado torna-se essencial, por distinguir a aderência de natureza
química relativa às ligações cristalinas entre a pasta e agregado e a aderência mecânica
devido à rugosidade superficial dos agregados (PAULON, 2005).
Em concretos convencionais a zona de transição pasta/agregado é devida a película
de água que se forma ao redor dos agregados durante o processo de exsudação de água
no concreto, aumentando a relação água/cimento desta área. Devido a isto, os produtos
cristalinos formados apresentam tamanho relativamente maior que os mesmos produtos
existentes na matriz, tornando a estrutura na interface mais porosa dificultando assim o
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preenchimento dos vazios iniciais existentes. Devido ao espaço microestrutural nesta
interface, os cristais de hidróxido de cálcio, que tem baixa resistência, crescem muito mais e
apresentam uma orientação preferencial, o que é um aspecto favorável à propagação de
fissuras, podendo reduzir a resistência de ligação entre a matriz e o agregado, influenciando
nas propriedades mecânicas. Já em concretos com agregados reciclados, que possuem
uma textura mais rugosa, há uma melhoria da zona de transição, pois o agregado poroso
atrai a migração de íons que tornam esta região mais densa e melhoram o intertravamento
mecânico entre agregado e matriz (LEITE, 2001).
Nas análises microestruturais de concretos com agregado natural, pode-se observar
o perfeito destacamento entre a pasta e o agregado, enquanto que no concreto com
agregados reciclados a matriz e a zona de transição praticamente se confundem. Os
produtos de hidratação cobrem a superfície dos agregados reciclados, densificando a zona
de transição, constatando a formação de produtos de hidratação na superfície rugosa do
agregado devido à absorção da pasta de cimento pelo material reciclado. Este fato que
contribuiu para aumentar a aderência pasta/agregado, diminuindo o tamanho e a dimensão
de fissuras, que possam ainda se formar, mas que, no seu conjunto, prejudicariam muito
menos a resistência do concreto reciclado (LEITE, 2001).
No trabalho de Leite (2001) observou-se uma tendência à rápida evolução da
hidratação do concreto com agregado reciclado, que deve ser resultado da taxa de absorção
mais alta do agregado, que diminui a quantidade de água da mistura, fazendo com que os
cristais de etringita e de hidróxido de cálcio formados cresçam menos, tornando a pasta
mais densa. Outro fator observado foi um efeito de cura interna tardia no concreto,
permitindo que boa parte da água da mistura presente no agregado esteja disponível para
as reações de hidratação continuem acontecendo. Leite (2001) observou também uma
melhora na zona de transição de concretos reciclados com maiores relações água/cimento
quando comparados a zona de transição de concretos convencionais com semelhantes
proporções. Todo o conjunto passou a atuar na absorção e distribuição de tensões de forma
semelhante, ajudando a aumentar a resistência dos concretos reciclados com altas relações
água/cimento.
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2.4. DURABILIDADE DO CONCRETO COM AGREGADO RECICLADO
Os efeitos físicos que influenciam negativamente a durabilidade do concreto incluem
desgaste da superfície, fissuração devida à cristalização de sais nos poros e exposição a
temperaturas extremas. Os efeitos químicos deletérios incluem a lixiviação da pasta de
cimento por soluções ácidas e reações expansivas envolvendo ataque por sulfato, reação
álcali-agregado e corrosão nas armaduras (através da carbonatação ou por ingresso de íons
cloretos ou sulfatos) (MEHTA; MONTEIRO, 2008).
No trabalho de Levy (2001) foi observado que a carbonatação e a difusão de CO2
está mais relacionada a relação a/c e ao consumo de cimento do que com ao tipo de
agregado reciclado utilizado (independente da granulometria ou origem, alvenaria ou
concreto). A conclusão que Levy (2001) apresenta em seu estudo é de que concretos
produzidos com agregado miúdo reciclado de alvenaria ou agregado graúdo reciclado de
concreto, na proporção de 50%-50% em massa, seriam mais duráveis que o concreto de
referência.
Os agregados reciclados podem conter contaminações oriundas do material de
origem, ou devido a manuseio posterior. Estes contaminantes podem afetar tanto a
qualidade técnica do produto contendo o reciclado quanto significar riscos ambientais [20].
Os principais compostos de agregado reciclado que apresentam riscos ambientais após a
aplicação desses agregados como materiais de construção civil são os materiais cerâmicos
(tijolos e telhas) e resíduo de gesso, porque eles demonstraram ter uma relação direta com
altos níveis de cromo e sulfato (DEL REY et al., 2015).
No estudo de Rodrigues et al (2013), foi analisado os teores de cloreto e sulfato
solúvel em água e os agregados se mostraram dentro dos limites de norma (1% em relação
a massa de cimento), porém quanto a conteúdo de contaminantes leves, não houve
enquadramento (máximo de 0,5% em massa), pois as usinas da região não tem
equipamento de separação de alta tecnologia. Alguns dos agregados não atenderam o
especificado em norma, sendo que os compostos que afetam negativamente as
características dos agregados são: gesso, relacionado ao teor de sulfato solúvel em ácido,
argilas, que dão um alto teor de finos, e cimento, relacionado à maior absorção de água.
A presença de gesso em agregados reciclados tem efeito sobre a qualidade técnica
do material. Devido à sua solubilidade, a sua baixa dureza e a baixa densidade, tem efeito
negativo na qualidade do agregado. Estas propriedades impedem o uso de concretos que
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 15 de 18
contenham gesso como material para uso em fundação ou em aplicações associadas ao
cimento, pois um excesso de sulfatos poderia gerar reações que provoquem expansão com
redução na resistência do concreto e consequente deterioração do material (VRANCKEN e
LAETHEM, 2000). Porém Godinho-Castro et al (2012) complementa esta informação
sugerindo que a incorporação de resíduos de gesso na produção de blocos cerâmicos em
até 20%, seria viável sem causar impacto técnico adverso (ou seja, mudança na qualidade
do produto) e impacto ambiental. Observa-se que o estudo de agregados reciclados
contaminados com gesso vai depender de alguns fatores, principalmente relacionado a
finalidade de utilização e o percentual de gesso presente no agregado, demonstrando que o
tema ainda não é consenso, necessitando de estudos adicionais.
3. CONSIDERAÇÕES FINAIS
Neste trabalho pode observar que muitas características dos agregados naturais analisadas
para a obtenção de concretos com boa durabilidade, foram verificadas nos agregados
reciclados. A diferença é que algumas destas características como porosidade, densidade,
absorção e forma dos grãos possuem particularidades que demandam uma preocupação
extra no momento da dosagem do concreto. Muitas destas preocupações estão
relacionadas à relação água/cimento efetiva, pois os concretos com agregados reciclados
demandam mais água para obter a mesma trabalhabilidade que os concretos com
agregados naturais.
Foi observado também que o agregado reciclado influencia as propriedades do
concreto no estado fresco e no estado endurecido seguindo os mesmos preceitos do
agregado natural, ou seja, um maior fator água/cimento, ou maior porosidade do agregado
acarretara em perda das propriedades mecânicas. Quanto a dimensão do agregado, muitos
estudos demonstraram vantagens do uso do agregado graúdo reciclado, em relação ao
agregado miúdo. Porém estes dados variam muito de um trabalho para o outro, pois
dependem de outros fatores envolvidos, como forma do grão, presença de impurezas ou
contaminantes, quantidade da argamassa aderida, constituição do agregado, porcentagem
de material pulverulento, entre outros. Estes fatores estão relacionados a forma de
beneficiamento do agregado, origem do resíduo de construção e qualidade do
processamento e separação que podem variar a cada lote. Porém o que o estudo mostra é
que já se conhece o comportamento dos agregados reciclados e qual é a sua influência nas
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propriedades dos concretos com eles fabricados, sendo assim controlando o processo de
beneficiamento do agregado reciclado, pode-se produzir agregados reciclados de boa
qualidade que irão produzir concretos com boa durabilidade.
REFERÊNCIAS
ACI Committee 201, 2001, “Guide to Durable Concrete (ACI 201.2R-01),” American Concrete Institute, Farmington, Hills, Mich. 41p.
AGRELA, F. et al. Limiting properties in the characterisation of mixed recycled aggregates for use in the manufacture of concrete. Construction and Building Materials, v. 25, n. 10, p. 3950–3955, 2011.
ANDRADE, T. Patologia das Estruturas. CONCRETO, Ensino, Pesquisa e Realizações. Ed. G.G. Isaia. São Paulo: IBRACON, 2005a. 2v. 1600p. 953-983 ISBN: ‘’’85-98576-04-2
ANDRADE, T. Tópicos sobre durabilidade do concreto. CONCRETO, Ensino, Pesquisa e Realizações. Ed. G.G. Isaia. São Paulo: IBRACON, 2005b. 2v. 1600p. 583-604 ISBN: ‘’’85-98576-04-2
BUTTLER, A. M. Concreto com agregados graúdos reciclados de concreto - influência da idade de reciclagem nas propriedades dos agregados e concretos reciclados. Dissertação (Mestrado). EESC-USP. Departamento de Engenharia de estruturas. São Paulo, 2003. 220p.
CABRAL, A.E.B. et al. Determinação da influência do tipo de agregado reciclado de resíduo de construção e demolição sobre o módulo de deformação de concretos produzidos com agregados reciclados. Ibracon structures and materials journal, v. 1, n. 2, p. 171–181, 2008.
CABRAL, A.E.B.; SCHALCH, V.; MOLIN, D. Modelagem da retração por secagem de concretos produzidos com agregados reciclados. Ibracon structures and materials journal, v. 3, n. 1, p. 1–23, 2010.
CARRIJO, P.M. Análise da influência da massa específica de agregados graúdos provenientes de resíduos de construção e demolição no desempenho mecânico do concreto. São Paulo, 2005. 129p. Dissertação (Mestrado) - Escola Politécnica, Universidade de São Paulo.
DEL REY, I.; AYUSO, J.; GALVIN, A.P.; JIMENEZ, J.R.; LOPEZ, M.; GARCIA-GARRIDO, M.L. Analysis of chromium and sulphate origins in construction recycled materials based on leaching test results. Waste Management, v. 46, p. 278–286, 2015.
DUAN, Z.H.; POON, C.S. (2014), "Properties of recycled aggregate concrete made with recycled aggregates with different amounts of old adhered mortars". Materials and Design, Vol. 58, pp.19-29.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 17 de 18
EXTEBERRIA, M.; VÁZQUEZ, E.; MARÍ, A.; BARRA, M. Influence of Amount of Recycled Coarse Aggregates and Production Process on Properties of Recycled Aggregate Concrete. Cement and Concrete Research. 37, 735–742. 2007.
GODINHO-CASTRO, A.P., TESTOLIN, R.C., JANKE, L., CORRÊA, A.X.R., RADETSKI, C.M. Incorporation of gypsum waste in ceramic block production: Proposal for a minimal battery of tests to evaluate technical and environmental viability of this recycling process. Waste Management, v. 32, n. 1, p. 153–157, 2012.
GOMES, P.C.C.; RODRIGUES, C.C.; ALENCAR, T.F.F. Concrete produced with recycled aggregates. Revista IBRACON de estruturas e materiais, v. 5, n. 5, p. 692–701, 2012.
GÓMEZ-SOBERÓN, J.M.V. Porosity of recycled concrete with substitution of recycled concrete aggregate: an experimental study. Cement and Concrete Research, Vol. 32, p. 1301-1311, 2002.
JOHN, V.M; AGOPYAN, V. Reciclagem de resíduo da construção. São Paulo, 2000.13p.
LEITE, M.B. Avaliação de propriedades mecânicas de concretos produzidos com agregados reciclados de resíduo de construção e demolição. Tese (Doutorado). UFRGS, 2001.
LEVY, S.M. Contribuição ao estudo da durabilidade e concretos produzidos com resíduos de concreto e alvenaria. São Paulo-SP, 2001. 194 p. Tese (Doutorado). Escola Politécnica da Universidade de São Paulo.
LYE, C.; DHIR, R.K.; GHATAORA, G.S. Shrinkage of recycled aggregate concrete. Structures and Buildings 169. 2016. Issue SB 12. Pages 867-891.
LOVATO, P.S. Verificação dos parâmetros de controle de agregados reciclados de resíduos de construção e demolição para utilização em concreto. Porto Alegre, 2007. 180p. Dissertação (Mestrado). PPGEC-UFRGS.
MARTÍN-MORALES, M.; ZAMORANO, M.; RUIZ-MOYANO, I.; VALVERDE-ESPINOSA Characterization of recycled aggregates construction and demolition waste for concrete production following the Spanish Structural Concrete Code EHE-08. Construction and Building Materials, v. 25, n. 2, p. 742–748, 2011.
MEHTA, P. K.; MONTEIRO, P. J. M. Concreto: estrutura, propriedades e materiais. 1ª Edição. São Paulo: IBRACON, 2008. 674 p.
PAULON, V.A. A microestrutura do concreto convencional. CONCRETO, Ensino, Pesquisa e Realizações. Ed. G.G. Isaia. São Paulo: IBRACON, 2005. 2v. 1600p. 583-604 ISBN: ‘’’85-98576-04-2
RODRIGUES, F.; CARVALHO, M.T.; EVANGELISTA, L.; DE BRITO, J. Physical-chemical and mineralogical characterization of fine aggregates from construction and demolition waste recycling plants. Journal of Cleaner Production, v. 52, p. 438–445, 2013.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 18 de 18
SBRIGHI NETO, C. Agregados para concreto. CONCRETO, Ensino, Pesquisa e Realizações. Ed. G.G. Isaia. São Paulo: IBRACON, 2005. 2v. 1600p. 323-343 ISBN: ‘’’85-98576-04-2
ULSEN, C.; KAHN, H.; HAWLITSCHEK, G.; MASINI, E.A.; ÂNGULO, S.C.. Separability studies of construction and demolition waste recycled sand. Waste Management, v. 33, n. 3, p. 656–662, 2013.
VEGAS, I.; BROOS, K.; NIELSEN, P.; LAMBERTZ, O.; LISBONA, A. Upgrading the quality of mixed recycled aggregates from construction and demolition waste by using near-infrared sorting technology. Construction and Building Materials, v. 75, p. 121–128, 2015.
VRANCKEN, K.C., LAETHEM, B. Recycling options for gypsum from construction and demolition waste. Waste Materials in Construction. Ser. 1, 325–331. doi:10.1016/S0713-2743(00)80045-8, 2000.
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AVALIAÇÃO DE TESTEMUNHOS DE CONCRETO COMPACTADO COM ROLO, COM INDÍCIOS DE ATAQUE POR SULFATO DE
ORIGEM INTERNA, PELO ENSAIO DE PERMEABILIDADE AO AR - MÉTODO TORRENT.
Betina Lepretti Medeiros (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec); [email protected]. Bruna Slominsky (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec).
Bruno Endo Ribeiro (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec). Mariana O.G.P. Bragança (MSc. Eng. Ambiental – Institutos Lactec).
Kleber Franke Portella (MSc. Eng. Civil – Institutos Lactec). Marcelo Henrique Farias de Medeiros (MSc. Eng. Civil – UFPR).
Isabela Cristina de Oliveira (MSc. Eng. Civil – Copel).
Resumo: Agentes agressivos são conduzidos ao interior do concreto pelo fenômeno de
transporte de fluidos, através da porosidade sob condições de pressão entre o material e o
meio externo. Reações com as substâncias químicas provenientes do meio externo ou como
subprodutos de reações dos componentes do concreto, tais como o ataque de sulfato de
origem interna, acontecem na presença de água contida nos poros. A absorção pelo
concreto depende da porosidade devido à interconexão dos poros capilares, principalmente
do tamanho dos poros. A permeabilidade do concreto é considerada como um parâmetro de
referência para as análises de durabilidade de estruturas de concreto. Um método não
destrutivo válido para a avaliação da permeabilidade de concretos é o proposto por Torrent,
visando avaliar e classificar a qualidade do concreto. No presente trabalho, o objetivo foi
avaliar a permeabilidade, pelo método de Torrent, de testemunhos de concreto compactado
com rolo (CCR) com indícios de ataque por sulfato interno, extraídos de uma barragem de
usina hidrelétrica. Os resultados obtidos com este método de ensaio permitiram avaliar a
qualidade do CCR como normal e ruim, com valores de kT entre 1,04E-15 e 3,29E-17 m2.
Este trabalho foi desenvolvido no âmbito do Programa de P&D ANEEL, projeto 6491-
0301/2013.
Palavras-chave: Concreto compactado com rolo, ataque por sulfato de origem interna,
permeabilidade ao ar.
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EVALUATION OF COMPACTED CONCRETE TESTS WITH ROLLER,
WITH INDICATIONS OF ATTACKING BY SULPHATE OF INTERNAL
ORIGIN, BY THE PERMEABILITY TEST TO AR - TORRENT METHOD
Abstract: Aggressive agents are conducted to the interior of the concrete by fluid transport
phenomena, through porosity under pressure conditions between the material and the
external environment. Reactions with the chemicals products from the external environment
or as byproducts of the reactions between concrete components, such as the attack of
sulfate of internal origin, occur in the presence of pores water. The absorption by the
concrete, depending on the porosity due to the interconnection of the capillary pores, mainly
by the size of the pores. The permeability of the concrete is considered as a reference
parameter for the analysis of the durability of concrete structures. A valid non-destructive
method to evaluate the permeability of concrete is proposed by Torrent, to evaluate and
classify the quality of the concrete. The objective of the present work was to evaluate the
permeability, by Torrent method, of compacted roll (RCC) concrete samples with evidence of
internal sulfate attack. The results obtained with this test method allowed to evaluate the
CCR quality as normal and poor, with values of kT between 1.04E-15 and 3.29E-17 m2.
Keywords: Roll compacted concrete (RCC), internal sulfate attack; air permeability.
1. INTRODUÇÃO
Durante a vida útil de uma estrutura de concreto pode ser percebida a degradação e,
consequentemente, a diminuição da durabilidade pela ocorrência de manifestações
patológicas. Segundo Campos (2015), o surgimento de processos expansivos em concretos
pode ser induzido por reações químicas, como a reação álcali agregado (RAA), o ataque por
sulfato externo (ASE) e o ataque por sulfato interno (ASI) que provocam mudanças de
volume na microestrutura, iniciando, desta forma, uma microfissuração como primeira
manifestação patológica e possibilitando assim a entrada de novos agentes agressivos.
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Agentes agressivos são introduzidos nas estruturas de concreto de cimento Portland
a partir de ambientes externos, ou até mesmo de seus insumos, como aqueles presentes na
composição química do cimento, nos agregados ou na água de amassamento (MELO,
2012). Especificamente, os íons sulfato podem penetrar no interior das estruturas de
concreto por redes capilares, dissolvidos na água, ou estar presentes em insumos,
deteriorando quimicamente o material, devido ao desenvolvimento de subprodutos
expansivos no interior dos poros.
Segundo descrito por Melo (2010), as manifestações patológicas decorrentes do
ataque por sulfatos internos são, normalmente, apresentadas em forma de fissuração devido
à expansão, à diminuição progressiva da resistência e à perda de massa do concreto.
Dentre os principais tipos de ASI, Campos (2015) expõem em seu trabalho que a
presença de altos teores de sulfatos no cimento, em conjunto com as altas temperaturas de
sua hidratação ou mesmo proveniente do ambiente, proporciona a formação de etringita
tardia (DEF).
Outro tipo de ASI é o que se manifesta quando a composição do concreto,
agregados com presença de sulfatos de ferro na forma de pirita ou pirrotita. Estes
agregados, durante sua reação primária (oxidação), causam expansão, gerando sulfatos
que em conjunto com os aluminatos do cimento (reação secundária) formam etringita
associada de maior magnitude que a obtida na primeira reação (CAMPOS, 2015).
Exemplos de ASI decorrentes de uso de agregados com alto teor de sulfato de ferro
foram verificados nas barragens de Graus, Tavascan, Rumedo e Paso Nuevo localizadas na
Espanha (CAMPOS, 2015). Nestas estruturas, diversos estudos de campo vêm sendo
realizados, mas há pouca divulgação bibliográfica, relativa aos seus resultados.
A avaliação das condições do concreto das estruturas das barragens durante a sua
operação é importante, sob o ponto de vista de segurança. Assim, como exemplo, na
barragem Sella Zerbino, na Itália, foi inferido como uma possível causa do colapso ocorrido
um concreto com resistência inadequada (PETACCIA; LAI; MILAZZO; et. al., 2016). A
deterioração do material de outras estruturas de barragem foi associada por Zuffo (2005)
como resultante do emprego de agregados reativos ou de baixa resistência.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 4 de 18
O concreto compactado com rolo (CCR) aplicado em barragens contém em sua
composição agregados de diâmetro máximo de até 50 mm, possui um baixo consumo de
cimento, e na sua produção são utilizados equipamentos para o lançamento e compactação
de grandes volumes. Esta técnica é usualmente utilizada para a confecção de barragens de
reservatórios para armazenamento de água, amortização de cheias e geração de energia
elétrica (MARQUES FILHO, 2005). Marques Filho (2005) comentou que as juntas entre
camadas de lançamento sucessivas são de fundamental importância, pois estão
diretamente relacionadas à resistência mecânica e à permeabilidade pelo maciço.
O concreto é um material naturalmente poroso, pela utilização de água para dar o
início das reações, pela incorporação de ar durante sua fabricação, bem como pela retração
durante a cura (MARQUES FILHO, 2005).
Sahuinco citou que os principais mecanismos de transporte de fluidos com ou sem
agentes agressivos acontece pelos poros da pasta, a partir dos processos de capilaridade
(absorção), gradiente de pressão (permeabilidade), gradiente de concentração (difusão) e
devido à aplicação de um campo elétrico (migração).
A permeabilidade do concreto pode ser determinada a partir de ensaios
normatizados como o da permeabilidade à água (NBR 10786, 2013), a absorção por
capilaridade (NBR 9779, 2012) e por imersão (NBR 9778, 2005). Outro método utilizado é o
não destrutivo para a avaliação da permeabilidade ao ar idealizado por Torrent (1995). Com
esta metodologia de ensaio se mede, indiretamente, a porosidade do concreto de uma
camada superficial (ADÁMEK; JURÁNKOVÁ, 2010), possibilitando realizar correlações entre
os indicadores de durabilidade, como no estudo realizado por Ebensperger e Torrent (2014),
onde foram avaliados o ataque por cloretos e o coeficiente de permeabilidade ao ar,
denominado como kT. Neves (2012), fez análises correlacionando o estudo de kT com o
fator água/cimento, a sua resistência mecânica e a carbonatação.
O objetivo deste estudo foi determinar a permeabilidade ao ar de CCR de
testemunhos extraídos de barragens, com o intuito de desenvolver, paralelamente, a análise
dos resultados obtidos pela técnica desenvolvida por Torrent. Esta, foi associada a ensaios
não destrutivos como de ultrassom e de resistividade, bem como de absorção por imersão e
por capilaridade, complementados por microanálises para avaliação das técnicas, em
conjunto, na análise dos efeitos provocados pelo ataque por sulfatos de origem interna.
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2. REFERENCIAL TEÓRICO
O método desenvolvido por Torrent (1995) consiste no uso de uma câmara de célula
dupla, onde se produz uma pressão negativa sob a superfície do material com o auxílio de
uma bomba a vácuo (Erro! Fonte de referência não encontrada.). A partir da aplicação
deste método não destrutivo, se obtém dados do coeficiente de permeabilidade (kT), da
espessura da camada onde se tem a leitura (L), da pressão (Pi) e do tempo de leitura em
segundos (SENTONE, 2011).
Figura 1. Foto ilustrativa dos instrumentos utilizados na leitura de kT e L realizada em testemunhos de
CCR, pelo método de Torrent.
.
O autor do método Torrent (1995), considera que a porosidade de um corpo de prova
não muda ao longo da extensão e que podem ser realizadas avaliações de estruturas em
corpos de provas ou in situ, como estruturas de pontes estudadas em trabalhos realizados,
principalmente, em cobrimentos ou argamassas de revestimento, visando investigar os
processos de deterioração ou de corrosão das estruturas, seja pela carbonatação, pela
difusão de cloretos ou de outros íons agressivos ao meio. Assim, para avaliar a condição do
concreto, e classificar o mesmo pelo método, é necessário obter o valor da resistividade do
material a ser ensaiado. Segundo Torrent (1995), esta classificação é válida somente para
concretos com até 90 dias de idade. Para maiores tempos, as considerações sobre a
qualidade do concreto, a partir dos valores de kT, mostradas na tabela de classificação
Torrent (Erro! Fonte de referência não encontrada.), não podem ser aplicadas
diretamente, sendo somente considerado o coeficiente de permeabilidade (kT).
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Tabela 1. Qualidade de concretos pelo Método Torrent (1995).
QUALIDADE DE COBERTURA DO CONCRETO ÍNDICE kT (10-16 m2)
Muito ruim 5 > 10
Ruim 4 1,0 – 10
Normal 3 0,1 – 1,0
Bom 2 0,01 – 0,1
Muito bom 1 < 0,01
A determinação da resistividade elétrica é um parâmetro importante para a avaliação
da corrosão de estruturas armadas, pois concretos de alta resistividade têm menor chance
de desenvolver corrosão (SAHUINCO, 2011), servindo o resultado desta técnica como
parâmetro na qualificação de concretos pelo método Torrent. Este ensaio consiste em
introduzir uma pequena corrente elétrica na superfície no concreto para a obtenção da sua
resistividade.
Segundo Jacobs (2006), os resultados obtidos com o ensaio de permeabilidade ao ar
são influenciados pela composição do concreto, pelos materiais utilizados, pela temperatura
e por demais condições, como a ocorrência de fissuras e o revestimento.
Sentone (2011) citou em seu trabalho que existem diversos métodos para se avaliar
a permeabilidade ao ar em materiais porosos, assim como equipamentos e técnicas
diferenciados, podendo ser medida em laboratório ou, mesmo, in situ.
Para a avaliação de obras existentes, como nas barragens de concreto, é possível a
realização de extração de testemunhos para avaliação da qualidade da estrutura, em termos
de análises mecânicas e físico-química (durabilidade) (MARQUES FILHO, 2005). Ainda, é
possível identificar problemas em materiais decorrentes de processos construtivos das
estruturas de CCR.
3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
A extração de testemunhos foi realizada na face jusante de uma barragem em CCR, com
profundidade de 3,01 m como está indicado na Erro! Fonte de referência não
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encontrada.. Os concretos avaliados foram retirados das cotas iniciais, conforme destacado
em vermelho na Erro! Fonte de referência não encontrada., onde as camadas
compactadas foram lançadas nos primeiros meses de construção e constituem um volume
total de 12.577 m3.
Figura 2. Local de extração de testemunhos de CCR em uma barragem localizada na região Sul do
Brasil.
Os testemunhos analisados neste estudo foram identificados, para posterior
realização de ensaios, conforme apresentado na Tabela 2. Além da obtenção dos
testemunhos de CCR, foi obtido um testemunho de CCV, do contrapiso. Pela quantidade
obtida, optou-se por apresentar os resultados somente para comparação e validação dos
testes realizados com o CCR, haja vista que somente o ensaio de absorção é amplamente
utilizado neste material.
Tabela 2. Identificação, descrição do local, cota e material do testemunho.
TESTEMUNHOS COTA (m) MATERIAL
1.1327.16 - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 0,00 - 0,28 m 622,1 CCR
1.1326.16 A - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 2,37-3,01 m 598,7 CCR
1.1326.16 B - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 2,37-3,01 m 598,7 CCR
1.1330.16 - Face Jusante bl 6/7 - Prof: 0,00-0,77 m 622,1 CCV
A dosagem de CCR desta região de análise teve um consumo de 80 kg/m3 de
cimento, fator a/c 1,69, e Fck especificado de 7 MPa, em 180 dias. O agregado utilizado foi
identificado pela análise dos resultados das imagens de petrografia como sendo um
diabásio com reatividade potencial. Pelo resultado da investigação qualitativa por
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petrografia, foram identificada, além de outras fases químicas, a presença de sulfetos
minerais, principalmente, a pirita (FeS2) (OLIVEIRA, 2013).
O equipamento utilizado para a retirada de testemunhos foi uma extratora da marca
Hilti, modelo DD350, utilizando uma coroa diamantada com dimensões internas de 152 mm
de diâmetro e 600 mm de comprimento da broca. O diâmetro recomendado pela norma NBR
7680 (2015) é de 150 mm, definido em função da dimensão máxima do agregado, de forma
a não afetar os resultados mecânicos entre outros ensaios previstos para os testemunhos.
Para a realização dos ensaios de Torrent, foi utilizado o equipamento Torrent da
marca Proceq. Também, foram utilizadas amostras de testemunhos de CCR e de CCV de
150 mm de diâmetro. As medidas foram efetuadas nas condições ambientais de laboratório
de (23 ± 2) oC e em umidade relativa UR 60%. Como não há referências sobre os resultados
do teste de Torrent em amostras de CCR, optou-se, nesta investigação, pela sua execução
em ambos os lados dos testemunhos. A técnica de aplicação do CCR pode propiciar
diferentes densidades entre as camadas de compactação, apresentando, assim, diferentes
resultados.
Para a determinação da velocidade de propagação de onda em amostras de CCR,
foram realizados os ensaios, segundo as diretrizes da NBR 8802 (2013), coletando leituras
longitudinais ao corpo de prova. A frequência de vibração utilizada foi de 54 kHz no
equipamento Pundit PL 200 da marca Proceq.
O coeficiente de absorção capilar decorrente da ação de forças de atração dos poros
do concreto sobre os líquidos que estão em contato com sua superfície foi obtido, segundo
as recomendações da NBR 9779 (2012).
O ensaio de absorção por imersão é considerado outro indicador da permeabilidade
e foi desenvolvido segundo as recomendações da metodologia indicada pela NBR 9778
(2005), no qual a absorção foi medida pelo processo de passagem da água por poros, em
um material poroso como o concreto (SUHUINCO, 2011). A avaliação final foi considerada
em função dos limites normatizados, tais como: i) superiores a 6,3% de absorção,
considerados deficientes; ii) entre 4,2 e 6,3%, considerados como normais e, iii) os valores
menores que 4,2%, como duráveis.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 9 de 18
As investigações foram complementadas com a realização de análises com o
microscópio eletrônico de varredura e a análise química elementar, em testemunho de CCR
e de CCV, com o intuito de investigar possíveis indícios de reações expansivas devido à
presença de minerais reativos. As microanálises foram realizadas em amostras de
argamassas retiradas do interior do testemunho de concreto, em superfície de fratura e sem
tratamento prévio (in natura). Foi utilizado um microscópio eletrônico de varredura, tipo FEG
(field emission gun), modelo MIRA3 LM, marca TESCAN, com uso dos detectores de
elétrons secundários (SE) e de elétrons retroespalhados (BSE) marca TESCAN. Os
parâmetros do equipamento seguiram com a tensão de corrente do feixe de elétrons de 15
kV, intensidade do feixe (beam intensity) de 15,0, uma abertura do feixe (spot size) de 18,0
nm, distância de trabalho (work distance-WD) de 15 mm e no modo de resolução do
scanner.
A avaliação qualitativa e semi-quantitativa dos elementos químicos presentes nos
materiais, foi realizado a partir do uso do detector de espectrometria de raios-X, marca
Oxford Instruments, sendo a investigação das fases químicas presentes pelo uso do
software Aztec.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
A permeabilidade ao ar pelo método Torrent (1995) foi obtida a partir das leituras realizadas
em ambos os lados do corpo de prova dos testemunhos analisados, denominados de L1 e
L2. Ao realizar as leituras, foi identificada uma diferença de valores de kT e L, conforme
pode ser verificado na Erro! Fonte de referência não encontrada..
Figura 3. Gráficos resultantes das medidas de permeabilidade ao ar (kT) e da resistividade elétrica �
em dois lados (L1 e L2) dos testemunhos de CCR, 1.1326.16 A (a) e 1326.16 B (b).
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 10 de 18
O testemunho 1326.16 A apresentou, para a mesma resistividade, valores de kT
diferentes, porém dentro da mesma faixa do índice 3 (concreto normal - Erro! Fonte de
referência não encontrada.). O testemunho identificado como 1.1326.16 B não possibilitou
a leitura do L1, em função dos vazios apresentados no lado L1, conforme pode ser
verificado em destaque pela seta na Erro! Fonte de referência não encontrada.. Estes
vazios provavelmente foram provenientes do processo de compactação do CCR.
Figura 4. Vazios no lado L1 do testemunho 1.1326.16 B.
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Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 14
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DA BARRAGEM DE GRAUS
Andressa Gobbi (Doutoranda, Universitat Politècnica de Catalunya) [email protected].
Sergio Henrique Pialarissi Cavalaro (Professor Doutor, Universitat Politècnica de Catalunya). Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Professor Doutor, Universidade Federal do Paraná).
Resumo: As barragens são de grande importância devido à sustentabilidade que garantem,
pois permitem o abastecimento de águas, a irrigação, a produção de energia hidroelétrica,
controle de cheias, atividades recreativas e navegação nos rios. Por razões técnicas e
econômicas, em barragens de concreto é comum utilizar agregados da própria zona de
localização das mesmas. Entretanto, estes agregados podem não ser os mais
recomendáveis, pois sua qualidade e sua composição influenciam significativamente as
possíveis patologias que podem ocorrer ao longo da vida útil das estruturas de concreto.
Este estudo trata da avaliação da barragem de Graus, cujas principais manifestações
patológicas são problemas expansivos que originaram mudanças dimensionais irreversíveis
na sua estrutura. As principais causas dessa patologia são o ataque sulfático interno (ASI)
somado a um segundo processo expansivo, baseado nas alterações visuais, na presença
de fissuras e nos movimentos da barragem.
Palavras-chave: agregado, reações expansivas, barragem de concreto.
STUDY OF THE BEHAVIOR OF GRAUS’ DAM
Abstract: Put here an English version of your abstract. Dams have a great importance for
the sustainability they provide because they allow supply, irrigation, hydroelectric power
generation, flood control, recreation activities and river navigation. For technical and
economical reasons in concrete dams is common to use aggregates of the same zone their
location. However, those aggregates may not be the most recommended ones because its
quality and composition influence significantly the possible pathologies that may occur along
the useful life of the concrete structures. This study presents the evaluation of Graus’ dam,
whose main pathological manifestations are expansive problems that gave rise to irreversible
dimensional changes in their structure. The main causes of this pathological manifestation
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 2 de 14
are the internal sulphate attack (ISA) added to a second expansive process, based on the
visual alterations, the presence of fissures and the movements of the dam
Keywords: aggregate, expansive reactions, concrete dam.
1. INTRODUÇÃO
As barragens têm vida útil finita e atualmente apresentam uma taxa de falha geral de cerca
de 1% (ICOLD-CIGB, 1997). Isso ocorre porque a maior parte dessa estrutura está
submersa e submetida a um ambiente consideravelmente agressivo. Umas das principais
manifestações patologicas encontradas é a ocorrência de fissuras decorrentes da
instabilidade dimensional causada por processos químicos expansivos.
O processo químico mais habitual em barragens de concreto é a reação álcali-
agregado (RAA), amplamente estudada na bibliografia (DIAMOND, 1975; PAULON, 1981;
SAOUMA et al., 2015). Outro tipo de reação expansiva é o ataque sulfático interno (ASI),
que implica em diferentes reações químicas e é influenciado pela composição do cimento,
natureza dos agregados, aditivos e fatores ambientais (CASANOVA et al., 1997).
A distribuição mundial das 113 barragens com manifestações patológicas devido a
processos expansivos apresentadas por Segarra Foradada (2005) e Oliveira (2011): 98
apresentam expansões devido à reação álcali-sílica (RAS), 3 reação álcali carbonato (RAC),
6 estão afetadas por reação sulfática interna (RSI), 2 apresentam outros fatores expansivos
e 6 estão sobre investigação. No caso da Espanha, 33% das barragens apresentam RSI,
27% são afetadas por RAS, 26% estão em estudo e 13% apresentam outros fatores
expansivos.
O trabalho atual avalia a barragem de Graus, que apresenta manifestações
patológicas como fissuras, alterações visuais, produtos de reação e movimentos não
recuperáveis. As mudanças dimensionais produzidas pelos fenômenos expansivos no
concreto podem se acumular ao longo da estrutura, dando lugar a movimentos não
recuperáveis, este é o principal sintoma da barragem de Graus. Os demais estudos
realizados na barragem de Graus (GOMIDES et al., 2005; CAMPOS et al., 2010; OLIVEIRA,
2011; MOURA, 2012; OLIVEIRA et al., 2013; OLIVEIRA et al., 2014) ao longo dos anos
demonstram não ser possível explicar o problema em sua totalidade apenas com a reação
sulfática interna.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 3 de 14
A metodologia aplicada se baseou na inspeção visual da barragem ao longo do
tempo e análise dos deslocamentos coletados pelo sistema de auscultação. Com os
resultados obtidos, foi possível verificar que existem dois mecanismos expansivos com
cinéticas distintas atuando na barragem, uma mais rápida (RSI) e outra mais lenta (RAA).
2. ESTUDO DE CASO
Graus é uma barragem de concreto a gravidade, que se encontra na província de Lérida, na
Espanha, ao longo do rio Tavascán [Figura 2 (AGUADO et al., 2014)], que foi construída
entre 1968-1971. A altura é de 28,90 m, enquanto o comprimento de crista é de 102,44 m,
está dividida em 7 blocos. Possui vertedouro do tipo lâmina livre com capacidade de 205
m³/s e um volume total de 15.000 m³.
Figura 1 - Barragem de Graus e esquemas dos blocos da barragem.
Na barragem de Graus, o sistema de auscultação foi instalado no ano de 1981,
aproximadamente 10 anos depois de posta em operação e é composto por:
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 4 de 14
- 7 bases dispostas na crista e na galeria, que permitem determinar os movimentos
horizontais e verticais. As bases fixas de referência, chamadas de 1 e 7, estão localizadas
nas ombreiras da barragem;
- Pêndulos localizados nos blocos 2 e 4 com medições dos movimentos longitudinais
e transversais.
A instrumentação é importante para o controle da barragem, permitindo uma análise
rápida dos dados, com a detecção de um comportamento anômalo pelos responsáveis
operacionais. Com um bom sistema de auscultação, podem-se iniciar as intervenções de
maneira eficiente, graças à detecção nas etapas iniciais, pois as reações expansivas
geralmente se manifestam depois de certo tempo.
2.1 Agregado
A análise química dos agregados constatou a presença de quartzo, feldspato potássico e
calcossódico, muscovita e pirrotina, esta última em abundante quantidade. O resultado mais
relevante foi a identificação de faixas de sulfetos de poucos milímetros de largura, distantes
de maneira mais ou menos regular.
A Figura 3 (AGUADO et al., 2014) apresenta as imagens obtidas através de
microscopia óptica e eletrônica de varredura realizada nos agregados da barragem.
Figura 2 – Microscopia óptica e eletrônica de varredura dos agregados da barragem de Graus.
A microscopia óptica mostra faixas de filossilicatos (em amarelo), alternando com
massas de quartzo-feldspática (cinza) e minerais opacos (pirrotina). Com a microscopia
eletrônica de varredura se observa um detalhe do aspecto dos óxidos de ferro existente na
amostra. A morfologia ressalta a existência de uma capa de óxidos de ferro nas amostras
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dos agregados, o que proporciona um primeiro indício sobre a natureza dos processos de
degradação dos materiais.
3. PROBLEMÁTICA
As principais manifestações patológicas apresentadas na barragem são fissuras, alterações
visuais, produtos de reação e movimentos não recuperáveis, localizados no corpo da
barragem e nas construções auxiliares, descritos nos itens 3.1 e 3.2, respectivamente.
3.1 Fissuração e alterações visuais
Desde 1986 é possível observar alterações visuais na superfície em tons de ocre
juntamente com as fissuras mapeadas, em diferentes regiões e elementos auxiliares da
barragem [Figura 4 (AGUADO et al., 2014)]. As fissuras mapeadas observadas podem
indicar uma primeira manifestação de um processo de reação álcali-agregado e a coloração
ocre indica que a principal causa dos danos é a oxidação de um sulfeto de ferro associada a
reação sulfática interna.
Figura 3 – Fissuras e alteração na coloração em 26/04/1988 e em 12/03/1991 na mureta da crista.
Estes sintomas se manifestavam ao longo da crista da barragem e eram mais
significativos na região do bloco 5, sendo menos intensos nos blocos das extremidades.
Algumas fissuras (horizontais e verticais) localizadas foram observadas nos poços de
acesso aos pêndulos e apresentam aberturas superiores a 2 mm, conforme Figura 5
(AGUADO et al., 2014).
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 6 de 14
Figura 4 – Fissuras com abertura superior a 2mm em 14/07/2009.
Os problemas relacionados à fissuração na barragem de Graus de acordo com
Cañabate (2003) são:
• Juntas de dilatação marcadas e sem conhecimento real do estado das juntas no
corpo da barragem;
• Juntas frias de concretagem marcadas e com problemas de circulação de água;
• Desplacamento de uma capa superficial de concreto principalmente na região de
movimento do nível de água do reservatório, com espessura entre 0,5 e 1 cm, agravado
pela circulação excessiva de água e efeito da ação gelo-degelo;
• Microfissuração avançada nos pilares hidráulicos que formam os vertedouros da
barragem;
• Fissuração e degradação avançada da crista;
• Fissuras em pequena quantidade na mureta da crista;
• Fissuração mapeada tanto no corpo da barragem (elementos em massa) como
em elementos de concreto armado.
Em setembro de 1999 foram iniciados os trabalhos de intervenção com execução dos
reparos, sendo aplicadas resinas epóxi e poliuterano na maior parte dos casos. Os reparos
foram realizados tanto em montante como nas juntas frias, nas fissuras mapeadas e nas
juntas de dilatação, com a finalidade de evitar a percolação de água. O concreto deteriorado
foi restaurado para prevenir falhas localizadas e a degradação progressiva do mesmo.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 7 de 14
Os danos causados pelas fissuras são mais significativos nas regiões que possuem
carregamentos externos, por exemplo, os pilares hidráulicos. Foi observado que a
fissuração mapeada estava mais marcada com o passar do tempo.
3.2 Deslocamentos
O modelo cinético proposto por Moura (2012) demonstra os movimentos horizontais e
verticais na crista da barragem para as expansões causadas pela RSI. Este modelo
determina a evolução no tempo da RSI em função da cinética das reações de oxidação dos
sulfetos de ferro e do transporte de oxigênio (por difusão) no interior da estrutura. Para os
movimentos causados pela RAA, o modelo cinético utilizado foi proposto por Ulm et al.
(2000). Este modelo determina a evolução no tempo da RAA em função da temperatura,
para isso é necessária uma análise térmica do bloco. Conforme estes modelos
apresentados em Aguado et al. (2014), a Figura 6 apresenta um esquema dos
deslocamentos horizontais e verticais da RSI e RAA para a crista da barragem.
Figura 5 - Esquema dos deslocamentos horizontais e verticais na crista da barragem devidos a ação
da RSI (a) e (b), RAA (c) e (d).
Os deslocamentos horizontais e verticais apresentados por ambas as reações
possuem evolução e magnitude distintas. Para a RSI, os deslocamentos horizontais se
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 8 de 14
desenvolvem com maior intensidade, enquanto que para a RAA, os maiores valores são
observados nos deslocamentos verticais.
A coleta de dados registrados durante o período compreendido entre 1981 e 1986
permitiu detectar a existência de um comportamento anômalo na barragem, refletindo em
um movimento horizontal não recuperável da crista. Para encontrar a causa destes
deslocamentos foram realizadas diversas atuações, como a verificação das medidas das
bases localizadas nas ombreiras e o estudo da fundação.
A Figura 7 apresenta a evolução dos deslocamentos horizontais e verticais
registrados na crista para os 7 blocos que compõem a barragem de Graus.
Figura 6 - Deslocamentos horizontais e verticais medidos na crista.
Na Figura 7 é possível observar valores elevados de deslocamentos horizontais em
vários blocos, chegando a 220 mm a montante nos blocos 4 e 5 (os de maior magnitude).
Os deslocamentos verticais consideráveis atingem elevações de 97 mm (também no bloco
5). Pode-se constatar que a magnitude do deslocamento horizontal no bloco 5 é 126%
superior ao deslocamento vertical deste bloco.
Além disso, se pode verificar a tendência de estabilização dos deslocamentos
horizontais em todas as bases aproximadamente no ano de 1999. Essa mesma tendência
de estabilização nos deslocamentos verticais não é observada, pois aproximadamente neste
mesmo ano, os movimentos se intensificam.
Observando os valores calculados (Figura 6) da evolução dos deslocamentos
verticais causados pela RSI, atuando unicamente, constata-se que eles não correspondem
ao comportamento representado pelos valores medidos na barragem (Figura 7). Este fato é
um indício que os deslocamentos verticais encontrados não podem ser atribuídos apenas a
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 9 de 14
esta reação expansiva. Desta forma é possível supor a existência de uma reação
secundária, RAA que poderia em algum momento desenvolver-se juntamente com o ataque
sulfático, justificando os deslocamentos verticias medidos na barragem.
A Figura 8 apresenta os deslocamentos horizontais e verticais medidos nas bases da
galeria da barragem.
Figura 7 - Deslocamentos horizontais e verticais medidos na galeria.
Pode-se observar na Figura 8 que os deslocamentos horizontais registrados são de
baixa magnitude e não apresentam uma clara tendência que indique movimentos não
recuperáveis. Os deslocamentos verticias, com elevações máximas compreendidas entre 4
e 12mm, apresentam movimentos não recuperáveis na galeria, percebidos, sobretudo a
partir de 1995, atingindo a magnitude de 10 mm no bloco 5 em 2011.
3.3 Microscopia eletrônica de varredura
Para comprovar a hipótese de duas reações expansivas na barragem foi realizado o estudo
com MEV, o resultado é descrito a seguir:
A Figura 9 apresenta a microscopia eletrônica de varredura de um testemunho
extraído da galeria, a amostra selecionada para a realização do ensaio estava mais
próximas à extremidade superficial do testemunho.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 10 de 14
Figura 8 – Poro com agulhas de etringita e outros produtps de precipitação.
O poro apresenta formações de agulhas, típicas do crescimento da etringita assim
como outros produtos de precipitação. A análise dos mesmos mediantes EDX mostrou uma
composição característica do gel da reação alcali-agregado.
Na Figura 10 desta amostra se evidencia presença de gel da reação álcali-silica
recobrindo a formação das agulhas de etringita (ampliações de x190, x450 e x3000). Esta
evidencia embasa a hipótese de que a reação álcali-arido tenha ocorrido após a precipitação
da etringita associada à reação sulfática interna.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 11 de 14
Figura 9 - Fossilização da etringira por parte do gel da reação álcali-agregado.
O estudo com microscopia eletrônica de varredura permitiu confirmar a presença de
duas reações de degradação no concreto da barragem de Graus, confirmando a hipótese de
que primeiro teve lugar ao ataque sulfático interno e posteriormente, teve lugar a uma
reação álcali-agregado mais lenta, esta hipótese é reforçada pelas evidências de
fossilização da etringita por parte dos produtos da reação álcali-agregado.
4. CONCLUSÕES
As principais conclusões obtidas a partir do estudo da análise dos deslocamentos e
inspeção visual são:
• Observa-se um avanço nos sintomas da degradação do concreto (largura e
comprimento das fissuras, movimentos visuais de alinhamentos, movimentos entre blocos,
etc.). As fissuras observadas podem indicar uma primeira manifestação de um processo de
reação álcali-agregado, que se desenvolvem com o tempo, cujas características são
similares às causadas por uma reação de expansão;
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 12 de 14
• Os danos se manifestam tanto em zonas de concreto massa como de concreto
armado (muretas e estruturas auxiliares), o que mostra uma potencialidade expansiva
importante;
• A coloração ocre indica que a principal causa dos danos é a oxidação de um sulfeto
de ferro, sem descartar outras expansões possíveis, não detectável a olho nu, ou porque
estão cobertas pelas evidência de reação sulfática interna;
• Os deslocamentos em montante foram detectados em um período de tempo
importante (10-15 anos) desde a execução e início das atividades da barragem, o que
parece apontar para um processo de expansão com o tempo nos materiais constituintes;
• Os deslocamentos registrados (horizontais e verticais) nos diversos blocos da
barragem ao longo dos anos, desde o início da instrumentação em 1981, mostram
inequivocadamente os movimentos não recuperáveis. Com deslocamentos horizontais da
magnitude de 220 mm a montante nos blocos 4 e 5 (blocos mais significativos) e
deslocamentos verticais de 97 mm no bloco 5. Sendo descartadas outras causas, os
movimentos não recuperáveis parecem corresponder às expansões no concreto;
• A ação do ASI está localizada principalmente em uma zona próxima jusante (região
em contato com o ar), tendendo a gerar deslocamentos horizontais de magnitude muito
superior aos deslocamentos verticais;
• O estudo com microscopia eletrônica de varredura confirma a presença de duas
reações de degradação no concreto da barragem de Graus, apresentando a fossilização da
etringita por parte dos produtos da reação álcali-agregado;
• Existem mecanismos de expansão com cinéticas distintas atuando na barragem,
uma mais rápida (ASI, responsável principalmente pelos deslocamentos horizontais) e outra
mais lenta (RAA, responsável pelos deslocamentos verticais).
5. AGRADECIMENTOS
O primeiro autor gostaria de agradecer ao CNPq - Conselho Nacional de Desenvolvimento
Científico e Tecnológico - pela bolsa concedida (processo 205215/2014-9).
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 13 de 14
REFERÊNCIAS
AGUADO, A.; CAMPOS, A.; CAVALARO, S. H. P.; CHICHÓN-PAYÁ, S.; LÓPEZ, C. M., SEGURA, I. Estudio del comportamiento de la presa de Graus. Convenio CTT-8400. Barcelona, Espanha, 2014. CAMPOS, A.; LOPEZ, C.; AGUADO, A. Análisis meso-mecánico del hormigón bajo la acción de procesos expansivos internos. XXVII Encuentro del Grupo Español de Fractura/12ª Jornadas de Fractura de SPM. Porto, Portugal, 283-288, 2010. CAÑABATE, M. Reparación de los paramentos de aguas arriba de las presas de Graus-Torán y Tavescán. Revista Cimbra, 353, Julio – Agosto, 2003. CASANOVA, I.; AGUADO, A.; AGULLÓ, L. Aggregate expansivity due to sulfide oxidation – II. Physico-chemical modeling of sulfate attack. Cement and Concrete Research, 27, nº. 11, 1627-1632, 1997. DIAMOND, S. A review of alkali-silica reaction and expansion mechanisms – 1: alkalis in cements and in concrete pore solutions. Cement and Concrete Research, 5: 329-345, 1975. GOMIDES, M. de J.; HASPARYK, N. P.; ANDRADE, M. A. S. de; BITTENCOURT, R. M. Investigação de agregados contendo sulfetos para utilização em estruturas de concreto. XXVI Seminário nacional de grandes barragens. Comitê brasileiro de barragens. Goiás, Brasil, 2005. ICOLD-CIGB Concrete Dams – Control and Treatment of Cracks – Bulletin 107 of the International Commission on Large Dams. Paris. Acessado em: maio/2015, 1997. http://www.icold-cigb.org/GB/World_register/general_synthesis.asp?IDA=206 MOURA, A. C. de. Análisis numérico de presas de hormigón bajo acciones expansivas. Barcelona: Tesis doctoral, Universitat Politècnica de Catalunya, Barcelona, Espanha, 2012. OLIVEIRA, I. Reacción sulfática interna en presas de hormigón cinética del comportamiento. Tesis doctoral, Universitat Politècnica de Catalunya, Barcelona, Espanha, 2011. OLIVEIRA, I.; CAVALARO, S. H. P.; AGUADO, A. New Unreacted-Core Model to Predict Pyrrhotite Oxidation in Concrete Dams. Journal of Materials in Civil Engineering, 25, Issue 3, 372–381, 2013.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 14 de 14
OLIVEIRA, I.; CAVALARO, S. H. P.; AGUADO, A. Evolution of pyrrhotite oxidation in aggregates for concrete. Materiales de Construcción, 64, Issue 316, 2014. PAULON, V. A. Reação Álcali-Agregado em Concreto. Dissertação (mestrado), Escola politécnica da Universidade de São Paulo, São Paulo, Brasil, 1981. SAOUMA, V.; MARTIN, R. A.; HARIRI-ARDEBILI, M. A.; KATAYAMA, T. A mathematical model for the kinetics of the alkali-silica chemical reaction. Cement and Concrete Research, 68: 184-195, 2015. SEGARRA FORADADA, J. Envejecimiento de presas por reacciones expansivas. Minor thesis, Universitat Politècnica de Catalunya, Barcelona, Espanha, 2005. ULM, F.J.; COUSSY, O.; KEFEI, L.; LARIVE, C. Thermo-Chemo-Mechanics of ASR Expansion in Concrete Structures. ASCE Journal of Engineering Mechanics, 126, n. 3, 233-242, 2000.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 14
APLICAÇÃO DO MODELO MATEMÁTICO PARA RANQUEAMENTO DE OBRAS DE ARTE ESPECIAIS DESENVOLVIDO PELO
ESCRITÓRIO MODELO DE ENGENHARIA CIVIL – EMEA/UFPR – UM ESTUDO DE CASO
Cezar Falavigna Silva (Discente de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná); [email protected]
Mauro Lacerda Santos Filho (Professor PhD., Universidade Federal do Paraná)
Resumo: O papel da engenharia civil não encerra quando uma obra é entregue, já que deve
ser garantido que a estrutura suporte as solicitações durante sua vida útil. Para isso,
algumas manutenções são necessárias a fim de garantir que a edificação consiga chegar ao
limite desse período. Porém, no Brasil, principalmente em obras públicas, isso não acontece
com a frequência devida, especialmente com Obras de Arte Especiais, ainda mais se
somado as restrições orçamentárias impostas recentemente. Portanto, criar um modelo de
ranqueamento, no qual, pode-se focar nas estruturas com as condições mais críticas, é de
suma importância para o planejamento e gestão dessas obras. Esse artigo propõe a
aplicação de um modelo matemático de avaliação desenvolvido no Escritório Modelo de
Engenharia Civil – EMEA da Universidade Federal do Paraná.
Palavras-chave: Pontes, Viadutos, Ranqueamento, Modelo Matemático.
EMEA/UFPR MATHEMATICAL RANKING MODEL FOR BRIDGES – A
CASE STUDY
Abstract: In order to reach the life span established on the beginning of the project, a
structure must go through maintenance. In Brazil, that isn’t done very often, especially on
buildings under the government jurisdiction. Some of those are bridges. If added budget
restrictions, it is very important to create a way to identify the bridges in the worst conditions,
so that the management responsible ones can plan which structures have priority on
maintenance. To do so, a ranking model is needed to rate the bridges. This article propose
an application of a mathematical evaluation model developed by the Civil Engineering Model
Office from the Paraná State Federal University.
Keywords: Bridges, Ranking model, Mathematical model.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 2 de 14
1. INTRODUÇÃO
A conservação de estruturas se faz parte essencial durante a utilização da obra.
Todas as edificações quando dimensionadas, construídas e operadas conforme normas,
possuem um período de vida útil. Em qualquer estrutura, para que esta consiga atingir esse
tempo, deve-se passar por intervenções para readequação.
Quando essa etapa é negligenciada, os custos decorrentes dessa falta de
manutenção sobem, ou seja, os gastos provenientes de manutenções preventivas são
menos onerosas que as corretivas, conforme afirma Sitter (1984), além disso o desempenho
é estendido no tempo, segundo Lichtenstein (1985).
Principalmente para a esfera pública, na qual existem restrições de orçamento, ou
ainda, existem âmbitos ou itens prioritários, no caso de mau funcionamento de uma
estrutura, isso pode acarretar em complicações financeiras, logísticas, temporais ou mesmo
de conforto que afetam muitas pessoas e setores.
Um exemplo disso seria a inoperabilidade de uma obra de arte especial (OAE).
Dessa situação já é possível prever problemas em entregas, circulação de mercadorias,
aumento dos custos de transporte, emissão de gases poluentes, tempo de viagem, ou até
mesmo, o isolamento de uma determinada região.
Por essa razão, o gerenciamento de pontes e viadutos é essencial para que a
deterioração da estrutura não atinja o ponto de impossibilitar sua operação. Decorrente
disso, um modelo de avaliação das obras precisa ser implementado a fim de saber a
situação de conservação na qual a estrutura se encontra.
2. REFERENCIAL TEÓRICO
O modelo matemático desenvolvido na Universidade Federal do Paraná (UFPR se
baseia em uma metodologia inicialmente utilizada na Áustria e Eslovênia, descritos no
relatório COST 345 (2007) [3]. Porém, os seus índices foram atualizados para as condições
brasileiras. A formulação é descrita, a seguir, pela equação 1:
Onde:
Vd = Valor do dano;
Bi = Valor associado ao tipo de dano “i” sobre a segurança e/ou durabilidade;
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 3 de 14
K1i = fator do elemento da estrutura, em função de sua importância no contexto da
estrutura como um todo;
K2i = fator indicativo da intensidade do tipo de dano “i”;
K3i = fator relativo à extensão da propagação do tipo de dano i nos elementos
inspecionados;
K4i = fator enfatizante da urgência da intervenção para o dano “i”.
Relatado no “Bulletin 243” do CEB (1998), os índices possuem um intervalo de
variação. O primeiro a ser explicado será o valor associado ao tipo de dano. Esse valor está
associado à manifestação que a obra apresenta e varia entre 1,00 e 5,00, conforme a
severidade da deterioração. Quanto mais insegurança à estrutura a manifestação patológica
gera, maior será o valor do parâmetro, como descrito na tabela 1, a seguir. Essa tabela não
ilustra todos os danos presentes no modelo, porém ilustra a variação entre os intervalos dos
valores.
Tabela 1 – Valores para o parâmetro B – manifestações patológicas
NOME B Fissura em linha vertical 3,00
Fissura em linha horizontal 3,00 Fissura próxima ao apoio com superestrutura 3,00
Fissura mapeada 3,00 Manchas de fogo 1,00
Fragmentação por fogo 2,00 Mancha de umidade 1,00
Eflorescências, com surgimento de manchas esbranquiçadas 1,00 Desgaste superficial 1,00
Corrosão da armadura (apenas mancha de corrosão) 2,00 Corrosão da armadura com desplacamento de concreto 3,00
Corrosão da armadura com desplacamento e perda de seção 4,00 Corrosão da armadura com desplacamento e rompimento da barra 5,00
Armadura exposta por deficiência de cobrimento, sem corrosão 2,00 Concreto segregado 2,00
Nicho de concretagem 2,00 Forma aderida à superfície do concreto 1,00
Desalinhamento 2,00 Deslocamento 2,00 Falta de prumo 2,00
Deslizamento gerando esforços imprevistos 3,00 Recalque do aterro de aproximação 3,00
Obstrução, sem causar esforços imprevistos 2,00 Abertura excessiva 2,00
Recapeamento irregular 2,00 Desnível 3,00
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 4 de 14
NOME B Inexistência de drenos 2,00 Entupimento de drenos 2,00
Deficiência nas pingadeiras e buzinotes 2,00 Buraco 3,00
Desgaste 1,00 Choque de veículos 3,00
Guarda-corpo rompido ou inexistente 2,00 Ausência de passeio em área urbana 2,00
Transição perigosa (sem acostamento) 2,00 Barreira não padronizada 2,00
Vegetação incrustada 1,00 Corrosão em elementos metálicos 3,00
Corrosão em elementos metálicos com perda de seção 4,00
O segundo parâmetro é o K1, referente ao elemento no qual a manifestação
patológica se encontra. Assim como o B, algumas partes constituintes da obra de arte
especial possuem pesos maiores do que outros. Esse valor varia de 0,10 até 0,60 ilustrado
abaixo (Tabela 2). Essa mostra, parcialmente, os pesos dos elementos disponíveis no
modelo.
Tabela 2 – Valores para o parâmetro K1 – elemento estrutural
NOME K1 Laje de concreto armado 0,40
Laje de concreto protendido 0,40 Ponte em laje de concreto armado 0,60
Ponte em laje de concreto protendido 0,60 Travessa de concreto armado 0,40
Travessa de concreto protendido 0,40 Viga de concreto armado 0,60
Viga de concreto protendido 0,60 Viga metálica 0,60
Viga caixão de concreto armado 0,60 Viga caixão de concreto protendido 0,60
Viga caixão metálica 0,60 Transversina portante de concreto armado 0,30
Transversina portante de concreto protendido 0,30 Transversina de ligação de concreto armado 0,20
Pilar em colunas de concreto armado 0,40 Pilar parede de concreto armado 0,40
Contraventamento de pilar de concreto armado 0,40 Aparelho de apoio de neoprene fretado 0,40
Aparelho de apoio de teflon 0,40 Aparelho de apoio de rolo metálico 0,40
Aparelho de apoio de pot bearing fixo 0,40 Aparelho de apoio de freyssinet 0,40
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 5 de 14
NOME K1 Articulação metálica 0,40
Dente Gerber de concreto armado 0,60 Dente Gerber metálico 0,60
Encontro – Parede frontal de concreto armado 0,10 Encontro – Parede lateral e vigas de concreto armado 0,20
Encontro – Laje de concreto armado 0,10 Encontro – Cortina de concreto armado 0,20
Muro de arrimo de concreto 0,40 Muro de terra armada 0,30
Talude revestido em concreto 0,40 Estaca de concreto armado 0,40
Estaca metálica 0,40 Bloco de concreto armado 0,40
Tubulão de concreto armado 0,40 Junta de dilatação elastomérica 0,20
Pavimento asfáltico 0,20 Pavimento de concreto 0,20
Calçada de concreto armado 0,20 Barreira 0,10
Defensa metálica 0,10 Guarda rodas 0,10
Guarda corpo de concreto armado 0,10 Guarda corpo metálico 0,10
Operação 0,20 Drenagem 0,20 Sinalização 0,10
Reforço de viga – Armadura principal passiva 0,60 Reforço de viga – Cabo de proteção externo 0,60
Reforço de pilar – Encamisamento 0,40 Aterro de acesso 0,20
Laje de aproximação 0,20 Treliça de concreto armado 0,50
A seguir, o índice K2 refere-se à intensidade do dano, ou seja, se a manifestação
abrange uma área grande ou pequena de um determinado elemento. Esses valores
possuem um intervalo entre 0,50 ou 2,00, conforme ilustra o “Bulletin 243” do CEB (1998).
Tabela 3 – Valores para o parâmetro K2 – intensidade da manifestação patológica
TIPO GRAU CRITÉRIO K2 0 Insignificante Dano irrelevante, em menos de 3% da área
total do elemento 0,00
I Pequeno Dano pequeno, entre 3% e 10% da área total do elemento
0,50
II Intermediário Dano intermediário, confiando em uma área entre 10% a 25% total do elemento
1,00
III Grande Dano grande, de 25% a 75% da área total do 1,50
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 6 de 14
TIPO GRAU CRITÉRIO K2 elemento ou em muitos lugares de um
elemento estrutural IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área
de um elemento, mais de 75% da área total do elemento
2,00
Os valores de K3 são associados à extensão de propagação dos danos em todos os
elementos com a mesma caracterização. A variação desse parâmetro é de 0,5 a 2,00,
conforme designado na tabela 4, a seguir:
Tabela 4 – Valores para o parâmetro K3 – extensão da propagação do dano
CRITÉRIO K3 Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50 Dano aparece entre 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00 Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE 1,50
Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE 2,00
Por último, os valores representativos de K4 variam entre 1,00 e 5,00 e esse índice
está associado à intervenção dos danos apresentados, a seguir, na tabela 5:
Tabela 5 – Valores para o parâmetro K4 – urgência de intervenção no dano
CLASSIFICAÇÃO CRITÉRIO K4 Não urgente Dano aparece em menos de 10% dos elementos
estruturais da OAE 0,50
Dano a reparar Dano aparece entre 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE
1,00
Reparo imediato Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE
1,50
Limitação de carga Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE
2,00
No entanto, somente analisar as obras pelas manifestações que apresentam não
uniformizaria a avaliação, já que obras com maior metragem podem, ou pelo menos,
possuem mais elementos e área total para apresentar danos. Além disso, diferentes
morfologias apresentam pesos diferentes para os elementos, o que não deixa homogênea a
avaliação.
Deve-se então aplicar um modelo relativo para considerar a forma da estrutura. Para
isso, o valor oriundo do somatório dos produtos (Vd) é dividido por um valor de referência
(Vd,ref). Esse valor de referência é gerado pegando todos os danos que podem ocorrer na
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 7 de 14
obra, multiplicados pelos valores máximo de intensidade e extensão (K2=K3=2,00) e pelo
valor unitário de urgência (K4=1,00). Assim é possível gerar o índice de performance,
ilustrado pela equação 2 abaixo:
Onde:
Vd = valor do dano;
Vd,ref = Valor de referência;
Ip = índice relativo.
3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
A obra na qual foi aplicado o modelo, é uma ponte de 240,00 metros de extensão e
13,40 metros de largura. Ela possui um traçado curvo em um trecho e ortogonal sobre o leito
do rio, além de greide plano, com gabarito de 30 metros entre pilares e 8 metros até o banzo
inferior da viga. As lajes são em concreto armado, assim como os pilares. A estrutura
contava com 24 pilares sendo que 16 em terra e oito no leito do reio. As dimensões entre
um tipo e outro eram diferentes entre si, isso por conta do menor vão livre, nesse caso, 16
metros aproximadamente, para os em solo. Havia na obra 24 contraventamentos de pilares
e 12 blocos em concreto armado.
Na região de transposição do rio, aonde o vão era de 30 metros, as vigas foram
reforçadas com um caixão metálico treliçado. Este ajuda a resistir à torção ocasionado pelo
carregamento oriundo dos veículos circulando em somente uma faixa de tráfego. Além
disso, suas extremidades (encontros) possuíam contenções de cortinas atirantadas.
O tabuleiro possuía pavimento asfáltico que totalizava 8,20 metros, protegidos com
barreiras New Jersey, que separavam as faixas de tráfego do passeio. Este possuía guarda-
corpos eram metálicos. Na interface entre o aterro de acesso e a ponte existiam juntas
elastoméricas, além de mais duas para dilatação no decorrer da estrutura. A OAE também
possuía aparelhos de apoio em articulações metálicas e em neoprene fretado.
Essa descrição da morfologia é importante, pois como a nota da obra é dada em
virtude de um índice relativo, o valor de referência vai englobar todos os elementos da
estrutura, ou seja, o não cadastramento de algum item gera uma nota que não é acurada. A
tabela 6 ilustra todos os elementos presentes na obra:
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 8 de 14
Tabela 6 – Morfologia da obra analisada
Quantidade Elemento 1 Sinalização 1 Operação 2 Aterro de acesso 1 Drenagem 4 Defensa metálica 12 Bloco de concreto armado 3 Laje de concreto armado 2 Viga de concreto armado 24 Contraventamento de pilar de concreto armado 24 Pilar em colunas de concreto armado 1 Viga metálica 24 Aparelho de apoio de neoprene fretado 8 Articulação metálica 2 Encontro – Parede Frontal de concreto armado 2 Muro de arrimo de concreto 2 Junta de dilatação elastomérica 1 Pavimento asfáltico 2 Calçada de concreto armado 2 Guarda corpo metálico 64 Estaca metálica 49 Transversina portante de concreto armado 2 Barreira
Para auxiliar na inspeção é desenhado um croqui dos perfis longitudinal, transversal
e vista superior, no qual é inserido o croqui de fotos, já que cada manifestação cadastrada
deve possuir uma foto associada. A seguir, é ilustrado uma foto do perfil longitudinal (Fig. 1)
e os croquis da respectiva OAE (Fig. 2 e 3).
Figura 1 - Foto do trecho sobre o rio da obra de arte especial analisada. Fonte: Acervo EMEA/UFPR.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 9 de 14
Figura 2 - Croqui do perfil longitudinal da obra de arte especial analisada. Fonte: Acervo
EMEA/UFPR.
Figura 3 - Perfil do croqui fotográfico da obra de arte especial analisada. Fonte: Acervo EMEA/UFPR.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Antes da aplicação do modelo matemático desenvolvido no EMEA/UFPR, é também
preenchido uma ficha de avaliação conforme estabelece o DNIT 010/2004 – PRO, ilustrado
a seguir. Percebe-se que nessa avaliação, não existe uma discretização das manifestações,
onde estão alocadas especificamente e seus respectivos tamanhos, ou seja, a nota fica
totalmente dependendo somente da experiência do inspetor. Nesse modelo, a nota técnica
da OAE é definida pela pior nota atribuída aos grupos apresentados. A figura 4 é referente à
ficha de inspeção utilizada para o método descrito, preenchida com valores para a ponte do
estudo.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 10 de 14
Figura 4 - Ficha de inspeção DNIT 10/2004 - PRO. Fonte: Acervo EMEA/UFPR.
O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR procura descrever melhor a manifestação,
além de possuir pesos conforme descrito anteriormente, a deterioração é alocada a um
elemento específico e não a família de elementos, como faz a inspeção sugerida pelo DNIT
010/2004. No relatório gerado, é apresentado a foto da manifestação além da identificação
de qual elemento, a dimensão e reparo dentro das classificações da metodologia
anteriormente descrita, além do tamanho da respectiva manifestação. A seguir, é ilustrado
como fica a descrição da manifestação (Fig. 5 a 7).
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 11 de 14
Figura 5 - Apresentação da manifestação potológica - eflorescências - no relatório. Fonte: Acervo
EMEA/UFPR.
Figura 6 - Apresentação da manifestação patológica - mancha de umidade - no relatório. Fonte:
Acervo EMEA/UFPR
Figura 7 - Apresentação da manifestação patológica - corrosão - no relatório. Fonte: Acervo
EMEA/UFPR.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 12 de 14
A seguir, é ilustrado a figura 8, que indica a aplicação do modelo matemáticos nos
elementos (parâmetros) e, em seguida, o índice relativo da OAE analisada:
Figura 8 - Apresentação do relatório da aplicação do modelo matemático EMEA/UFPR sobre a
estrutura. Fonte: EMEA/UFPR.
Com essas manifestações, o índice base da ponte (somatório dos valores de
referência) ficou em 750, já o índice de performance é o somatório dos itens em negrito na
figura anterior. Esse valor ficou igual a 15,75. Fazendo a divisão de um pelo outro, obtém-se
o índice relativo que nesse caso ficou igual à 0,0210.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 13 de 14
5. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
Aplicando-se o modelo desenvolvido na UFPR, percebe-se que esse gera
informações mais detalhadas que o a inspeção proposta pelo DNIT 010/2004 PRO. Ao se
agrupar os elementos em famílias (laje, vigamento principal, mesoestrutura, infraestrutura e
pista/acesso) as informações específicas de cada elemento ficam perdidas, pois essas ficam
macro avaliadas. A inspeção também gera como nota para a OAE, a pior avaliação dos
itens descritos na ficha, não possibilitando saber o real estado da estrutura.
O modelo do EMEA/UFPR não tem esses problemas, pois cada elemento é avaliado,
sendo a nota gerada por parâmetros estabelecidos e não apenas pela subjetividade de
quem inspeciona. Outra vantagem, é que, decorrente do índice relativo, as notas podem ser
mais bem diferenciadas. Ou seja, duas estruturas podem ter nota técnica igual na inspeção
do DNIT (por exemplo, 4) porém no modelo do EMEA/UFPR será muito difícil as notas
serem exatamente iguais, visto a inspeção e nota ser atribuída utilizando todos os
elementos.
Com essa avaliação mais minuciosa, caso uma recuperação seja feita na obra, é
possível gerar orçamentos bem mais precisos, já que os danos estão cadastros por
elemento estrutural e por meio de uma medida, assim o responsável consegue estimar com
mais precisão o gasto que terá no reparo.
Com o avanço da tecnologia BIM, informações cada vez mais precisas são
essenciais para os parâmetros que os programas envolvidos utilizam. Portanto, modelar
uma estrutura locando exatamente onde se encontra cada manifestação, torna-se de grande
valia ao arquétipo de informações, já que se pode assim otimizar custos e prazos para a
manutenção. Nisso, podem ser feitos estudos do qual analisem os efeitos dos danos sobre
várias frentes, como estrutural, de manutenção, de cronograma para os reparos, partindo
sempre da ponte no pior estado, que é gerado pelo modelo de ranqueamento.
Exponha nesta seção as conclusões e/ou as considerações a respeito do seu trabalho.
Devem ser claras e objetivas.
REFERÊNCIAS
COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça, 1998.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 14 de 14
DEPARTAMENTO NACIONAL DE INFRAESTRUTURA DE TRANSPORTES. DNIT 010/2004 – PRO: Inspeções em pontes e viadutos de concreto armado e protendido. Rio de Janeiro, 2004.
EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures, 2007 .Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016.
LICHTENSTEIN, Noberto B. Procedimento para formulação de diagnósticos de falhas e definição de conduta adequada à recuperação de edificações. Dissertação – Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, p. 191. São Paulo, 1985.
SITTER, W.R. Costs for Service Life Optimization. The “Law of Fives”. CEB-RILEM Durability of Concrete Structures, 1984
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 16
MODELO MATEMÁTICO DE RANQUEAMENTO: AVALIAÇÃO DA EROSÃO NOS PILARES DE PONTES
Cezar Falavigna Silva (Discente de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná); [email protected].
André Luiz Tonso Fabiani (Professor Dr., Universidade Federal do Paraná).
Resumo: Ao se conceber uma obra de arte especial (OAE), muitos aspectos devem ser
levados em consideração em seu projeto, construção e manutenção. O pior cenário para
essa estrutura é seu colapso, pois assim ela pode isolar pessoas e áreas, aumentar custos
e tempo de viagens, atrasar a entrega de bens e serviços. Uma das maiores causas das
quedas de pontes são falhas nos pilares devido aos efeitos de erosão gerados pelo
escoamento do rio. Esse enfoque na manutenção dessas estruturas muito vezes não é
levado em consideração, por isso é necessário incrementá-la em um modelo de avaliação
de obras de arte especiais que já avalie a estrutura como um todo. Esse artigo propõe a
análise utilizando o modelo desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil (EMEA)
da Universidade Federal do Paraná (UFPR). Trabalho publicado no 2º Simpósio Paranaense
de Patologia das Construções
Palavras-chave: Obras de arte especiais, Modelo matemático, Erosão.
MATHEMATICAL RANKING MODEL: BRIDGE SCOUR EVALUATION
Abstract: From the project, construction and operation of a bridge the worst scenario that
can happen is the structure failure. Without the bridge, travels will be longer, costs will be
higher, goods and services will be delayed, and even an area can become isolated until it’s
reconstruction. One of the main reasons of bridge failures are due to pier scour caused by
the river the structures are design to transpose. Usually, the bridge maintenance doesn’t
consider this effect, that’s why it is necessary to add this analysis to an evaluation model.
This article proposes a way to investigate the scour and how to implement it to the
mathematical evaluation model developed by Paraná State Federal University (UFPR) Civil
Engineering Model Office (EMEA).
Keywords: Bridges, Scour, Mathematical model, Piers.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 2 de 16
1. INTRODUÇÃO
O maior problema que pode ocorre com uma ponte é seu colapso, já que isso pode
ocasionar na malha rodoviária ou ferroviária viagens ficarem mais longas, custos mais caros
e até mesmo isolar uma região de receber bens e serviços.
Wardhana e Hadipriono (2003) estudaram aproximadamente 500 obras que, durante
o período de 1989 e 2000, ruíram nos Estados Unidos, e percebeu-se que quase 53% dos
colapsos foram por inundações e erosão. Itens como sobrecarga e impacto de
embarcações, caminhões ou trens somaram 20%. Chang (1973) realizou um estudo
envolvendo 383 falhas, dos quais 24,5% foram relacionados aos pilares e 71,8% aos
encontros, sendo os motivos das quedas divididos em 38,8% para deficiências no canal,
29,6% à mudança vigorosa do escoamento, 20,0% ocasionado por detritos e somente 4,7%
decorrentes de problemas estruturais.
Por esses motivos, analisar a vulnerabilidade das pontes em relação à parte
hidráulica precisa ser incrementado em um modelo de avaliação global da estrutura. O
modelo matemático escolhido foi o desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil
– EMEA da Universidade Federal do Paraná foi o escolhido.
2. REFERENCIAL TEÓRICO
2.1 Modelo matemático de avaliação - EMEA/UFPR
O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR foi baseado em uma metodologia aplicada
na Eslovênia e Áustria e originalmente descrito no COST 345 do CEB. Ele consiste em
ponderar sobre os seguintes parâmetros, dano, elemento estrutural, intensidade do dano,
extensão da propagação nos elementos e urgência de reparo conforme ilustra a equação 1.
Onde:
Vd = valor do dano;
Bi = Valor associado ao tipo de dano “i” sobre a segurança e/ou durabilidade;
K1i = fator do elemento da estrutura, em função da sua importância no contexto da
estrutura como um todo;
K2i = fator indicativo da intensidade do tipo de dano “i”;
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 3 de 16
K3i = fator relativo à extensão da propagação do tipo de dano “i” nos elementos
inspecionados; e
K4i = fator enfatizante da urgência de intervenção para o dano “i”.
Segundo o “Bulletin” 243 do CEB, cada um desses índices possue um intervalo de
valores nos quais se enquadram, resumido para cada na tabela 1.
Tabela 1: Intervalo de variação dos parâmetros do modelo EMEA/UFPR
Parâmetro Intervalo
B – tipo de dano (manifestação patológica) 1,00 a 5,00
K1 – fator do elemento da estrutura 0,10 a 0,60
K2 – fator indicativo da intensidade do dano 0,00 a 2,00
K3 – fator relativo à extensão da propagação do dano 0,50 a 2,00
K4 – fator enfatizante da urgência da intervenção 1,00 a 5,00
Entretanto, gerar uma avaliação se limitando apenas aos valores dos índices é
errôneo para comparações, pois as pontes possuem diferentes morfologias. Um exemplo, é
a comparacação de uma OAE multivigas com uma de viga caixão, a primeira apresenta, no
mínimo, mais que duas vigas enquanto a outra apresenta uma, resultando em notas
diferentes.
Para não existir esse problema, o resultado dos parâmetros deve ser divido por um
valor de referência, assim obtém-se um índice de performance. O valor de referência é
atribuído a todos os danos que podem ocorrer na estrutura, multiplicados pelos valores
máximos de intenside e extensão e pelo valor unitário de urgência (K4 = 1,00). O índice de
performance é equacionado a seguir (Eq. 2):
Onde:
Ip = índice de performance;
Vd = Valor do dano; e
Vd,ref = valor de referência.
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Explanado sobre o modelo de avaliação desenvolvido no EMEA/UFPR, parte-se para
incrementar a análise hidráulica nesse. Esta é importante ser analisada em três quesitos, o
acréscimo de força horizontal nos pilas devido o acúmulo de detritos, se o gabarito é
suficiente para o escoamento do rio, e o objetivo deste artigo que é a erosão nos pilares de
pontes.
2.2 Análise da segurança hidráulica no modelo EMEA/UFPR – Erosão nos pilares
Como citado anteriormente, a avaliação dos quesitos hidráulicos será feita em três
partes, porém nesse artigo só será relatado a erosão nos pilares. Inicialmente será descrito
como é feita a ponderação da análise e seu embasamento teórico, em seguida, é explanado
como aplicar o diagnóstico no modelo matemático do EMEA/UFPR.
Pinto (1961) afirma que com a implantação dos pilares ou estacas das pontes, a
contração da seção provoca um aumento da velocidade média e da turbulência do
escoamento, resultando em uma escavação do leito nas imediações da estrutura. Existem 3
tipos de escavação, erosão do leito, erosão geral ao longo da seção, e o objeto de estudo
desse artigo, erosão local. Esta é provocada pelas alterações do movimento junto aos
pilares ou encontros da ponte.
O fenômeno não apresenta maior importância no caso de estruturas assentadas em
rocha, porém é comum em rios encontrar material erodível em uma camada espessa o que
tornaria economicamente inviável estendê-la até o leito rochoso.
Segundo Tozzi e Ota (2000), o perfeito conhecimento do fenômeno de erosão
provocado por pilares de ponte exige a compreensão das características hidráulicas do
escoamento ao redor do obstáculo.
A natureza do fenômeno, no qual, estão presentes correntes secundárias, zonas de
separação, vórtices, e outros, é extremamente complexo e de difícil tratamento matemático.
Por isso, torna-se necessário a realização de estudos teóricos e, principalmente, de estudos
experimentais para a quantificação do fenômeno.
A principal finalidade de estudar o processo erosivo ao redor de pilares de ponte é
obter a previsão máxima da erosão provocada pelas condições de escoamento. A
profundidade, devido ao fato de exercer influência na estabilidade estrutural da OAE, possui
maior importância e por isso, deve-se correlacionar os parâmetros de escoamento a essa
variável.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 5 de 16
Segundo Ota e Tozzi (2000), a profundidade de erosão (ys) depende de variáveis
que caracterizam o fluido (�, �), do material do fundo (d, �s), do escoamento (yo, U) e do
pilar da ponte (b), conforme ilustrado:
ys = f(�, �, g, d, �s, yo, U, b) (3).
A expressão por ser reescrita admensionalmente como:
Ou ainda:
Com � = �s – 1 e v* = (g.yo.S)1/2, sendo:
ys = profundidade de erosão;
b = dimensão característica do pilar;
v* = velocidade de corte;
� = densidade do fluido;
� = viscosidade cinemática do fluido;
g = aceleração da gravidade;
d = dimensão característica do material sólido;
�s = densidade do material sólido;
yo = profundidade do escoamento;
U = velocidade média do escoamento;
� = densidade relativa do material sólido; e
S = declividade da linha de energia.
A orientação do pilar é um parâmetro adicional a ser considerado na determinação da
profundidade de erosão (ys). Esta pode ser calculada de duas maneiras conforme o material
de fundo, se existir ou não o transporte de partículas. Primeiramente será descrito com a
inexistência do transporte.
2.2.1 Efeito da distribuição da dimensão do sedimento – K�
A figura 1 resume os resultados obtidos por Raudkivi (1991) para a profundidade
máxima de escavação em relação ao diâmetro do pilar (ys/b) como função das
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características representadas por �/d50, onde � (sigma) é o desvio padrão da distribuição da
dimensão do grão e d50, o diâmetro médio da partícula.
Figura 1 – Resultados da profundidade máxima de escavação em relação ao diâmetro do pilar (ys/b).
Fonte: Raudikivi (1991)
Percebe-se que a máxima profundidade obtida para material uniforme (� = 0),
considerando d > 0,7 mm, leva à relação ys/b = 2,1 a 2,3. Assim, se adota a expressão geral
igual a (Eq. 6):
À medida que o desvio padrão aumenta (�), os grãos maiores formam uma camada
protetora (“armouring”) no leito de montante. Existe um valor crítico para �/d50, no qual essa
camada pode ser obtida no leito plano, mas não no local onde é escavado, no qual as forças
sobre os grãos são maiores decorrente do aumento da agitação turbulenta. Percebe que
para areia, cujo d50 = 0,55 mm, a profundidade máxima foi igual a 2,1 e aumentando o valor
de �/d50, o ys/b cai para até 0,3. Portanto existe influência do desvio padrão
(granulometria), que é considerado na abaixo (Eq. 7):
K� pode ser obtido segundo o gráfico (Fig. 2) a seguir:
���������������
������ ����������������
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Figura 2 – Efeito da distribuição da dimensão do sedimento – K�. Fonte: Raudikivi (1991)
2.2.2 Efeito das dimensões do pilar e do sedimento – K(b/d50)
As dimensões do pilar e do sedimento modificam o desenvolvimento e a
profundidade de estabilização da erosão. Por isso, a relação ys/b deve ser corrigida, isso é
feito pelo parâmetro K(b/d50) ilustrado na figura 3, a seguir.
Figura 3 – Efeito das dimensões do pilar e do sedimento – K(b/d50). Fonte: Raudikivi (1991)
Os efeitos da erosão são cumulativos, por esse motivo ilustra-se, até agora, como expressão geral (Eq. 8), o seguinte:
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2.2.3 Efeito da profundidade do escoamento – Kd
Segundo Raudkivi (1991), o escoamento tri-dimensional ao longo do pilar impede
determinar analiticamente o efeito da profundidade do escoamento (yo) sobre a
profundidade da erosão (ys). No entanto, Ota e Tozzi (2000) ressaltam que observações
mostram que:
• Para escoamentos de baixa profundidade, ys cresce com yo;
• Para escoamentos de maior profundidade, ys praticamente independe de yo.
A correção de ys/b devido a esse efeito é feito pelo parâmetro Kd, obtido pela figura
4, a seguir. Nota-se que quanto mais fino o sedimento relativamente à dimensão do pilar,
menor é a faixa de influência da profundidade do escoamento.
Figura 4 – Efeito da profundiade do escoamento – Kd. Fonte: Raudikivi (1991)
2.2.4 Efeito do alinhamento do pilar – K�/
O alinhamento ao escoamento da forma do pilar, a exceção dos cilíndricos, altera
fortemente a profundidade da erosão, já que esta é função da dimensão normal à corrente.
Conforme o ângulo de ataque aumenta, o ponto da máxima profundidade se move ao longo
do lado exposto do pilar em direção a sua parte final. O ângulo de ataque depende da
relação entre comprimento e da largura do pilar. A figura 5, a seguir, ilustra o parâmetro K�,
função do ângulo (�) de ataque e relação l/b (comprimento/largura), onde K� irá corrigir o
ys/b.
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Figura 5 – Efeito do alinhamento do pilar – K�. Fonte: Raudikivi (1991)
2.2.5 Efeito da forma do pilar – Ks
O efeito da forma do pilar é levado em consideração no Ks. Esse método é
aproximado, visto que existe uma enorme variedade de formas de pilar, além do fato que
essa forma pode ser alterada pelo acúmulo de material a montante durante enchentes ou
trazidos pelo escoamento. Para pilares alinhados (perpendicular ao escoamento) com o
escoamento, os valores de Ks estão disponibilizados no quadro abaixo.
Figura 6 - Efeito da forma do pilar - Ks. Fonte: Autores adaptado Raudikivi (1991)
Forma do pilar b/l b’/l’ Ks Cilíndrico 1,0 Retangular 1:1 1,22 1:3 1,08 1:5 0,99 Retangular com face semicircular 0,90 Semicircular com final em cunha 0,86 Retangular com cantos chanfrados 1,01 Retangular com face em cunha 1:2 0,76 1:4 0,65
Elípctico 1:2 0,83 1:3 0,80 1:5 0,61 Lenticular 1:2 0,80 1:3 0,70 Aerodinâmico 1:3,5 0,80
Portanto, deve-se multiplicar o alinhamento pela forma afim de se o efeito dos pilares
sobre a erosão, na equação 9, a seguir, o alinhamento será admitido como K� e a forma
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como Ks. Com esses parâmetros estabelecidos é possível representar a equação de ys/b
por (Eq. 9):
Onde:
ys/b = profundidade máxima de erosão;
K� = coeficiente para o efeito da distribuição da dimensão do sedimento;
K(b/d50) = coeficiente para o efeito das dimensões do pilar e do sedimento;
Kd = coeficiente para o efeito da profundidade de escoamento;
K� = coeficiente para o efeito do alinhamento do pilar; e
Ks = coeficiente para o efeito da forma do pilar.
2.2.6 Existência de transporte de material do fundo (“Live-Bed Scour”)
Com o transporte de material do fundo, o sedimento que vem de montante atinge o
buraco da escavação e sai novamente. As características da escavação junto ao pilar para
ambos os casos de inexistência (clear water scour) e existência (live-bed scour) de
transporte de material do fundo estão descritos na figura 7, a seguir (considerando o efeito
da distribuição granulométrica). O símbolo Uc representa a velocidade crítica para o início
do transporte do sedimento, ou seja, na figura 7 são ilustradas quantas vezes a mais a
velocidade é superior ao início de transporte.
Figura 7 - Características da escavação junto ao pilar. Fonte: Raudikivi (1991)
É possível abordar seguintes constatações da figura:
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• A curva superior representa o sedimento uniforme, nela verifica-se que a
profundidade de erosão decresce do valor de pico conforme a relação U/Uc
aumenta, atingindo um valor máximo entre 1,5 e 2,0. Com o aumento de U/Uc, a
profundidade atinge um novo pico denominado “transition flat bed peak”;
• O efeito da distribuição do tamanho do sedimento sobre a profundidade de erosão
ainda é objeto de estudo. Ota & Tozzi (2000) ressaltam que uma conclusão
simplificadora do processo é que se todos os grãos estão em movimento, a
profundidade de erosão no trecho correspondente ao “transition flat bed peak” é
pouco afetada. Ela é válida desde que os grãos de maiores dimensões em transporte
tenham diâmetros menores que 10% do diâmetro do pilar e que o escoamento
permaneça subcrítico (fluvial). De modo geral, esse efeito parece ser desprezível
para �g menor que 2 e a profundidade de erosão segue aproximadamente a curva
do sedimento uniforme.
Para variações superiores do tamanho do sedimento, a erosão para condição U/Uc =
1,0 é corrigida pelo fator K� (figura 2), com o valor de Uc calculado em função do diâmetro
d50.
O início do transporte do sedimento sobre um leito composto de sedimento não
uniforme marca o início do processo de “armouring” da superfície do leito. O “armouring”
provoca o aumento do valor da velocidade de corte que a superfície do leito pode resistir e a
profundidade local de erosão aumenta até o limite da velocidade de corte (U*ca) ou
velocidade média (Uca) da camada de “armour” do sedimento. Para esse valor de Uca, a
profundidade de erosão atinge um pico mais baixo, devido ao montante de sedimento em
transporte. Ultrapassando esse valor, a camada de superfície do leito é erodida, o transporte
de sedimento aumenta rapidamente, conduzindo a uma redução de profundidade de erosão.
Na sequência, a profundidade de erosão aumenta novamente com o aumento da tensão
tangencial aplicada a condição de “transition flat bed peak”. A velocidade crítica sobre uma
camada de armouring, Uca, pode ser estimada pelo diâmetro d50 dessa camada, denominado
d50a. O valor máximo de d50a é:
d50a = dmax/1,8
No qual dmax é o diâmetro máximo do material do leito. O valor de d50a permite o cálculo de U*ca pelo critério de Shields (Eq. 10):
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A velocidade média crítica correspondente, obtida pela expressão (Eq. 11):
O processo de estimativa da profundidade local de erosão em um pilar de ponte,
para os casos de existir ou não o transporte de sedimento, encontra-se resumido, no
fluxograma sequente (Fig. 8).
Figura 8 – Fluxo para estimativa da profundiade local de erosão. Fonte: Raudikivi (1991)
ys = X.Ks.K�.K(b/d50).Kd.b
K� da figura 2
Se Uc < U < 4Uc
= X
Estimado na figura 7.
Se U > 4Uc
� 2,3
Fator do formato do pilar – Ks. Figura 6.
Fator do alinhamento do pilar – K�. Figura 5.
Fator do efeito da dimensão do pilar e do sedimento K(b/d50). Figura 3 para b/d50 <50.
Fator do efeito profundidade do escoamento– Kd. Figura 4
ys = 2,3.Ks.K�.K(b/d50).Kd.b
Determinar curva granulométrica do sedimento. Determinar o limite para o transporte de transporte de partículas d50, u*c ou Uc
U*c(d50)�u*
Sem transporte de sedimento U*c(d50) � u*
Com transporte de sedimento u* > u*c ou U > Uc
Equação 7:
� 2,3.K�
Fator do formato do pilar – Ks. Figura 6.
Fator do alinhamento do pilar – K�. Figura 5.
Fator do efeito da dimensão do pilar e do sedimento K(b/d50). Figura 3 para b/d50 <50.0
Fator do efeito profundidade do escoamento– Kd. Figura 4
ys = 2,3.Ks.K�.K(b/d50).Kd.b
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3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
Para inserir no modelo EMEA/UFPR a erosão, inicialmente, deve-se estabelecer um
valor para a manifestação patológica, B. Como não existe esse dano na avaliação, o mesmo
foi comparado com dois outros similares “Descalçamento” e “Exposição das estacas”, que
possuem B iguais a 2,00 e a 3,00 respectivamente. Como exposição das estacas é mais
danoso e também as estacas podem estar expostas submersas, por isso adotou-se para
erosão nos pilares o valor dessa avaria.
Porém, após explicar a análise falta aplicar no modelo do EMEA/UFPR.
Inicialemtente deve ser elencado o valor para o K1, no caso a segurança hídrica, que
comparado com outras manifestações do modelo adotou-se 0,40.
Para se estabelecer o K2 deve-se utilizar a seguinte formulação, no qual, é feita a
relação entre a profundidade de erosão obtida em fórmula e dividida pela profundidade do
canal (Eq. 12). O resultado obtido deve ser comparado com a tabela para obter o K2.
Tabela 2 - Intervalo de valores para o K2 – Intensidade do dano
Tipo Grau Critério Intervalo
0 Insignificante Dano irrelevante 0,00
I Pequeno Dano pequeno, em menos de 10% da área total do elemento. 0,50
II Médio Dano intermediário, confinado em uma área pequena de 10% a 25% da área total do elemento. 1,00
III Grande Dano grande, de 25% a 75% da área total do
elemento, ou em muitos lugares de um elemento estrutural.
1,50
IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área de um elemento, mais de 75% da área total do elemento. 2,00
A extensão de propagação do dano, da erosão é obtida pela tabela 3, a seguir:
Tabela 3: Intervalo de valores para o parâmetro K3 – extensão de propagação
Critério K3
Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50 Dano aparece ente 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00 Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE 1,50 Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE 2,00
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Como os pilares fora da água não podem sofrer esse tipo de erosão, eles são
descartados na análise, sobrando somente os que estão imersos na água. Destes, os que
estão próximos das margens possuem menor influência dos que estão no talvegue do rio,
isso devido ao fato que próximo das margens as velocidades de escoamento são menores.
Por essa razão, esses pilares marginais devem ser minorados. Isso será feito da seguinte
maneira (Eq. 13 e 14):
P = percentual de pilares nas margens do rio;
n’ = número de pilares nas margens do rio;
n = número total de pilares na água.
P’ = percentual minorado dos pilares das margens do rio;
n’ = número de pilares nas margens do rio.
Esse percentual, no entanto, é para todos os pilares, se faz necessário achar um
valor individual para os pilares (Eq. 15).
P’ind = percentual individual do pilar nas margens do rio
P’ = percentual minorado do pilar nas margens do rio
n’ = número de pilares nas margens do rio
Disso, pode-se calcular o percentual majorado dos outros pilares imersos na região
central do rio (Eq. 16) e consequentemente o valor individual desses (Eq. 17).
Pª = percentual majorado dos pilares imersos na região central do rio
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Pª = percentual majorado individual do pilar imerso na região central do rio
Para a determinação do K3, basta somar os percentuais dos pilares que estão
sofrendo erosão e comparar com a tabela de valores de K3.
Os valores associados à urgência da intervenção são apresentados abaixo. O dano é
classificado de acordo com a tabela 4, a partir da avaliação do inspetor e das condições
existentes. Como fatores importantes de análise das condições existentes, recomenda-se ao
inspetor observar se a estrutura é isostática ou hiperestática, o comprimento do vão, o
número de vãos na sobre a água, se o leito é móvel e se for possível, comparar o perfil do
projeto a fim de checar se a profundidade está atingindo a fundação. Este último é o
principal, porém nem sempre existe o projeto à disposição para análise.
A partir das informações disponíveis, pode-se atribuir a urgência de reparo conforme
a tabela a seguir (Tabela 4):
Tabela 4: Intervalo de valores para o parâmetro K4 – urgência de intervenção
Classificação Intervalo K4 Não urgente Intervenção não urgente, pois o dano não interfere na
utilização e capacidades da OAE, também não altera a sua durabilidade.
1,00
Dano a reparar Dano deve ser reparado em período não maior que 5 anos, para garantir a servicibilidade e não compremeter a
durabilidade.
2,50
Reparo imediato Reparo imediato, pois o dano já está comprometendo a utilização da OAE, com risco às pessoas.
4,00
Limitação de carga Limitação de carga, interrupção de tráfego e escoramento imediato deve ser feito, além do reparo.
5,00
Com todos os índices estabelecidos, é possível calcular o valor do dano para a
erosão nos pilares e assim agregar ao modelo EMEA/UFPR.
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4. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
Como citado no início, muitas das falhas que ocorrem em pontes são devido à
problemas oriundos do escoamento da água abaixo da estrutura. Então, se faz essencial
implementar esse tipo de análise em modelos de avaliação. A erosão, descrita nesse artigo,
pode ser facilmente incrementada ao sistema de cálculo do EMEA/UFPR. Com dados que
podem ser obtidos em campo, é possível estimar a profundidade de erosão máxima e assim
considerar uns dos principais causadores de colapsos em pontes.
A ferramenta descrita no artigo mostra-se aplicável em campo já que não necessita
de muitas informações a serem coletadas. Além disso, como na maioria dos casos o
enfoque de inspeção sempre é limitado a obra e seus parâmetros estruturais, analisar a
erosão nos pilares preenche a falta de que quando se inspeciona uma ponte, entretanto,
como mencionado anteriormente, os colapsos decorrentes de questões estruturais são bem
menos recorrentes do que se comparada às que envolvem o curso d’água. Portanto, o
acréscimo nos procedimentos de inspeção, no caso, uma ponderação sobre os efeitos
erosivos.
Logo, deve-se somar às inspeções de pontes, avalições sobre o curso d’água onde
as pontes estão inseridas, não sobre a pespectiva de um obstáculo a ser transposto e sim
como a principal causa de colapsos nessas estruturas.
REFERÊNCIAS
CHANG, F.F.M. A statistical summary of the cause and cost of bridge failures. Federal Highway Administration – FHWA emergency relief files, 1973 COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça, 1998 EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures, 2007. Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016. PINTO, N. L. S. Erosão ao redor de pilares de ponte. 1 v. Tese (Doutorado) - Curso de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Brasil, 1961. TOZZI, M.; OTA; J. J. Erosão em pilares de pontes. Notas de aula, 2000. RAUDIKIVI, A. J. (1991). Scour at bridge piers. In BREUSERS, H. N. C.; RAUDIKIVI, A. J.. Scouring. A.A. Balkema: Rotterdam, p. 61-94, 1991.
WARDAHANA. Kumalasari; HADRIPRIONO, Fabian C. Analysis of recent bridge failures in the United States. Journal of Performance Of Constructed Facilities. 17:3. p. 144-150, 2003.
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MODELO MATEMÁTICO DE RANQUEAMENTO: AVALIAÇÃO DO ACRÉSCIMO DO ESFORÇO HORIZONTAL NOS PILARES DEVIDO
AO ACÚMULO DE DETRITOS
Cezar Falavigna Silva (Discente de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná); [email protected].
André Luiz Tonso Fabiani (Professor Dr., Universidade Federal do Paraná).
Resumo: O principal problema que uma obra de arte especial (OAE) pode apresentar seria
sua ruína. Para o caso de pontes, na grande maioria dos casos dessas situações, o colapso
é decorrente de fatores ligados ao corpo hídrico que essas transpõem. Portanto, é
indispensável gerar um modelo sobre o qual fatores ligados à parte hídrica possam ser
avaliados. Um desses fatores é o incremento dos esforços nos pilares por conta do acúmulo
de detritos. Utilizando o modelo de avaliação de obras de arte especiais (OAE) desenvolvido
pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil (EMEA) da Universidade Federal do Paraná
(UFPR), esse artigo propõe uma metodologia de avaliação do quesito e como parametrizá-lo
no modelo matemático do EMEA/UFPR. Trabalho publicado no 2º Simpósio Paranaense de
Patologia das Construções.
Palavras-chave: Obras de arte especiais, Pontes, Pilares, Detritos, Modelo Matemático.
MATHEMATICAL RANKING MODEL: EVALUATION OF THE
HORIZONTAL FORCES INCREASE ON BRIDGE PIERS DUE DEBRIS
Abstract: The worst scenario that can happen to a bridge is its failure. When that situation
occurs, most of them are caused by hydraulic problems. Therefore, it is important to
generate an evaluation model that has on its analysis the problems caused by the river water
flow. One of these, is the increase of pressure on piers due to the accumulation of debris.
Using a bridge evaluation model developed by the Civil Engineering Model Office (EMEA)
from the Paraná State Federal University (UFPR), this article proposes an evaluation
methodology for the increase of pressure due to accumulation of debris and how to apply it
on the mathematical model from EMEA/UFPR
Keywords: Bridges, Piers, Debris, Mathematical model, Evaluation model.
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1. INTRODUÇÃO
O maior problema que pode ocorrer com uma ponte após sua concepção, projeto e
construção seria seu colapso. A falta dessa obra de arte especial (OAE) na malha rodoviária
ou ferroviária pode fazer viagens ficarem mais longas, custos mais caros ou mesmo isolar
uma determinada região de receber bens e serviços.
Um estudo realizado por Wardhana e Hadipriono (2003) envolvendo cerca de 500
obras que entraram em colapso nos Estados Unidos entre 1989 e 2000 notou que quase
53% dos colapsos foram por inundações e erosão. Itens como sobrecarga e impacto de
embarcações, caminhões ou trens somaram 20%. Chang (1981) realizou um estudo
envolvendo 383 falhas, dos quais 24,5% foram relacionados aos pilares e 71,8% aos
encontros. As causas dos colapsos foram divididas em 38,8% para deficiências no canal,
29,6% à mudança vigorosa do escoamento, 20,0% ocasionado por detritos e somente 4,7%
decorrentes de problemas estruturais.
Por essas razões, analisar a vulnerabilidade das pontes em relação à parte hidráulica
deve ser desenvolvido. Porém, olhar somente esse aspecto ignorando os demais, seria
incorrer em uma avaliação da qual se excluiria todos os campos envolvidos na área e
continuar a olhar as obras sob um aspecto. Então, incluir a análise em um modelo que
enumera holisticamente a estrutura é essencial. O modelo matemático escolhido foi o
desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil – EMEA da Universidade Federal
do Paraná
2. REFERENCIAL TEÓRICO
O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR foi baseado no COST 345 [3] do CEB
(Comité Euro-Internacional du Béton) e já é empregado na Eslovênia e Áustria. Ele consiste
em ponderar sobre os seguintes parâmetros, dano, elemento estrutural, intensidade do
dano, extensão da propagação do dano nos elementos e urgência de reparo. A formulação
é descrita a seguir:
Onde:
Vd = valor do dano;
Bi = Valor associado ao tipo de dano “i” sobre a segurança e/ou durabilidade;
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K1i = fator do elemento da estrutura, em função da sua importância no contexto da
estrutura como um todo;
K2i = fator indicativo da intensidade do tipo de dano “i”;
K3i = fator relativo à extensão da propagação do tipo de dano “i” nos elementos
inspecionados; e
K4i = fator enfatizante da urgência de intervenção para o dano “i”.
Cada um desses parâmetros possue um intervalo de valores nos quais se encaixam,
descritos no “Bulletin” 243 do CEB e resumido para cada índice na tabela 1, a seguir:
Tabela 1: Intervalo de valores dos parâmetros do modelo
Parâmetro Intervalo B – tipo de dano (manifestação patológica) 1,00 a 5,00
K1 – fator do elemento da estrutura 0,10 a 0,60
K2 – fator indicativo da intensidade do dano 0,00 a 2,00
K3 – fator relativo à extensão da propagação do dano 0,50 a 2,00
K4 – fator enfatizante da urgência da intervenção 1,00 a 5,00
Como se pode notar, as amplitudes são diferentes para cada parâmetro, por
exemplo, no caso de B (manifestação patológica), o valor varia conforme a severidade da
manifestação, ou seja, estética causando insegurança ao usuário possui um valor menor
que corrosão da armadura com desplacamento e rompimento de barra. Com esse mesmo
princípio, o fator do elemento da estrutura (K1), também varia, já que em caso de falha de
alguns elementos podem causar a ruína da obra, quando outros não terão o mesmo
impacto. É o caso da ruptura de um pilar ou viga comparado à ruptura de um guarda-corpo.
Já o fator de intensidade do dano (K2) representa com qual gravidade a
manifestação aparece no elemento já que apenas afirmar que existe corrosão da armadura
com desplacamento não indica a magnitude que isso se desponta. Entretanto, somente a
intensidade não é suficiente, pois essa degradação pode estar localizada ou espalhada no
elemento da estrutura, para tal existe o fator relativo à extensão da propagação do dando
(K3). O último fator é associado à urgência de intervenção (K4), esse parâmetro cabe ao
engenheiro inspetor atribuir conforme as condições existentes.
Todavia, considerar somente o valor oriundo desses parâmetros não é suficiente
para ser possível comparar estruturas, isto porque no caso de pontes maiores estas
provavelmente possuem mais manifestações que pontilhões (travessia com até 6 metros) e
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isso faz com que seu valor de dano seja maior, considerando uma a mesma morfologia para
ambas. Para o caso de estruturas com morfologias diferentes essa questão é agravada, pois
como os elementos mudam, isso resulta em novos parâmetros K1, o que gera resultados
mais diversos que o caso anterior.
Para sanar esse problema, a nota obtida pelos indicadoress deve ser divida por um
valor de referência, assim é possível obter um índice de performance. O valor de referência
é atribuído a todos os danos que podem ocorrer na estrutura, multiplicados pelos valores
máximos de intenside (K2=K3=2,00) e extensão e pelo valor unitário de urgência (K4 =
1,00). O índice de performance é equacionado a seguir:
Onde:
Ip = índice de performance;
Vd = valor do dano; e
Vd,ref = valor de referência.
Explanado sobre o modelo de avaliação desenvolvido no EMEA/UFPR, é necessário
então incrementar a análise hídrica nesse. Esta é importante ser analisada em três partes,
se o gabarito é suficiente para o escoamento do rio, se a erosão nos pilares não atinge
níveis preocupantes e o objeto deste artigo se o incremento da força horizontal nos pilares
em decorrência do acúmulo de detritos está em um nível alarmante.
2.2 Análise da segurança hidráulica no modelo EMEA/UFPR
Como citado anteriormente, a avaliação dos quesitos hidráulicos será feita em 3
partes, porém nesse artigo só será relatado o incremento de força horizontal nos pilares.
Porém, para o modelo EMEA, todas três análises terão em comum o elemento estrutural da
ponte (K1) a segurança hídrica, ou seja, o K1 sempre será igual a 0,40. Portanto cada
avaliação possuirá um B próprio, o K1 em comum, e K2, K3, K4 com mensurações exclusivas
para cada dano.
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Inicialmente será descrito como é feita a ponderação da análise do esforço horizontal
nos pilares e o embasamento teórico para se chegar a tal, em seguida, é explanado como
aplicar o diagnóstico no modelo matemático do EMEA/UFPR.
2.2.1 Acréscimo de esforço horizontal nos pilares devido ao acúmulo de detritos
O esforço horizontal é orindo da pressão da água no pilar, porém quando existe uma
aglomeração de material na sua face, isso incorre em uma força resultante não prevista em
projeto. Para o cálculo do esforço a NBR 7187:2003 – Projetos de ponte de concreto
armado e concreto protendido – recomenda que “a pressão da água em movimento sobre
os pilares e elementos da fundação pode ser determinada através da expressão” (Eq. 3):
Onde:
p = pressão estática equivalente, em kN/m²;
v = velocidade da água em m/s; e
k = coeficiente dimensional conforme seção do pilar.
O coeficiente dimensional – k – varia de acordo com a seção do pilar, se é um círculo
ou um quadrilátero, e a direção do escoamento em relação à forma. Porém, usualmente, a
força resultante do escoamento sobre qualquer forma é dada pela expressão (Ep. 4) a
seguir, que efetivamente será usada para o modelo do EMEA/UFPR:
Onde:
F = força resultante, em N;
Cd = coeficiente de arresto, adimensional;
� = massa específica do fluido, em N/m³;
A = área do pilar submersa, em m²; e
u = velocidade média do escoamento, em m/s.
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A princípio pode-se crer que são duas expressões diferentes, no entanto essas são a
mesma, como demonstrado a seguir (Eq. 5, 6 e 7):
As velocidades de escoamento são representadas por v na equação 3, oriunda da
norma e u na equação 4, comumente utilizada na mecânica dos fluidos, ambas em m/s.
Além disso, o k na expressão é dado em kN/m² enquanto a equação 4, utilizando Cd, usa
como unidades N/m². Portanto, é necessário compatibilizar unidades, para isso precisa-se
dividir por 1000, resultanto em (Eq. 8):
A massa específica da água (p) é 1000 N/m², procedendo em (Eq. 9 e 10):
Portanto, no método de análise para a segurança hídrica – força horizontal nos
pilares - os valores para Cd serão o dobro dos encontrados em norma. Porém por
experiência em inspeções de pontes, é comum encontrar-se pilares octogonais, não
contemplados em norma. Para se estabelecer esse valor foram utilizadas relações de área
comum entre o círculo-octógno e quadriláterio-octógono, e também o caminho até que
ocorra a separação do escoamento na forma, com isso foi obtido o valor de k igual a 0,47 e,
portanto, um Cd de 0,94.
A figura a seguir (Fig. 1) ilustra todos os valores conforme o ângulo de incidência:
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Com o acréscimo dos detritos, a área na formulação irá aumentar,
consequentemente, a força horizontal também. Devido à cor e turbidez das águas dos rios,
não é possível saber quanto dos detritos está submerso, por isso, admite-se a simplicação
de que o material que está acima do nível d’água também está abaixo. Conforme ilustrado
abaixo (Fig. 2):
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 8 de 11
3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
Definido a formulação e como avaliar os itens dessa, falta definir os parâmetros para
o modelo EMEA/UFPR. O primeiro é o valor para B – manifestação patológica, igual a 3,00.
Esse número é decorrente da comparação com valores de outros danos utilizados no
modelo. As manifestações utilizadas foram “Dano não gerando esforços imprevistos” cujo B
vale 2,00 e “Dano gerando esforços imprevistos” cujo B vale 4,00. A partir da média de
ambos, é possível chegar ao valor adotado de 3,00. O valor foi adotado, pois como a escala
é de 1,00 até 5,00, um peso de 4,00 representaria 80% da escala de variação, o que foi
considerado muito alto, já adotar 2,00 teria o efeito inverso, seria somente 40% da
graduação, o que seria muito pequeno para o dano. Portanto, B será igual a 3,00. Já o K1,
como citado anteriormente, será sempre igual a 0,4, referente à segurança hídrica.
O próximo parâmetro é o K2, calculado utilizando a seguinte formulação (Eq.11):
Onde:
F com detritos = força horizontal nos pilares com o acúmulo de detritos; e
F sem detritos = força horizontal nos pilares sem o acúmulo de detritos.
O valor resultante da equação 11 deve ser comparado com a Tabela 2, que
representa os valores de K2 de acordo com a intensidade que a manifestação se apresenta:
Tabela 2: Intervalo de valores para o K2 – Intensidade do dano
Tipo Grau Critério Intervalo 0 Insignificante Dano irrelevante 0,00
I Pequeno Dano pequeno, em menos de 10% da área total do elemento 0,50
II Médio Dano intermediário, confinado em uma área pequena de 10% a 25% da área total do elemento 1,00
III Grande Dano grande, de 25% a 75% da área total do
elemento, ou em muitos lugares de um elemento estrutural
1,50
IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área de um elemento, mais de 75% da área total do elemento 2,00
No caso, o dano não seria medido em área e sim em quanto aumentou o esforço em
relação ao que seria previsto pela norma. Na ocorrência de mais de um pilar com acúmulo
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 9 de 11
de detritos, como simplicação e segurança, o pilar que apresentar a pior manifestação será
a base de cálculo da intensidade do esforço.
O próximo parâmetro é a amplitude de propagação, K3, que é calculado pela simples
relação entre o número de pilares com detritos e o número total de pilares imersos em água
(Eq. 12). Dessa relação compare-se com a tabela 3 de extensão de propagação do dano.
Tabela 3: Intervalo de valores para o parâmetro K3 – extensão de propagação
Critério K3 Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50
Dano aparece ente 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00
Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE 1,50
Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE 2,00
Por último, os valores associados à urgência de intervenção são apresentados a
seguir. O dano é classificado de acordo com a tabela 4, a partir da avaliação do inspetor e
das condições existentes. Como fatores importantes de análise destas, recomenda-se ao
avaliador observar se a estrutura é isostática ou hiperestática, o comprimento do vão, o
quanto a seção é contraída com o acúmulo de materiais e se possível, comparar com
dimensionamento estrutural do pilar, caso seja permitido o acesso ao projeto. A partir disso,
pode-se atribuir a urgência de reparo, conforme ilustrado pela tabela 4.
Tabela 4: Intervalo de valores para o parâmetro K4 – urgência de intervenção
Classificação Intervalo K4 Não urgente Intervenção não urgente pois o dano não interfere na
utilização e capacidades da OAE, também não altera a sua durabilidade
1,00
Dano à reparar Dano deve ser reparado em período não maior que 5 anos, para garantir a servicibilidade e não compremeter a
durabilidade
2,50
Reparo imediato Reparo imediato, pois o dano já está comprometendo a utilização da OAE, com risco às pessoas
4,00
Limitação de carga Limitação de carga, interrupção de tráfego e escoramento imediato deve ser feito, além do reparo
5,00
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 10 de 11
A descrição que se encontra no “Bulletin” 243 do CEB para a limitação de carga
(Tabela 4), afirma que deve ser feito o escoramento imediato, porém, no caso do acúmulo
de detritos nos pilares, o escoramento não deve acontecer, a solução é a limpeza com
urgência desses.
Com todos os índices estabelecidos é possível calcular o valor do dano para o
acréscimo do esforço horizontal nos pilares por conta de detritos presos, e assim agregar ao
modelo EMEA/UFPR.
4. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
Aplicando o modelo desenvolvido pelo EMEA/UFPR, é possível perceber que ele
analisa a obra de arte especial de maneira global em função do risco que a manifestação
patológica representa para a estrutura. No entanto, estudos mostram que as principais
razões para o colapso das pontes estão ligadas diretamente a parte hidríca do conjunto.
A análise anterior cobre um dos pontos desse aspecto, onde se avalia o acréscimo
das forças horizontais. Compatibilizando com requisitos da NBR 7187:2003 com um modelo
de análise do dano, é possível então referenciar os dados obtidos com a formulação
desenvolvida pelo EMEA/UFPR. Assim mantém-se o padrão comparativo que esse permite
entre obras de arte especiais.
A ferramenta descrita no artigo mostra-se aplicável em campo já que não necessita
de muitas informações a serem coletadas, a não ser a profundidade do canal e a dimensão
do pilar, que podem ser feitas fácilmente. Além disso, o instrumento começa a preencher a
falha de que quando se faz a análise de uma ponte, o enfoque dado é somente à estrutura,
porém como citado anteriormente, os colapsos desse quesito são bem menos recorrentes
do que se comparada às que envolvem o curso d’água. Portanto, deve-se existir uma
mudança de avaliação, ou melhor, um incremento nos procedimentos de inspeção, no qual,
seja incluso uma ponderação sobre os efeitos gerados pelo acréscimo de esforço horizontal
nos pilares devido aos detritos.
Esse enfoque não agregado, quando se trata de manutenção e conservação de
obras de arte especiais, que como comprovado, faz parte dos grupos que mais ocasionam
ruptura das estruturas. Logo, deve-se somar às inspeções de pontes avalições sobre o rio
sobre o qual passam por cima, não mais entendendo somente como um obstáculo a ser
transposto e sim como o principal gerador de colapsos nessas estruturas.
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Exponha nesta seção as conclusões e/ou as considerações a respeito do seu trabalho.
Devem ser claras e objetivas.
REFERÊNCIAS
ABNT – Associação Brasileira de Normas e Técnicas: NBR 7187:2003 – Projeto de pontes de concreto armado e de concreto protendido – Procedimento
CHANG, F.F.M. A statistical summary of the cause and cost of bridge failures. Federal Highway Administration – FHWA emergency relief files, 1973
COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça, 1998
EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. (2007). COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures. .Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016
WARDAHANA. Kumalasari; HADRIPRIONO, Fabian C. Analysis of recent bridge failures in the United States. Journal of Performance Of Constructed Facilities. 17:3 p. 144-150, 2003.
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MODELO MATEMÁTICO DE RANQUEAMENTO: AVALIÇÃO DO GABARITO DE PONTES
Cezar Falavigna Silva (Discente de Engenharia Civil, Universidade Federal do Paraná); [email protected].
André Luiz Tonso Fabiani (Professor Dr., Universidade Federal do Paraná).
Resumo: O principal objetivo de uma ponte é transpor um curso água para conectar regiões
por meio de uma rodovia ou ferrovia. No entanto, um dos principais causadores de colapso
em obras de arte especiais (OAE’s) são os efeitos gerados pelo escoamento da água do rio.
Um desses efeitos é quando a altura do escoamento é superior ao gabarito (vertical e
horizontal) que a estrutura possui. Isso pode ocasionar uma espécie de represamento do rio,
ou, em um caso mais crítico, remover o tabuleiro e vigas dos pilares. Para evitar essa
situação, um modelo de análise do gabarito deve ser desenvolvido. Esse artigo propõe uma
metodologia que, inclusa no modelo de avaliação de obras de arte especiais desenvolvido
no Escritório Modelo de Engenharia Civil (EMEA) da Universidade Federal do Paraná
(UFPR), é possível checar se a ponte apresenta um cenário preocupante ou não. Trabalho
inicialmente publicado no 2º Simpósio Paranaense de Patologia das Construções.
Palavras-chave: Obras de arte especiais, Segurança hídrica, Manutenção de OAEs.
MATHEMATICAL RANKING MODEL: BRIDGE TEMPLATE
EVALUATION
Abstract: The objective of a bridge is to transpose an obstacle, a river, to connect two
different regions. Therefore, the main reason that bridges fall are due to hydraulic effects.
One of those is when the river’s flow rate is above what the bridge’s aperture (vertical and
horizontal) can drain. That can dam the river or even lift the slab and beams from the piers.
To avoid this situation, an analysis model must be developed. This article proposes a
methodology that suits on the bridge evaluation model developed by Federal State University
(UFPR) Civil Engineering Model Office (EMEA) to check if the bridge has a worrisome
scenario or not.
Keywords: Bridges, Hydraulic security, Templet.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 2 de 12
1. INTRODUÇÃO
O maior problema que pode ocorre com uma ponte após sua concepção, projeto,
construção seria seu colapso. A falta dessa obra de arte especial (OAE) na malha rodoviária
ou ferroviária pode fazer viagens ficarem mais longas, custos mais caros e até mesmo isolar
uma região de receber bens e serviços.
Um estudo realizado por Wardhana e Hadipriono (2003) envolvendo cerca de 500
obras que entraram em colapso nos Estados Unidos entre 1989 e 2000 notou que quase
53% dos colapsos foram por inundações e erosão. Itens como sobrecarga e impacto de
embarcações, caminhões ou trens somaram 20%. Chang (1981) realizou um estudo
envolvendo 383 falhas, dos quais 24,5% foram relacionados aos pilares e 71,8% aos
encontros. As causas dos colapsos foram divididas em 38,8% para deficiências no canal,
29,6% à mudança vigorosa do escoamento, 20,0% ocasionado por detritos e somente 4,7%
decorrentes de problemas estruturais.
Por essas razões, analisar a vulnerabilidade das pontes em relação à parte hidráulica
deve ser desenvolvida. Porém olhar somente esse aspecto ignorando os demais seria
incorrer em uma avaliação da qual se excluiria todos os campos envolvidos na área. Então,
incluir a análise em um modelo que enumera holisticamente a estrutura é essencial. O
modelo matemático escolhido foi o desenvolvido pelo Escritório Modelo de Engenharia Civil
– EMEA da Universidade Federal do Paraná (UFPR).
2. REFERENCIAL TEÓRICO
2.1 Modelo matemático EMEA/UFPR
O modelo desenvolvido no EMEA/UFPR foi baseado no COST 345 [3] do CEB e já é
empregado na Eslovênia e Áustria. Ele consiste em ponderar sobre os seguintes
parâmetros, dano, elemento estrutural, intensidade do dano, extensão da propagação nos
elementos e urgência de reparo. A formulação é descrita a seguir (Eq. 1):
Onde:
Vd = valor do dano;
Bi = Valor associado ao tipo de dano “i” sobre a segurança e/ou durabilidade;
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 3 de 12
K1i = fator do elemento da estrutura, em função da sua importância no contexto da
estrutura como um todo;
K2i = fator indicativo da intensidade do tipo de dano “i”;
K3i = fator relativo à extensão da propagação do tipo de dano “i” nos elementos
inspecionados; e
K4i = fator enfatizante da urgência de intervenção para o dano “i”.
Cada um desses parâmetros possue um intervalo de valores nos quais se encaixam,
descritos no “Bulletin” 243 do CEB e resumido para cada índice na tabela 1, a seguir:
Tabela 1: Intervalo de valores dos parâmetros do modelo
Parâmetro Intervalo B – tipo de dano (manifestação patológica) 1,00 a 5,00
K1 – fator do elemento da estrutura 0,10 a 0,60
K2 – fator indicativo da intensidade do dano 0,00 a 2,00
K3 – fator relativo à extensão da propagação do dano 0,50 a 2,00
K4 – fator enfatizante da urgência da intervenção 1,00 a 5,00
No entanto, retirar uma nota apenas usando os valores dos índices acima não é
representivo para comparações, pois as pontes possuem diferentes morfologias. Ou seja,
uma ponte com mais vigas, pilares, e outros, apresenta um resultado pior que uma com
menos elementos. Um caso exemplo é a comparacação de uma OAE multivigas com uma
de viga caixão, a primeira apresenta no mínimo mais que duas vigas enquanto a outra
apresenta um.
Para sanar esse problema a nota obtida pelos parâmetros deve ser divida por um
valor de referência, assim é possível obter um índice de performance. O valor de referência
é atribuído a todos os danos que podem ocorrer na estrutura, multiplicados pelos valores
máximos de intenside e extensão e pelo valor unitário de urgência (K4 = 1,00). O índice de
performance é equacionado a seguir (Eq. 2):
Ip = índice de performance;
Vd = Valor do dano; e
Vd,ref = valor de referência.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 4 de 12
Explanado sobre o modelo de avaliação desenvolvido no EMEA/UFPR, é necessário
então incrementar a análise hidráulica nesse. Esta é importante ser analisada em três
partes, se o gabarito é suficiente para o escoamento do rio, se a erosão nos pilares não
atinge níveis preocupantes e o objeto deste artigo que é o incremento da força horizontal
nos pilares em decorrência do acúmulo de detritos.
2.2 Análise da segurança hidráulica no modelo EMEA/UFPR
Como citado anteriormente, a avaliação dos quesitos hidráulicos será feita em 3
partes, a análise do incremento de força horizontal nos pilares, a erosão no leito do rio
gerada pelos pilares e a análise do gabartio que a ponte possui, porém nesse artigo só será
relatado o incremento de força horizontal nos pilareso último item. No modelo EMEA/UFPR
em qual uma das análises são relativas ao mesmo elemento da ponte, a segurança
hidráulica. Isso implica que o K1 sempre será igual para os 3, no caso igual a 0,40. No
entanto, B, K2, K3 e K4 são próprios de cada avaliação, conforme a manifestação patológica
descrita.
Inicialmente será descrito como é feita a ponderação da análise e o embasamento
teórica para se chegar a tal, em seguida, é feito a explanado como aplicar o diagnóstico no
modelo matemático do EMEA/UFPR.
3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
2.2 Análise da segurança hidráulica no modelo EMEA/UFPR
Como citado anteriormente, a avaliação dos quesitos hidráulicos será feita em 3
partes, a análise do incremento de força horizontal nos pilares, a erosão no leito do rio
gerada pelos pilares e a análise do gabartio que a ponte possui, porém nesse artigo só será
relatado o incremento de força horizontal nos pilareso último item. No modelo EMEA/UFPR
em qual uma das análises são relativas ao mesmo elemento da ponte, a segurança
hidráulica. Isso implica que o K1 sempre será igual para os 3, no caso igual a 0,40. No
entanto, B, K2, K3 e K4 são próprios de cada avaliação, conforme a manifestação patológica
descrita.
Inicialmente será descrito como é feita a ponderação da análise e o embasamento
teórica para se chegar a tal, em seguida, é feito a explanado como aplicar o diagnóstico no
modelo matemático do EMEA/UFPR.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 5 de 12
2.2.1 Gabarito horizontal e vertical das pontes
O gabarito só será importante hidraulicamente se esse não for suficiente para escoar
a vazão que o rio possui. Isso ocorre se a ponte, de alguma maneira, exercer controle sobre
o escoamento. Esse controle, caso exista, é feito por meio do estreitamento gerado pelos
pilares. É comum na concepção do projeto estabelecer o gabarito horizontal desassociado
do gabarito vertical, porém quando acontece um controle, isso se mostra errôneo. Na
explicação de como aplicar no modelo EMEA/UFPR, fica mais claro como os dois estão
ligados.
Primeiramente, deve-se estabelecer um valor para a manifestação patológica (B) que
é analisada. Avaliando-se as manifestações que o modelo possui, o gabarito insuficiente se
equipara à “Obstrução, sem causar restrições” e “Obstrução, causando restrições à
movimentação”. Ambas as manifestações possuem valor no modelo UFPR de 2,00, por
essa razão, a manifestação gabarito não adequado é atribuído o mesmo valor.
Tabela 2: Valores de comparativos de B
Nome B
Obstrução, sem causar restrições. 2,00
Obstrução, causando restrições à movimentação. 2,00
Em seguida, deve ser atribuído o valor de K1, que representa o elemento que é
analisado. Como dito anteriormente, para a segurança hídrica, o valor será de 0,40. Em
seguida, deve ser averiguado o K2, K3 e K4, no entanto, para entrar nesse mérito é preciso
estabelecer uns conceitos para a avaliação.
Os pilares das pontes causam o estreitamento da seção de escoamento da água,
esse estreitamento pode gerar um controle no canal do curso d’água. Para verificar se estão
gerando esse controle ou não é preciso utilizar dois conceitos da hidráulica, a análise da
energia que o canal possui e a altura crítica de escoamento.
Segundo Neidert et al. (1990), considerando uma determinada seção em um canal,
sua energia possui 3 parcelas, a cota de fundo (segundo um plano horizontal de referência),
a altura de pressão (p/�) correspondente ao ponto coincidente com o fundo do canal e a
altura de velocidade (�.U²/2g) que é referente à energia cinética do escoamento, conforme
ilustra a figura 1.
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Se for utilizado como referência o plano de fundo do canal ao invés de um plano
horizontal, pode-se eliminar a energia potencial, resultando a energia específica de um
canal, que é o somatório da altura de pressão com a energia cinética. As equações 3 e 4
descrevem esse processo.
Pela soma das 3 parcelas (Figura 1) é possível saber a energia total (Eq. 3):
Onde:
E = energia do canal;
Z = cota de fundo;
p = pressão hidrostática;
� = preso específico da água;
� = coeficiente corretor da energia cinética;
U = velocidade média do escoamento; e
G = aceleração da gravidade.
Ao invés de ser usado um plano de referência, é possível usar o fundo do canal como
tal e assim se obter a energia específica, conforme a equação 4:
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 7 de 12
Onde:
h = altura de água do escoamento;
� = ângulo entre o plano horizontal e o fundo do canal; e
q = vazão específica do canal.
Adotando-se � = 1,0 e com a declividade suficientemente pequena (� � 0°), portanto,
cos 0° = 1,0, tem-se da energia específica do canal (Eq. 5):
Se a expressão ficar em função da vazão, a energia é calculada pela seguinte
formulação (Eq. 6):
Onde:
E = energia do canal;
h = altura (profundidade) do escoamento [m];
Q = vazão do rio [m³/s], função de h [m];
A = área do canal, função de h [m]; e
g = aceleração da gravidade [m²/s];
Para medir essa altura, recomenda-se escolher uma seção a jusante da ponte em
uma área na qual já não se perceba os efeitos hidráulicos dos pilares, ou seja, imune às
perturbações na superfície d’água, normalmente 2 a 3 vezes a largura do tabuleiro.
Analisando a solução analítica da equação 5, percebe-se que esta conduz a 3 raízes,
duas positivas e uma negativa, esta sem significado físico, já que a profundidade não pode
ser negativa.
Com a profundidade definida, pode-se se estabelecer o número de Froude para o
escoamento, utilizando o seguinte equacionamento (Eq. 7):
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Onde:
Fr = número de Froude;
� = coeficiente corretor da energia cinética;
Q = vazão;
B = largura do canal;
g = aceleração da gravidade; e
A = área da seção do rio.
Utilizando o � e Fr igual a um (1,00), calcula-se o valor de h, a seguinte expressão é
decorrente dessa adoção (Eq. 8):
O número de Froude estabelece o limite entre o canal ser considerado fluvial ou
torrencial, ou seja, se o for menor que 1 (Fr < 1), o regime é fluvial (pode-se encontrar
bibliografias utilizando o termo subcrítico), caso o valor seja maior que 1 (Fr > 1), o regime é
torrencial (supercrítico). Portanto, quando Froude for igual a 1 temos a altura crítica do
escoamento. Em um canal retangular, é possível plotar um gráfico da relação entre da altura
(h) com a energia do canal (E), assim fica mais fácil compreender a o conceito de torrencial
e de fluvial, conforme ilustra a figura 2.
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No ponto E2, onde a energia é igual à mínima, o número de Froude é igual a 1 (Fr =
1), isso significa que na curva, qualquer ponto acima do desse representa um regime fluvial
(subcrítico, Fr < 1) e qualquer ponte da curva abaixo de E2, o regime será torrencial
(supercrítico, Fr > 1).
Na equação 8, como a área e a largura do canal são funções da profundidade do
escoamento e com a vazão obtida em campo ou via dados da Agência Nacional de Águas
(ANA), pode-se achar a altura crítica (Fr = 1). Desta, é possível calcular a energia mínima
que o escoamento possui, utilizando a fórmula de energia (Eq. 6) descrita anteriormente.
Com o valor da energia mínima e a energia do canal (obtida com os dados de
escoamento a jusante da ponte), se a energia que o rio possuir for maior que a energia
mínima (Erio > Emin) então o valor de K2 será igual a zero (K2 = 0), pois nessa situação o
estreitamento ocasionado pelos pilares não gera controle sobre o escoamento. Isso faz com
que a análise seja a simples relação de altura do escoamento com relação ao gabarito
vertical que a estrutura possui.
Porém, caso a energia seja menor que a mínima então os pilares funcionam como
controle do escoamento, a partir disso, deve-se recalcular o h1 (altura a montante) utilizando
a Emín.
Essa altura é calculada utilizando a seção a montante da obra e será usada para a
adoção de K2. O percentual para o K2 será decorrente da seguinte formulação (Eq. 9):
Onde:
hnat = altura natural (medida a jusante do rio) sem influência da ponte;
h1 = altura a montante da estrutura (calculado via energia mínima).
O percentual gerado é utilizado para determinação do valor de K2 no modelo UFPR,
conforme ilustrado pela tabela 2.
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Tabela 2: Intervalo de valores para o K2 – Intensidade do dano
Tipo Grau Critério K2 0 Insignificante Dano irrelevante 0,00
I Pequeno Dano pequeno, em menos de 10% da área
total do elemento.
0,50
II Médio Dano intermediário, confinado em uma área
pequena de 10% a 25% da área total do elemento.
1,00
III Grande Dano grande, de 25% a 75% da área total do
elemento, ou em muitos lugares de um elemento estrutural.
1,50
IV Imenso Dano muito grande, na maior parte da área de
um elemento, mais de 75% da área total do elemento.
2,00
Em seguida é necessário estabelecer-se o valor para a extensão de propagação, K3.
A amplitude é calculada via relação entre o número de vãos na água e o número total de
vãos, ou seja, quanto da estrutura está submetido aos efeitos do controle (Eq. 10). Desse
percentual obtém-se o K3 conforme a tabela:
Tabela 3: Intervalo de valores para o parâmetro K3 – extensão de propagação
Critério K3 Dano aparece em menos de 10% dos elementos estruturais da OAE 0,50
Dano aparece ente 10% e 25% dos elementos estruturais da OAE 1,00
Dano aparece entre 25% e 75% dos elementos estruturais da OAE 1,50
Dano aparece entre 75% e 100% dos elementos estruturais da OAE 2,00
Para finalizar, os valores associados à urgência da intervenção são apresentados a
seguir. O dano é classificado de acordo com a tabela 4 a partir da avaliação do inspetor e
das condições existentes em campo. Como fatores importantes de análise das condições
existentes, recomenda-se ao inspetor observar se a estrutura é isostática ou hiperestática, o
comprimento e número de vãos e também a relação entre o gabarito vertical e a altura
obtida para h1. A partir disso pode-se atribuir a urgência de reparo conforme a tabela a
seguir:
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Tabela 4: Intervalo de valores para o parâmetro K4 – urgência de intervenção
Classificação Critério K4 Não urgente Intervenção não urgente, pois o dano não interfere na
utilização e capacidades da OAE, também não altera a sua durabilidade.
1,00
Dano a reparar Dano deve ser reparado em período não maior que 5 anos, para garantir a servicibilidade e não compremeter a
durabilidade.
2,50
Reparo imediato Reparo imediato, pois o dano já está comprometendo a utilização da OAE, com risco às pessoas.
4,00
Limitação de carga Limitação de carga, interrupção de tráfego e escoramento imediato deve ser feito, além do reparo.
5,00
No último item da tabela anterior (Tabela 4), “Limitação de carga”, a descrição refere-
se ao escoramento imediato, porém para o caso da análise do gabarito, o mesmo não deve
ser feito, visto que tal atitude restringiria mais o canal, intensificando o efeito do
estreitamento.
Com todos os parâmetros definidos, é possível gerar valor do dano para checar se o
gabarito da ponte é suficiente para o escoamento ao qual ele está imposto, e assim incluir
ao modelo EMEA/UFPR.
4. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
O modelo desenvolvido no Escritório Modelo de Engenharia Civil – EMEA da UFPR
aborda globalmente vários aspectos da estrutura, incluindo sua operação. Entretanto, como
outros estudos mostram, falhas relacionadas ao corpo hídrico que as pontes transpõem são
o principal causador desses colapsos.
Por isso, é essencial a análise hidráulica da ponte, que envolve seu o gabarito
disponível para passar da água. O primeiro erro é desvincular o gabarito vertical do
horizontal, pois como explicitado no artigo, o estreitamento da seção incorre em um
aumento do nível a montante, caso exista um controle.
Existindo essa situação, é necessário então aplicar um modelo para quantificar quão
prejudicial é esse dano. No caso foi escolhido o modelo desenvolvido no EMEA/UFPR, já
que abarca uma avaliação holística (inclui além da estrutura, itens como operação) e possui
parâmetros estabelecidos que facililtam o enquadramento da análise nesses índices. Porém,
ressalta-se que é de suma importância a adição desse aspecto no modelo.
Outro fator, é que com o gabarito da ponte estabelecido, é possível associar
equações para vazão em relação à intensidade de chuva, como, por exemplo, o método
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 12 de 12
racional, no qual é possível prever a partir de qual intensidade ou utilizando o hidrograma
unitário, se os níveis de água são algum risco para a ponte.
Também é lembrado que para julgar de maneira mais completa, além do gabarito,
existem o acréscimo de esforços horizontais nos pilares e a erosão nos pilares. Somente
com esses três é possível dar uma avaliação mais acurada sobre a segurança da ponte em
relação à parte hídrica.
Outro ponto que deve ser destacado, é que o modelo também deve ser avaliado em
campo para checar sua viabilidade como método de inspeção, pois nem sempre é fácil ter
acesso ao rio, ou mesmo, retirar as medidas para as formulações e consequentemente os
parâmetros K2, K3, K4.
REFERÊNCIAS
CHANG, F.F.M. (1973). A statistical summary of the cause and cost of bridge failures. Federal Highway Administration – FHWA emergency relief files.
COMITÉ EURO-INTERNACIONAL DU BETÓN. (1998). Bulletin 243: Strategies for Testing and Assessment of Concrete Structures. Suíça
EUROPEAN CO-OPERATION IN THE FIELD OF SCIENTIFIC AND TECHNICAL RESEARCH. (2007). COST 345: Methods used in the european states and assess the condition of highway structures. Disponível em: <http://cost345.zag.si/Reports/COST_345_WG23.pdf>. Acesso em 21 ago. 2016
NEIBEIRT, S.N., TOZZI, M.J., OTA, J.J., BOBKO, G. (1990). Noções básicas de mecânica dos fluidos e hidráulica. 2. v. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Brasil.
WARDAHANA. Kumalasari; HADRIPRIONO, Fabian C. (2003). Analysis of recent bridge failures in the United States. Journal of Performance Of Constructed Facilities. 17:3 p. 144-150.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 7
AVALIAÇÃO DO POTENCIAL DE CORROSÃO DE TELAS
METÁLICAS UTILIZADAS PARA REFORÇO DE
REVESTIMENTOS ARGAMASSADOS EXTERNOS
Emmanuel Inácio da Silva (Graduando em Engenharia civil, Uninassau); [email protected].
Angelo Just da Costa e Silva (Doutor em Engenharia civil, UPE)
Resumo: O revestimento externo de uma edificação é o primeiro sistema a sofrer com a
incidência da chuva, altas temperaturas e demais intempéries trazidas com a ação do vento.
Paredes externas que apresentam emboço com espessura acima do determinado em norma
em vários pontos da fachada provocam tensões elevadas entre o substrato e o
revestimento, se fazendo necessária a aplicação de telas metálicas de reforço. A depender
da camada de cobrimento das telas e da posição em que está sendo aplicado, o material
pode sofrer corrosão e provocar deslocamento do revestimento. Esse trabalho tem o
objetivo de avaliar o potencial de corrosão das telas eletrosoldadas aplicadas entre as
camadas do emboço com a função de garantir a aderência e evitar manifestações
patológicas. A obra analisada foi uma torre de um condomínio localizado no litoral da Região
Metropolitana do Recife, onde o meio ambiente se apresenta mais agressivo e favorece a
corrosão. Para o ensaio foram utilizados eletrodos de cobre-sulfato de cobre, método
proposto pela ASTM C-876. No período em que o revestimento foi analisado estava com 78
dias de cura. As médias, encontradas através da leitura de 10 pontos nas fachadas leste e
oeste, foram 12,8mV e 7,3mV respectivamente. A partir desses dados foi possível concluir
que nessas condições as telas só apresentaram 10% de probabilidade de corrosão, mas
que se faz necessário um acompanhamento mais assíduo, quando o revestimento estiver
com mais idade, para um melhor prognóstico.
Palavras-chave: Controle, Qualidade, Indicador, Patologia.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 2 de 7
EVALUATION OF CORROSION POTENTIAL OF METALLIC FABRICS
USED FOR REINFORCEMENT OF EXTERNAL HARNESS
COVERINGS
Abstract: The outer shell of a building is the first system to suffer with an incidence of rain,
high temperatures and other inclement weather brought with a wind action. External walls
that have paving with thickness above that determined in standard in several points of the
facade cause high tensions between the substrate and the coating, are making an
application of reinforcing metallic screens. Depending on the cover layer of the screens and
the position in which it is being applied, the material may suffer corrosion and lead to
displacement of the coating. This work has the objective of evaluating the corrosion potential
of the screens and the applications applied as layers of the plaster with a function of
guaranteeing adherence and avoiding pathological manifestations. A work analyzed for a
condominium tower located on the coast of the Metropolitan Region of Recife, where the
environment is more aggressive and favors corrosion. Copper-copper sulphate electrodes,
as proposed by ASTM C-876, were used for the test. In the period in which the treatment
was analyzed with 78 days of cure. As averages, found by reading 10 points on the east and
west façades, they were 12.8mV and 7.3mV respectively. From concrete data, it can be
concluded that the working conditions are as follows: 10% probability of corrosion, but a
more frequent follow-up is necessary, when the coating is older, for a better prognosis.
Keywords: Control, Quality, Indicator, Pathology.
1. INTRODUÇÃO
De acordo com as premissas da ABNT NBR 13755 (1996), o revestimento externo
argamassado, além do desempenho estético, tem a função de isolamento e proteção da
edificação no que diz respeito às ações da chuva, umidade e demais ações das intempéries
através do vento que podem afetar a durabilidade do sistema.
Além das ações externas, o revestimento externo pode sofrer com alterações
originadas da própria edificação (POLISSENI, 1986), quais sejam: movimentações
higroscópicas e térmicas do revestimento, da base ou substrato.
Dentre as manifestações patológicas nos revestimentos externos, Bauer (1994) afima
que os descolamentos do emboço se apresentam com mais recorrência, decorrentes de
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 3 de 7
diversos fatores, a saber: produtos não hidratados corretamente, má qualidade dos insumos,
preparo inadequado da argamassa ou falha na aplicação do emboço e dos serviços
predecessores.
Ainda explanando a respeito dos pontos levantados por Bauer (1994), ele explica que
o emboço externo com espessura acima de 2cm em grandes áreas da fachada se faz
necessária a aplicação de telas metálicas galvanizadas para reforço, devido à elevada
tensão entre o substrato e o revestimento. Porém, a ABNT NBR 13755 (1996) apresenta
uma folga maior quanto à necessidade de reforço desse sistema, tolerando até 2,5cm de
revestimento, e ressalta a importância do recobrimento da tela para protegê-la de possível
corrosão.
2. REFERENCIAL TEÓRICO
Entende-se como corrosão a deterioração de um material metálico por ações químicas ou
eletroquímicas do meio ambiente associada ou não a esforços mecânicos (GENTIL, 2007).
O potencial de corrosão (ECORR) do aço é determinado pelas leituras das medidas
eletroquímicas obtidas através do eletrodo de referência de cobre-sulfato de cobre acoplado
ao multímetro (ASTM C-876, 2009).
A ASTM C-876 (2009) não estabelece parâmetros para a avaliação do potencial de corrosão
do aço galvanizado e não existe, atualmente, normalização disponível para essa situação
(PANCA e SCHEL, 2005). Dito isso, serão utilizados os critérios do aço carbono (Tabela 1).
Tabela 1 – Tabela que mostra parâmetros e resultados de uma função qualquer.
Potencial de corrosão
(ECORR) relativo ao
eletrodo de referência de
cobre-sulfato de cobre
Probabilidade de
corrosão
Mais negativo que -350mv 90%
De -200mV a -350mv Incerteza
Mais positivo que -200Mv 10%
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 4 de 7
Segundo Sabbatini et al. (1998), revestimentos com espessuras maiores melhoram a
capacidade de absorver deformações, mas também podem comprometer a aderência. De
qualquer forma, isso deve ser estabelecido e controlado através de um projeto executivo
que oriente quanto à posição das telas de reforço e determine espessuras mínimas para o
revestimento externo a depender da base em que será aplicado (Tabela 2).
Tabela 2: Espessura mínimas nos pontos críticos
Tipo de base Espessura mínima (mm)
Estrutura de concreto em pontos localizados 10 Alvenaria em pontos localizados 15
Vigas e pilares em regiões extensas 15 Alvenarias em regiões extensas 20
Além dos esforços solicitados à base e se fazer necessária a colocação da tela metálica de
reforço para garantir a aderência do sistema, espessura acima de 5cm favorecem o
surgimento de fissuras derivadas da retração por secagem e se não respeitado o prazo
mínimo de 7 dias entre as camadas de regularização e acabamento, facilita a percolação da
água e as ações das intempéries (BAUER, 1994; SABBATINI, 1998) originando
manifestações patológicas já citadas nesse trabalho.
O ensaio de resistência de aderência (Ra) de revestimentos de paredes é normalizado pela
ABNT NBR 13749 (2013), e determina que, após 28 dias de cura da argamassa aplicada, o
sistema atenda aos requisitos listados na Tabela 3.
Tabela 3: Limites de resistência de aderência à tração (Ra) para emboço externo
Local Acabamento Ra (MPa)
Parede externa Pintura ou base para reboco � 0,30
Cerâmica � 0,30
3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
Para elaboração desse trabalho foi realizado uma revisão bibliográfica a partir de livros
especializados, artigos técnicos e científicos que abordam os temas voltados para
manifestações patológicas em revestimentos externos argamassados. Os parâmetros das
normas nacionais e internacionais também foram estudados a fim de esclarecer dúvidas
frequentes e nortear os ensaios realizados.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 5 de 7
A obra estudada é um condomínio residencial composto por 7(sete) torres de 8(oito)
pavimentos cada uma, com 4 apartamentos por andar. São 4 opções de planta que variam
de 109m² a 195m² e um total de 224 unidades. As edificações estão localizadas na Região
Metropolina de Recife (RMR), próximas ao litoral, de forma que o ambiente se torna
agressivo devido à quantidade de sais atuantes nos revestimentos. Dentre as torres
disponibilizadas para a realização do estudo, a Torre 7 foi escolhida pelo fato de a
argamassa de revestimento apresentar mais de 28 dias de cura, na época em que o sistema
foi avaliado. O emboço da fachada foi executado durante o período de janeiro a agosto de
2013.
Foi realizado o ensaio de avaliação do potencial de corrosão relativo ao eletrodo de cobre-
sulfato de cobre, normalizado pela ASTM C-876 (2009) nas fachadas leste e oeste da Torre
7, onde o revestimento argamassado apresentou uma espessura média de 7cm e 8cm,
respectivamente, evidenciando a necessidade das telas de reforço.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Foi realizado um furo no emboço de cada fachada estudada (Fig. 1) para que fosse possível
encontrar as telas metálicas e realizar as leituras com o multímetro.
Figura 1: Gancho do multímetro na tela metálica galvanizada
Ao perfurar o emboço foi possível verificar uma boa aderência da tela com o revestimento e
nenhum sinal visual de corrosão. Vale ressaltar que o revestimento analisado tinha 78 dias
de aplicado e não apresentava fissuras na região onde as telas tinham sido posicionadas.
Em cada furo foram realizadas 10 leituras (Tabela 4) e calculada a média para análise
comparativa.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 6 de 7
Tabela 4: Leituras do multímetro para fachadas leste e oeste
Ordem Leitura fachada leste (mV)
Média (mV)
Leitura fachada oeste (mV)
Média (mV)
1º 18
12,8
14
7,3
2º 14 8 3º 15 7 4º 16 1 5º 16 2 6º 14 15 7º 12 9 8º 5 6 9º 4 8
10º 14 3
A tela metálica posicionada na fachada leste está mais disposta às ações da chuva e do
vento, portanto, o ensaio evidencia essa exposição. Porém, quando comparado aos critérios
estabelecidos na norma ASTM C-876 (2009), de modo geral, há apenas 10% de
probabilidade de ocorrência de corrosão da tela.
5. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
Apesar de os ensaios terem sido realizados em apenas duas fachadas, uma amostra
relativamente pequena, os dados coletados nesse trabalho são representativos. Pode-se
concluir que as telas metálicas galvanizadas utilizadas nessa obra apresentam baixo
potencial de corrosão de acordo com os requisitos da ASTM C-876, ainda que os critérios,
ao qual foram comparados os resultados, se referirem ao aço carbono. Dessa forma, as
telas garantem a aderência para qual foram projetadas, impedindo o surgimento de
manifestações patológicas originadas a partir de espessuras elevadas de revestimento
externo. Porém, se faz necessário um estudo mais amplo, analisando o desempenho do
reforço quando as telas atingirem um prazo maior de aplicação. Apesar de pouca utilização
no dia-a-dia dos canteiros de obra, a avaliação do potencial de corrosão das telas metálicas
pode ser utilizada como ferramenta de ação preventiva para evitar maiores problemáticas
com manutenções na fachada.
REFERÊNCIAS
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). NBR 13755:
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 7 de 7
Revestimentos de paredes externas e fachadas com placas cerâmicas e com utilização de
argamassa colante – Procedimento. 1996.
POLISSENI, A.E. Método de campo para avaliar a capacidade impermeabilizante de
revestimentos de parede: método do cachimbo. 140f. Dissertação (Mestrado em
engenharia) – Curso de pós-graduação em engenharia civil. Universidade Federal do Rio
Grande do Sul, Porto Alegre, Brasil, 1986.
BAUER, L. A. F. Materiais de Construção II 5ª ed. LTC, Rio de Janeiro, Brasil, 1994.
GENTIL, V. Corrosão. Escola de Química da Universidade Federal do Rio de Janeiro. 5ª ed.
LTC, Rio de Janeiro, Brasil, 2007.
AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. C-876: Standard test method for
half-cell potentials for uncoated reinforcing steel in concrete. In: Annual book of ASTM
Standards. West Conshohocken, USA, 2009.
PANCA, F. SCHELL, H. The long term performance of three Ontario bridges
constructed with galvanized reinforcement. MTO, Ontario Ministery of Transportation,
Ontario, Canadá, 2005.
SABBATINI, F.H. et al. Desenvolvimento tecnológico de métodos construtivos para
alvenarias e revestimentos: recomendações para execução de revestimentos de
argamassa para paredes de vedação e tetos. EPUSP-PCC, São Paulo, Brasil, 1998.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). NBR 13749:
Revestimento de paredes e tetos de argamassa inorgânica – Especificação. 2013.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 19
INFLUÊNCIA NA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO NA FLEXÃO DE PEÇAS
DE CONCRETO REFORÇADAS COM POLÍMERO REFORÇADO COM
FIBRAS DE CARBONO REVESTIDAS DE ARGAMASSA
REFRATÁRIA SUBMETIDA À TEMPERATURA DE 200°C
Natalia Rodrigues Muniz (Estudante na Universidade Positivo); [email protected]. Louise Oleinik (Engenheira Civil Autônoma)
Francyelli Rossot (Estudante na Universidade Positivo) Luis César Siqueira De Luca (Engenheiro Civil e Diretor Executivo no Grupo IDD)
Resumo: O reforço estrutural com Polímero Reforçado com Fibra de Carbono (PRFC) é
constituído de um sistema de fibra de carbono e adesivo epoxídico que, quando expostos a
altas temperaturas, sofrem o desprendimento da cola epóxi, perdendo sua eficiência. O
presente artigo objetivou demonstrar a influência de diferentes espessuras de revestimentos
de argamassa refratária na resistência à tração na flexão de peças de concreto reforçadas
com PRFC, submetidas à temperatura de 200ºC. Assim, realizou-se um programa
experimental, que consistiu na proteção de corpos de prova de concreto reforçados com
fibra de carbono, revestidos de argamassa refratária de 10mm, 15mm e 20mm de
espessura. Posteriormente, expostos à temperatura de 200ºC durante 24 horas e, ensaiados
à tração na flexão. Observou-se que a espessura de 15mm obteve ganhos médios de
resistência maiores que as espessuras de 10mm e 20mm, quando comparadas aos valores
médios das peças de referência.
Palavras-chave: PRFC; Fibra de carbono; Argamassa refratária; Reforço estrutural.
INFLUENCE ON TENSILE RESISTANCE IN THE FLEXION OF
CONCRETE PARTS ENHANCED WITH POLYMER REINFORCED
WITH CARBON FIBERS COATED OF REFRACTORY MORTAR
SUBMITTED AT TEMPERATURE OF 200 ° C
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 2 de 19
Abstract: The structural reinforcement with Carbon Fiber Reinforced Polymer (PRFC)
consists of a system of carbon fiber and epoxy adhesive that, when exposed to high
temperatures, suffer the release of epoxy glue, losing its efficiency. The present article aimed
to demonstrate the influence of different thicknesses of refractory mortar coatings on tensile
strength in the flexural strength of concrete reinforced with PRFC, subjected to a temperature
of 200ºC. Thus, an experimental program was carried out, which consisted in the protection
of carbon fiber reinforced concrete test specimens, coated with 10mm, 15mm and 20mm
thick refractory mortar. Subsequently, exposed at a temperature of 200 ° C for 24 hours and
tensile tested in the flexion. It was observed that the thickness of 15mm obtained average
strength gains greater than the thicknesses of 10mm and 20mm, when compared to the
average values of the reference pieces .
Keywords: CFRP; Carbon fiber; Refractory mortar; Structural reinforcement.
1. INTRODUÇÃO
A temática principal apresentada neste artigo é o estudo da influência na resistência da
tração na flexão de peças de concreto reforçadas com Polímero Reforçado com Fibra de
Carbono (PRFC), revestidas com diferentes espessuras de argamassa refratária submetida
à temperatura de 200ºC.
O reforço de estruturas de concreto, com compósitos de fibras de carbono, se
destaca como alternativa de reforço. Suas propriedades mecânicas semelhantes às do aço,
e sua dureza, tem uma grande resistência ao impacto (MACHADO, 2002; BEBER, 2003).
Segundo Fortes (2003), as características que mais se destacam no reforço estrutural por
meio da colagem externa de materiais PRFC são o baixo peso, alta resistência à tração, alta
rigidez, facilidade de aplicação e a possibilidade da utilização da estrutura 48 horas após a
aplicação.
Entretanto, existe uma preocupação referente aos compósitos à base de matriz
epóxi, utilizados na colagem da fibra de carbono e, por consequência do seu
comportamento de redução da resistência do material com o aumento de temperatura. Os
mesmos são prejudicados após atingirem a temperatura de 70ºC (FORTES, 2003).
Desperdiçando a resistência da fibra de carbono que pode resistir até 1.000ºC (BEBER,
2003).
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 3 de 19
O momento em que vivemos exige uma visão ecológica e um desenvolvimento
sustentável que vise à melhoria dos impactos ambientais gerados pela construção civil. O
concreto é o segundo material mais consumido no mundo e responde por cerca de 5% da
emissão global de gases que contribuem para o efeito estufa. Na avaliação de especialistas,
cada tonelada de cimento criaria 0,8 toneladas de gás carbônico, CO². (NÉIA; GARCIA e
HÜTNER JR; 2011).
Sabe-se que a meta ideal é construir estruturas resistentes, com maior durabilidade,
potencializando o reforço estrutural e reduzindo os prazos para realização da manutenção
(NBR 6118 de 2014) O sistema PRFC possui poucas perdas, visto que é adaptável a
diferentes tipos de projetos e formas.
Com o intuito de viabilizar termicamente o reforço estrutural por PRFC, identificou-se
que a argamassa refratária pode ser um recurso à proteção dessa fibra de carbono por meio
de uma camada de revestimento. Apresentando características interessantes de
trabalhabilidade, plasticidade, deformabilidade, capacidade de retenção de água e a
capacidade de suportar altas temperaturas, a argamassa refratária não exige mão de obra
especializada e conforme a NBR 15113 (2004) é classificada como resíduo Classe A,
podendo ser reutilizada como agregado, havendo a possibilidade deste resíduo ser utilizado
em outra etapa da obra. Sua composição por agregados minerais e aditivos espeaciais
desperta a alternativa de utilização para proteção do reforço estrutural em casos de
incêndios (FERNANDES, 2012).
Segundo Beber (1999) a economia quando se trata do uso de fibras de carbono se
dá em longo prazo e, em se tratando das restrições econômicas atuais, mostra-se mais
viável promover o reforço de estruturas e edificações, ao invés de demoli-las.
Esperava-se que quanto maior fosse a espessura de argamassa aplicada para
proteção do PRFC, a resistência do sistema aumentasse, pois, o isolamento térmico feito
pela argamassa refratária protegeria a cola epóxi, o que garantiria menor perda das
propriedades do material.
Utilizou-se um programa experimental que considera a aplicação de três espessuras
de argamassa, buscando verificar a influência do revestimento refratário no sistema.
2. REFERENCIAL TEÓRICO
Seja por razões econômicas, ambientais ou socioculturais, quando uma edificação tem o
desempenho estrutural comprometido, o procedimento natural é buscar recuperá-la e não
reconstruí-la. No passado, em função do pouco conhecimento sobre o comportamento
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 4 de 19
estrutural, as soluções limitavam-se à adição de novos elementos e apoios e ao incremento
das seções resistentes, métodos que são empregados até hoje. No entanto, com o
aprimoramento das técnicas de reforço, apesar da grande variedade de lesões às quais
estão sujeitas, já é possível afirmar que quase sempre há uma solução para reparar
estruturas danificadas (DUARTE, 2004).
2.1. RECUPERAÇÃO ESTRUTURAL
É importante definir se a estrutura passará por recuperação, reforço, ou por ambos os
processos. Recuperação é o retorno da integridade das peças estruturais incluindo à vida
útil estrutural, enquanto o reforço pressupõe a perda da resistência residual, ou seja, a
estrutura em questão não está mais atendendo às solicitações de projeto. Assim, nem
sempre o reforço é recomendado para elementos em estágio avançado de degeneração,
onde a recuperação é importante (DUARTE, 2004). Por isso, deve-se fazer um estudo de
caso e analisar amplamente a estrutura, a fim de utilizar a técnica correta e assim, obter o
resultado desejado.
Uma das mais notáveis técnicas, apresentadas nos últimos anos, envolve a aplicação
de materiais compósitos, mais especificamente os compósitos de fibra de carbono, como
alternativa à substituição das tradicionais chapas de aço, empregadas com indubitável
sucesso, desde a década de 60. Quando se reforça uma estrutura de concreto armado com
a utilização de sistemas compostos estruturados com fibras de carbono, recomenda-se
avaliar a resistência ao fogo da estrutura existente segundo os procedimentos normativos
correntes (BEBER, 1999).
O reforço estrutural realizado com fibra de carbono é simplificadamente descrito
pelas seguintes etapas: preparação do substrato de concreto na qual é necessária a
remoção da película superficial e abertura de seus poros, aplicação de primer, aplicação da
resina epoxídica e colagem do tecido ou lâmina de fibra de carbono com resina epoxídica
saturante. Dessa maneira, o reforço pode ser realizado de um material em contato direto
com o substrato ou um composto (fibra de carbono com resina epoxídica), na grande
maioria dos casos (RAY 2015).
2.2. POLÍMERO REFORÇADO COM FIBRA DE CARBONO
Segundo Machado (2002), no Brasil o primeiro caso do uso do PRFC tratou-se do reforço
estrutural do viaduto Santa Tereza, no ano de 1998, em Belo Horizonte, Minas Gerais. O
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viaduto tombado pelo patrimônio histórico teve sua capacidade elevada em 45tf e para isso,
o PRFC foi determinante, devido às restrições quanto o aumento da seção transversal.
2.2.1. Fibra de carbono
De todas as fibras sintéticas possíveis de serem utilizadas no reforço de estruturas, destaca-
se o sistema polimérico estruturado com fibra de carbono. A grande força de ligação entre
os átomos de carbono, associada à sua leveza, faz desse compósito um material altamente
diferenciado. Ele pode ser encontrado em forma de mantas, tecidos, barras e laminados e é
conhecido no meio técnico pela sigla (PRFC) Polímero Reforçado com Fibra de Carbono. É
indicado para qualquer elemento estrutural onde são exigidos pouco peso, elevada
resistência à tração e corrosão e necessidade de resistência à fadiga. Por ser bastante leve
e não necessitar de escoramento há redução do custo com mão de obra e do tempo de
paralisação da edificação (ARQUEZ, 2010).
No Brasil, a falta de normatização para uso do PRFC é uma barreira. Países como
Japão e Canadá já estabeleceram procedimentos de projeto específicos para a utilização do
reforço de PRFC em estruturas de concreto (ARQUEZ, 2010).
Segundo explica Duarte (2004), diferente do aço, a fibra de carbono não é afetada
pela corrosão eletroquímica e resiste aos efeitos corrosivos de ácidos, álcalis, sais e outros
agentes agressivos. A principal vantagem, entretanto, diz respeito à velocidade de execução
e a pouca interferência provocada no ambiente, o que favorece o uso em edificações em
funcionamento.
O polímero reforçado com fibra de carbono apresenta propriedades de
amortecimento interno (ACI, 1996). Isto conduz a uma melhor absorção de energia
dinâmica, reduzindo a transmissão para estruturas adjacentes. Este aspecto do
comportamento dos materiais compósitos pode ser extremamente relevante, principalmente
para aplicações em estruturas, tais como pontes e viadutos que estão sujeitos à ação de
cargas móveis (BEBER, 2003).
2.2.2. Características
Os compósitos de fibra de carbono resistem às tensões de tração de até 4.500 MPa
(aproximadamente dez vezes mais que o aço de construção) e podem apresentar módulo
de elasticidade a partir de 230.000 MPa (DUARTE, 2004). O material tem um peso
específico cerca de cinco vezes menor do que o do aço estrutural, da ordem de 7,85 g/cm³
(MACHADO, 2002)
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 6 de 19
O coeficiente de dilatação térmica dos compósitos unidirecionais de CFC varia
segundo suas direções longitudinal e transversal e depende do tipo da fibra, da resina e do
volume de fibra no compósito. O material sofre contração com o aumento de temperatura e
dilata com a diminuição da temperatura (MACHADO, 2002).
As fibras têm como funções principais fornecer resistência e rigidez ao compósito.
Estas propriedades variam em função do tipo, tamanho, grau de concentração e disposição
das mesmas na matriz (ARAÚJO, 2002).
2.2.3. Efeito de altas temperaturas
O comportamento ao fogo pode tornar-se um “ponto crítico” nas aplicações de sistemas de
PRFC à construção civil. Apesar de se verificar que a maioria dos compósitos não é
diretamente inflamável e que apresenta comportamento satisfatório a elevadas temperaturas
(FRANKE, 1981; SCHWARTZ, 1992), deve existir alguma preocupação, por parte do
projetista, de se informar com o fornecedor sobre esta matéria.
Os materiais compósitos apresentam menor condutividade térmica que o aço,
consequentemente reduzindo o efeito do fogo nas camadas internas de adesivo. O material
compósito carboniza ao invés de queimar, mantendo o reforço operante por um período de
tempo maior que o reforço com chapa de aço colada (JUVANDES, AZEVEDO e ANTONIO,
2010).
A temperatura a partir da qual o polímero começa a perder eficiência é conhecida
como temperatura de transição vítrea (TG). Acima dessa temperatura o módulo de
elasticidade é significativamente reduzido devido a mudanças em sua estrutura molecular.
Em um material composto, as fibras de carbono, que possuem melhores propriedades
térmicas do que as resinas, podem continuar suportando alguma carga na sua direção
longitudinal até que a sua temperatura limite seja alcançada (situada no entorno de 1.500
ºC), entretanto devido à redução da força de transferência por meio da cola entre as fibras,
as propriedades de tração do composto como um todo são reduzidas após a ultrapassagem
da temperatura de transição vítrea. Experimentos demonstram que para temperaturas da
ordem de 240ºC, bastante acima de TG, ocorre uma redução de cerca de 20% na
resistência à tração do composto (MACHADO, 2002)
2.3. RESINA EPÓXI
As resinas epóxi são materiais sintéticos, usados como ponte de aderência entre dois
elementos, bastante diversificadas em relação às suas propriedades, são encontradas
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desde o estado líquido com baixa viscosidade e sem solvente, até sólidas, com alto ponto
de fusão (ARQUEZ, 2010).
Segundo Helene (1995), estão cada vez mais sendo utilizados com maior
responsabilidade, como por exemplo, na construção de elementos pré-fabricados, na
correção de manifestações patológicas (reforços estruturais, preenchimento de fissuras e
juntas de concreto novo com antigo), em pisos industriais, entre outras aplicações.
Representam uma importante classe dos polímeros termorrígidos e são
comercializadas desde a década de 40. Podem ser formuladas em uma grande variedade
de formas com o intuito de fornecer um amplo espectro de características e propriedades
mecânicas (HOLLAWAY, 1999). Além disso, apresentam excelente aderência a diversos
tipos de fibras e substratos, são resistentes a ações químicas e apresentam baixa retração
no processo de cura (ACI 440 COMMITTEE, 1996 apud JUVANDES, 1999).
As resinas epoxídicas empregadas em aplicações de engenharia estrutural
geralmente são formulações do tipo bicomponente (resina e endurecedor) e são formadas
pela reação química do oxigênio contido na resina com o hidrogênio das aminas contidas no
endurecedor. Esta mistura está condicionada ao tempo de mistura, à temperatura e à
umidade local (JUVANDES, 1999).
2.4. INCÊNDIO EM ESTRUTURAS
O concreto endurecido é um material incombustível, de baixa condutividade térmica e não
desprende gases tóxicos quando exposto ao calor (COSTA, 2002).
A água livre no concreto endurecido é evaporada a aproximadamente 100 °C. A água
de gel e a água de cristalização são liberadas da matriz de concreto a partir de temperaturas
não muito superiores a 100°C (CUOGHI & FIGUEIREDO, 2007).
A pasta de cimento começa a perder estabilidade entre 100 e 200 °C, na forma de
redução de resistência à compressão. Acima dos 200°C ocorre uma reação físicoquímica: a
água evaporada reduz as forças de Van Der Walls entre as camadas de silicatos de cálcio
(CSH). A redução parcial da adesão química acentua o aparecimento de fissuras e ocorre
uma ligeira perda de resistência, podendo persistir até os 300 °C. Aos 200 °C
aproximadamente, o módulo de elasticidade apresenta de 70% a 80% do seu valor inicial,
enquanto que, aproximadamente aos 420 °C, ele apresenta de 40% a 50% (NEVILLE,
1997).
Para análise das estruturas, o incêndio é caracterizado pela relação entre a
temperatura dos gases quentes e o tempo.
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A influência do fogo nos projetos de engenharia não configura a projeção de
resistência da estrutura para resistir a todo o período de incêndio e sim, para um
determinado tempo, denominado TRRF (Tempo Requerido de Resistência ao Fogo) e
apresentado pela NBR 14432 (2001). Esse tempo é determinado através da altura da
edificação e sua respectiva ocupação e aumenta à medida que aumenta o risco à vida
humana e em maiores alturas (VARGAS & SILVA, 2003).
A temperatura diminui nas regiões próximas ao centro da seção transversal. Dessa
forma, quanto maior a seção transversal, maior é o núcleo frio. Quanto mais afastada estiver
a armadura da face exposta ao calor, menor é a temperatura. (KLEIN; CAMPAGNOLO e
GASTAL 2000).
2.5. ARGAMASSA REFRATÁRIA
Segundo Fernandes (2012), um material refratário é aquele que possui a capacidade de
suportar altas temperaturas sem perder suas propriedades físicoquímicas. Usualmente são
encontrados em fornos industriais, de laboratórios de pesquisa e ensino, caldeiras, fornos
domésticos e churrasqueiras. As principais características desses materiais são alta
refratariedade, estabilidade mecânica, química, dimensional e ao choque térmico, baixa
condutividade térmica e baixa permeabilidade.
A NBR 8826 (2014) define argamassa refratária como produto refratário não
conformado, constituído de grãos finamente moídos, podendo ser misturado com água e/ou
aditivos ligantes, sendo adequado para assentar, unir ou proteger outros refratários. Pode
ser acondicionado no estado seco ou úmido (ABNT, 2014).
As argamassas convencionais são materiais de construção, com propriedades de
aderência e endurecimento, obtidos a partir da mistura homogênea de um ou mais
aglomerantes, agregado miúdo (areia) e água, podendo conter ainda aditivos e adições
minerais. As argamassas refratárias possuem uma característica peculiar quando são
submetidas a altas temperaturas, conferindo maior proteção à peça em que estão aplicadas.
Esse material trata-se de uma mistura homogênea de agregados finos e superfinos,
aglomerantes inorgânicos e água, contendo ou não aditivos ou adições, com propriedades
de aderência e endurecimento (FERNANDES, 2012):
O desempenho de uma argamassa de proteção térmica não é apenas no isolamento
da temperatura, mas também na capacidade que ela possui de preservar o máximo possível
à resistência inicial do concreto e diminuir os riscos de lascamentos explosivos (CUOGHI &
FIGUEIREDO, 2007).
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3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
Este capítulo apresenta os procedimentos experimentais para obter os resultados.
3.1 Primeira Etapa – Moldagem dos Corpos de Prova
Foram realizados 5 passos dentro da primeira etapa. Iniciou-se obtendo os materiais
necessários para o programa experimental, até a cura do substrato de concreto, sendo elas:
3.1.1 Obtenção do material necessário para as formas e os corpos de prova
Durante este passo foi adquirido o madeirite com cola fenólica, e o concreto para a
confecção das formas e dos corpos de prova prismáticos.
3.1.2 Confecção das formas prismáticas
Neste passo foi realizada a marcação das dimensões, os cortes no material e a montagem
das peças. Ilustrado na Figura 1.
3.1.3 Moldagem dos corpos de prova prismáticos
O traço do concreto utilizado foi calculado para atingir 35MPa de resistência à compressão
aos 28 dias e obter um abatimento a fim de facilitar o processo (1; 3; 3,5; 0,655; 0,15).
Os corpos de prova prismáticos de concreto foram moldados com dimensões de
45cm x 10cm x 10cm. O adensamento foi realizado obedecendo a NBR 5738/2015, que
recomenda que corpos de prova prismáticos com dimensão básica de 100 mm sejam
moldados com uma camada e 75 golpes distribuídos uniformemente em toda sua camada
transversal para um adensamento manual. Foi colocada sob os corpos de prova prismáticos
uma camada de papel plastico, previnindo a perda de umidade por calor exessivo.
Demonstrado na Figura 1.
3.1.4 Desforma dos corpos de prova de concreto
Os corpos de prova prismáticos foram deixados em repouso e desformados 48 horas após a
moldagem, possibilitando assim, que atingissem suficiente resistência para que a desforma
fosse realizada sem prejudicar suas características geométricas e mecânicas.
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Figura 1 – Passos 3.1.2 e 3.1.3
3.1.5 Cura umida do concreto
A cura foi realizada em um tanque de água saturada de cal. Silva B, (2016) realizou um
estudo sobre a influência do tipo de cura na resistência à compressão e constatou que com
o tanque saturado de cal, a resistência à compressão chega o mais perto do ideal se
comparada a outros métodos de cura.
3.2 Segunda Etapa – Aplicação de PRFC
Para realização do reforço estrutural com fibras de carbono, foi utilizado, como apoio, o
Manual de Reforço das Estruturas de Concreto Armado com Fibras de Carbono,
desenvolvido por Machado (2002) e a ficha técnica do produto Viapoxi Adesivo Gel.
O Viapol® Carbon é um sistema de reforço estrutural, constituído de resinas e fibra
de carbono. Esse sistema foi doado pela Viapol Euclide Group. Sistema composto por:
• Viapol® Carbon CFW300: Manta de fibra de carbono que apresenta,
conforme especificações do fabricante, uma espessura de 0,165 mm, uma resistência
máxima a tração de 4900 MPa, módulo de elasticidade de 230 GPa e uma gramatura de
300g/m².
• Viapoxi AdesivoGel: Adesivo à base de resina epóxi, bi componente de
elevada fluidez e isento de solventes. Foi utilizado para colagem da manta nos prismas de
concreto. Ele apresenta segundo o fornecedor, uma resistência à compressão de até 75
MPa, massa específica de 1,92g/cm³ e tempo de trabalhabilidade de 60 a 90 minutos.
3.2.1 Dimensionamento da fibra de carbono
Para garantir que a prensa utilizada atingisse a resistência necessária para o rompimento do
corpo de prova prismático, foi realizado o dimensionamento da área transversal de fibra de
carbono necessária, para que ocorresse o rompimento com aproximadamente 50tf com
base em Machado (2002) e ACI COMMITTEE 440 (2002). Para que fosse possivel o
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dimensionamento, foi necessário adaptações, pois os materiais existentes são para
dimensioamento de concreto armado e não concreto simples.
A Figura 2 apresenta o esquema de cargas aplicadas contendo [A] ilustração da
aplicação de cargas da figura, [B] o diagrama de esforços cortantes e [C] o diagrama de
momentos fletores relativos à carga máxima a ser plicada.
Como se considerou o corpo de prova sem o reforço de aço para resistir aos
esforços de tração, os cálculos apresentados a seguir foram efetuados para que o composto
PRFC resistisse a estes esforços e não apenas atuasse como reforço da estrutura.
3.2.2 Preparo da superfície do corpo de prova
Escolheu-se a superfície com maior atrito para aplicação da fibra, com intuito de garantir a
melhor aderência possível das interfaces. Primeiramente houve a aplicação do primer da
Viapol na superfície seca e esperou-se duas horas até que fosse correto aplicar a resina
epoxídica, como indica o fabricante.
Figura 2 – Esquema de cargas aplicadas
3.2.3 Desenho e corte das fibras de carbono
Durante este período de espera de duas horas, foi realizada a marcação e os cortes da fibra
de carbono CW300. O corte dos pedaços de fibra de carbono (Figura 3) nas dimensões de
7cm x 20cm com 0,165cm de espessura foi dimensionado conforme informado no 3.2.1.
3.2.4 Aplicação da resina adesiva epoxídica
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Realizou-se a aplicação de uma camada de resina epoxídica Viapoxi Adesivo Gel com
função de colar a fibra de carbono ao substrato e transferir as tensões aplicadas no corpo de
prova prismático para a malha de fibra de carbono. (Figura 3)
3.2.5 Aplicação da malha de fibras de carbono
Com demarcações feitas nos prismas de concreto, foi aplicado o tecido de fibra de carbono.
Utilizou-se um pequeno rolo para aplicar uma pequena pressão sobre a fibra já colocada na
face do prisma, a fim de melhorar a aderência entre as camadas (Figura 3).
Figura 3 – Passos 3.2.3; 3.2.4 e 3.2.5 respectivamente.
3.2.6 Reaplicação de resina adesiva epoxídica
Foi aplicada uma nova camada de resina adesiva epoxídica para garantir uma melhor
aderência entre o concreto e a fibra, formando assim o PRFC.
3.3 Terceira Etapa – Aplicação da argamassa refratária
Esta etapa trata da aplicação da argamassa refratária na superfície que contém a fibra de
carbono aplicada.
3.3.1 Aplicação de areia
Aplicou-se uma pequena camada de areia com o intuito de melhorar a aderência entre a
resina e a argamassa que seria posteriormente aplicada. Esta aplicação ocorreu
imediatamente após a etapa 3.2.6.
3.3.2 Adaptação das formas
Para garantir a aplicação da argamassa refratária com a espessura especificada, foi
realizada uma modificação nas formas, garantindo assim a confiabilidade da espessura
necessária. A argamassa ensaiada foi a da empresa Siláqua preparada com o traço
sugerido pelo fabricante, 1; 5; 2.
3.3.3 Aplicação da argamassa refratária
Após a aplicação da areia, seu excesso foi retirado com o auxílio de um compressor de ar,
para garantir que nenhuma partícula solta prejudicasse a aderência. Com o auxílio da forma,
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foi aplicada uma camada de argamassa de cada espessura em grupos de 15 corpos de
prova na interface reforçada com fibra de carbono dos prismas de concreto.
3.3.4 Cura úmida da argamassa
Por orientação do fornecedor da argamassa, os corpos de provas prismáticos foram levados
para a cura de 72 horas em câmara úmida.
3.3.5 Desforma dos corpos de prova de concreto
Após as 72 horas pré-determinadas, os corpos de prova foram retirados da câmara úmida e
desformados. A Figura 4 apresenta passos da terceira etapa.
Figura 4 – Passos 3.3.2, 3.3.3 e 3.3.5 respectivamente.
3.4 Quarta Etapa – Exposição dos corpos prismáticos a temperatura de 200°C
O aquecimento das peças prismáticas de concreto foi uma das etapas principais do
programa, pois através dela é simulado o calor provocado por um incêndio. Nesta etapa as
peças de concreto foram colocadas na estufa sob uma temperatura de 200°C durante 24
horas. A Figura 5 contem alguns corpos de prova assim que colocados na estufa.
Figura 5 – Corpos de prova prisáticos subetidos a 200ºC
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3.5 Quinta Etapa – Determinação da resistência
Logo após a quarta etapa, as peças foram ensaiadas à tração na flexão. O ensaio foi
realizado de acordo com a NBR 12142 (2010) com o intuito de observar a influência do calor
na resistência à tração na flexão da peça reforçada com o PRFC revestida com argamassa
refratária em relação à peça de referencial. A Figura 6 apresenta o corpo de aprova após ser
ensaiado.
Figura 6 – Corpo de prova prisatico após ropimento.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Os resultados apresentados e avaliados são referentes aos quarenta e cinco corpos de
prova prismáticos de concreto revestidos com argamassa refratátia Siláqua com 10mm,
15mm e 20mm de espessura e aos quinze corpos de prova prismáticos de concreto sem o
revestimento.
Após todas as peças revestidas com revestimento de argamassa refratária e sem o
revestimento serem submetidas a uma temperatura de 200ºC por um período de 24 horas
na estufa, elas foram ensaiadas em uma prensa hidráulica para realização do ensaio à
tração na flexão.
O Quadro 1 apresenta os resultados por ordem crescente e análises realizadas na
Quinta Etapa do programa experimental dos corpos de prova prismáticos com e sem
revestimento da argamassa refratária Siláqua. Verifica-se a variação de resistência entre os
quatro grupos de corpos de prova, mostrando os acréscimos médios na resistência dos
prismas revestidos com argamassa refratária em relação aos prismas referenciais.
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Quadro 1 – Carga de ruptura x Corpos de prova prismáticos.
N ReferênciaArgamassa
Espessura de 10 mm
Argamassa
Espessura de 15 mm
Argamassa
Espessura de 20 mm
1 4,37 12,89 13,57 9,37
2 6,94 13,19 13,97 10,16
3 7,39 13,88 14,18 10,19
4 7,78 14,03 14,21 10,56
5 8,21 14,34 14,64 10,57
6 8,92 14,38 14,83 10,99
7 9,30 14,44 15,53 12,40
8 9,72 14,49 15,87 12,50
9 9,88 14,82 16,67 12,50
10 10,40 15,61 17,04 12,71
11 10,56 15,73 17,94 14,04
12 10,93 16,05 17,97 15,63
13 10,98 17,15 19,59 16,50
14 12,57 18,84 19,61 17,43
15 13,05 19,62 20,00 17,70
Média 9,4000 15,2973 16,3747 12,8833
Desvio Padrão 2,2450 1,9410 2,2198 2,7741
Coeficiente de Variação (%) 24% 13% 14% 22%
Variação Percentual em
Relação a Referência- 63% 74% 37%
Carga Máxima Aplicada [F] [kN]
O Gráfico 1 apresenta a variação entre as resistências à tração na flexão dos corpos
prismático de referência e os revestidos com argamassa.
Gráfico 1 - Força de ruptura x Corpos de prova prismáticos.
0,00
5,00
10,00
15,00
20,00
25,00
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Ca
rga k
N
Peças Prismáticas de Concreto
Referência
Argamassa - Espessura de 10 mm
Argamassa - Espessura de 15 mm
Argamassa - Espessura de 20 mm
Pode-se observar que os três grupos de corpos de prova revestidos apresentaram
proteção do reforço, portanto, os corpos prismáticos apresentaram um ganho resistência
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significativa em relação à média dos prismas referenciais, tendo 75,56% dos corpos
prismáticos possuindo ganho.
Para que fosse possível analisar de forma consistente a variância dos dados,
utilizou-se a análise ANOVA, que testa a hipótese de que existe diferença significativa entre
as médias dos rompimentos, e, se o fator espessura exerce influência no resultado. A
hipótese nula afirma que todas as médias das amostras são iguais, enquanto a hipótese
alternativa afirma que pelo menos uma é diferente, então se F > Fcrítico e P < 0,05 significa
que os valores são significativos.
Na análise realizada foi determinado que a variação das espessuras do material
propiciaria valores expressivos, esse fato fica evidente quando comparamos o valor de F
com Fcrítico, obtendo nas três comparações valores maiores para F, além disso, o valor de P
foi menor que 0,05 nos três casos. A Tabela 1 apresenta os resultados da análise ANOVA,
executados através do programa Microsoft Excel.
Tabela 1 – Resumo ANOVA
RESUMO
Grupo Contagem Soma Média Variância
Referência 14 136,63 9,759285714 3,342499451
Argamassa - Espessura de 10 mm 12 173,85 14,4875 0,927747727
Argamassa - Espessura de 15 mm 15 245,621 16,37473333 4,92738321
Argamassa - Espessura de 20 mm 15 193,25 12,88333333 7,695752381
ANOVA
Fonte da variação SQ gl MQ F valor-P F crítico
Entre grupos 336,4791749 3 112,159725 25,31584679 3,10121E-10 2,782600423
Dentro dos grupos 230,3816161 52 4,430415695
Total 566,860791 55
Se F > Fcrítico então existe uma grande variância entre os grupos de amostras.
Caso contrrário, assume a hipótese de que as amostras são semelhantes em todos os grupos de dados.
5. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
Após a análise dos resultados obtidos no programa experimental, é perceptível que os
objetivos estabelecidos no começo deste trabalho foram atingidos, visto que foi analisada a
influência na resistência à flexão da aplicação de diferentes espessuras de argamassa
refratária em peças de concreto reforçadas com PRFC, quando as mesmas são submetidas
à temperatura de 200ºC. Comparando os ensaios realizados, pôde-se observar:
A. Quanto ao ensaio:
I. Cada etapa foi realizada no mesmo dia para todos os corpos de prova prismáticos,
minimizando qualquer tipo de influência na variação dos resultados.
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II. O revestimento de argamassa refratária de 20 mm de espessura se desprendeu
facilmente do corpo de prova no ato do rompimento.
B. Quanto aos resultados dos ensaios realizados com peças reforçadas com PRFC
revestidas com argamassa refratária com espessuras de 10 mm, 15 mm e 20 mm
submetidas à temperatura de 200ºC:
I. Houve influência na resistência à tração na flexão das peças de concreto reforçadas
com PRFC, quando submetidas à temperatura de 200ºC, corroborando parcialmente
com a hipótese.
II. Realizando uma análise por ordem crescente dos resultados, 93% das peças com
espessura de 10 mm, 100% das peças com espessura de 15 mm e 33% das peças
com espessuras de 20 mm obtiveram ganho de resistência quando comparadas com
as peças de referência.
III. As peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de 10
mm obtiveram ganho médio na resistência, possuindo acréscimo de 63%, e um
coeficiente de variação de 13%.
IV. As peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de 15 mm
obtiveram ganho médio na resistência, possuindo acréscimo de 74% e um
coeficiente padrão de 14%.
V. As peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de 20 mm
obtiveram ganho médio na resistência, possuindo acréscimo de 37%, e um
coeficiente de variação de 22%.
VI. A espessura de 15 mm apresentou maior ganho de resistência comparado com as
espessuras de 10 mm e 20 mm.
VII. Todas as peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de
15 mm obtiveram ganho médio na resistência comparado com a espessura de 10
mm, possuindo acréscimo de 7%, porém, conforme análise de variância realizada,
este acréscimo não é significativo, pois a diferença das médias entre os dois grupos
é mínima.
VIII. Todas as peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de
15 mm obtiveram ganho médio na resistência comparado com a espessura de 20
mm, possuindo acréscimo de 27%.
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IX. Todas as peças de concreto revestidas com argamassa refratária com espessura de
10 mm obtiveram ganho médio na resistência comparado com a espessura de 20
mm, possuindo acréscimo de 19%.
X. Acredita-se que o rompimento se deu por consequência do desprendimento da fibra
de carbono, após a resina epoxídica atingir sua temperatura de transição vítrea,
perdendo assim sua resistência e causando o rompimento do sistema.
REFERÊNCIAS
ABNT - ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS –NBR 6118 – Projeto de estruturas de concreto – Procedimento. 2014. _____NBR 8826 – Informação e Documentação: Referência- Elaboração. 2014. _____NBR 12142 – Revestimento de paredes externas e fachadas com placas cerâmicas e com utilização de argamassa colante - Procedimento. 1996. _____NBR 13755 – Concreto — Determinação da resistência à tração na flexão de corpos de prova prismáticos. 2010. _____NBR 14432 – Exigências de resistência ao fogo de elementos construtivos de edificações – Procedimento. 2001. _____NBR 15113 – Resíduos sólidos da construção civil e resíduos inertes – Aterros – Diretrizes para projeto, implantação e operação. 2004. ACI Committee 440 - Guide for the design and construction of externally bonded FRP systems for strengthening concrete structures, 118 p.2002 ACI Committee 440 – States-of-the-art report on fiber reinforced plastic reinforced for concrete structures. 1996. ARAÚJO, A.C. N. Estudo Experimental do Reforço à Flexão de Vigas de Concreto Armado Utilizando Compósitos com Tecido de Fibras de Carbono. Dissertação de Mestrado, PUC-Rio. Rio de Janeiro, 2002. ARQUEZ, A. P. Aplicação de laminado de polímero reforçado com fibras de carbono (PRFC) inserido em substrato de microconcreto com fibras de aço para reforço à flexão de vigas de concreto armado. Dissertação de Mestrado, Escola de Engenharia de São Carlos. São Carlos, 2010. BEBER, A.J. Avaliação do desemprenho de vigas de concreto armado reforçadas com lâminas de fibra de carbono. Dissertação (mestrado), Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto Alegre, 1999. BEBER, A.J. Comportamento estrutural de vigas de concreto armado reforçadas com compósitos de fibra de carbono. Tese (Doutorado), Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto Alegre, 2003. COSTA, C. N.; FIGUEIREDO, A. D. de; SILVA, V. P. e. O fenômeno do lascamento (“spalling”) nas estruturas de concreto armado submetidas incêndio – uma revisão crítica. In: CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO, 44. Belo Horizonte: IBRACON, 2002. CUOGHI, R.S.; FIGUEIREDO, S.C.A.S., Aspectos de análise de risco das estruturas de concreto em situação de incêndio. São Paulo, 2007.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 19 de 19
DUARTE, A. Recuperação Estrutural. Disponível em: <http://techne.pini.com.br/engenharia-civil/84/artigo286279-1.aspx>. Acesso 13/06/2016 as 16:32 horas. FERNANDES, M. R. F., Estudo das propriedades das argamassas refratárias úmidas com o tempo de estocagem. Escola de Engenharia da UFMG. Belo Horizonte, 2012. FORTES, A.S; PADARATZ, I.J.; BARROS, A.O.; FREIRE, I.F. Eficiência do reforço de CFRP em estruturas de concreto sob efeito térmico. V simpósio EPUSP sobre estruturas de concreto, 2003. HELENE, P. R. L. Ensaios para controle de adesivos epoxy destinado a estruturas de concreto. Revista A Construção São Paulo. São Paulo: IPT, ed. 3, p. 8, 1995. HOLLAWAY, L. C., LEEMING, M. Strengthening of reinforced concrete structures: Using externally-bonded FRP composites in structural and civil engineering, 1999. JUVANDES, Luiz, F.P, Reforço e Reabilitação de Estruturas de Betão Usando Materiais Compósitos de CFRP. Porto, 1999. JUVANDES, L.; AZEVEDO, D. M. M.; ANTONIO, H. Avaliação de modelos de dimensionamento para o reforço a flexão com CFRP. Congresso nacional de Mecânica Experimental. Universidade do Minho. Portugal, 2010. KLEIN, D. L.; CAMPAGNOLO, J. L.; GASTAL, F. P. L. XXIX Jornadas Sudamericanas de Ingenieria Estructural. Punta del Este, 2000. MACHADO, Ari, P. Manual de Reforço das Estruturas de Concreto Armado com Fibras de Carbono - Viapol. São Paulo, s.d. MACHADO, A.P. Manual de reforço das estruturas de concreto armado com fibras de carbono. Belo Horizonte, 2002. NÉIA, J.A.; GARCIA, L.C.D.; HÜTNER JR., O.L. Reforço com fibra de carbono em alvenaria estrutural de blocos cerâmicos antigos. Curitiba, 2011. TCC (Pós-Graduação), Instituto IDD. NEVILLE, Adam M., Propriedades do Concreto. Trad. Salvador E. Giamusso. São Paulo: PINI, 1997. REY, Decio. Como reforçar estruturas de concreto armado. Disponível em: <https://www.linkedin.com/pulse/como-refor%C3%A7ar-estruturas-de-concreto-armado-decio-rey>. Acesso 06/06/2016 as 15:22 horas. SILVA, B, Análise da influência do tipo de cura na resistência a compressão de corpos de prova de concreto. Disponível em: <http://www.civil.ita.br/graduacao/tgs/resumos/2009/TGIEI003_Bruno_Silva.pdf>, Acesso 14/06/2016 as 02:30. SCHWARTZ, M.M. Composite materials handbook, 2ª edição, McGraw-Hill Companies, Inc., Nova York, 1992. VARGAS, M.R.; SILVA, V.P., Resistência ao Fogo das Estruturas de Aço. Instituto Brasileiro de Siderurgia - IBS; Centro Brasileiro de Construção em Aço - CBCA, Rio de Janeiro, 2003.
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ANÁLISE DA FALHA DE CONCRETAGEM DE PILARES DE UMA
EDIFICAÇÃO: ESTUDO DE CASO
Raquel Munaro (Arquiteta e Urbanista, Domini Incorporadora LTDA) [email protected]
(Prof. Dra., Universidade Federal da Integração Latino Americana) [email protected]
Resumo: O presente estudo objetiva avaliar falhas nas juntas de concretagem de pilares e suas
consequências à estrutura, em uma edificação localizada em Caxias do Sul, RS, face à exposição
das armaduras na cabeça de alguns pilares após o término do lançamento do concreto. A
metodologia utilizada é a investigação de caráter qualitativo, por meio da pesquisa explicativa e
estudo de caso. Contemplou a coleta de dados referentes à dosagem do concreto, a verificação
da resistência à compressão, com a análise de cada caminhão destinado à concretagem dos
pilares afetados, através de ensaio em corpos de prova e testemunhos extraídos in loco, o ensaio
de esclerometria e a caracterização climática das condições de lançamento do concreto. Após a
análise dos dados foi possível evidenciar que houve falhas de cunho tecnológico e/ou humano
tanto na dosagem do concreto quanto na concretagem dos pilares, sendo possível propor
alternativas para a correção adequada da avaria em estudo.
Palavras-chave: Concreto armado; Junta de concretagem; manifestação patológica;
controle tecnológico do concreto;
ANALYSIS OF THE CONCRETING FAILURE OF PILLARS OF A
BUILDING: CASE STUDY
Abstract: The study aims to verify failure in the concrete joints of columns and their
consequences to the structure, in a building in Caxias do Sul, RS, due to the exposure of the
reinforcement to the head of some pillars after the concrete finish. The methodology used is
quality investigation, through an explanatory research along with the study. Includes the
collection of concrete dosage data, the verification of the compression resistance, with the a
sample from every kind of concrete used on the affected pillars, through previous tests on
testing pillars and the family testimony collected in loco, the sclerometry test and the Climatic
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characterization when the concrete was used. After a data analysis, it was possible to verify
the failure were technological and / or human both in the concrete dosage and in the
concreting of the pillars, and it is possible to propose alternatives for the adequate correction
of the failure in study.
Keywords: Reinforced concrete; Concrete joint; Pathological manifestation, Technological
control of concrete
1. INTRODUÇÃO
O desenvolvimento tecnologias, materiais de construção e processos construtivos
inovadores tem fomentado a construção de edificações cada vez mais esbeltas e
econômicas. Entretanto, a carência de mão de obra especializada, a alta competitividade do
setor e/ou a busca por maiores lucros por meio da redução dos custos de produção têm
interferido negativamente na qualidade das habitações produzidas no Brasil nos últimos
anos (DAL MOLIN, et al., 2016).
Neste sentido muitas construções começaram a apresentar níveis de degradação
superior aos desejados, apresentando problemas relacionados à qualidade e a durabilidade,
caracterizados pelo envelhecimento precoce devido, sobretudo, ao aparecimento de
manifestações patológicas, que afetam a estética, a segurança, a utilização e a durabilidade
das construções (POSSAN e DEMOLINER, 2013).
Meira e Padaratz (2002), em estudo realizado no Brasil, observaram que os
investimentos em ações de manutenção, em uma estrutura com elevado grau de
deterioração, podem chegar a aproximadamente 40% dos custos de execução do
componente degradado.
Além da deterioração das estruturas de concreto ao longo do tempo diversas
aplicações deste material têm apresentado problemas precoces, devido, sobretudo, a falhas
no processo de produção, lançamento adensamento ou cura do concreto. Estas estão
relacionadas à existência de ninhos de concretagens (popularmente conhecidos como
“bicheiras”), à falta de aderência entre camadas de concreto e à exposição das armaduras.
Estas falhas geram diversos transtornos no processo de produção das estruturas de
concreto armado, uma vez que necessitam ser corrigidas durante a execução da obra,
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demandando tempo e recursos (humanos e financeiros) além de gerar atrasos nos
cronogramas de execução e entrega da obra. Whittle (2012) destaca que a fim de melhorar
a qualidade em todos os aspetos do projeto e construção fazem-se necessárias mais
pesquisas e desenvolvimento científico para entender melhor os materiais de construções
sobre as condições de uso.
Diante o exposto, pretende-se com este estudo analisar qual a causa da falha na
concretagem dos pilares do terceiro subsolo de uma edificação multifamiliar localizada na
cidade de Caxias do Sul/RS, que deixou exposta sua armadura, descrevendo o caso e os
fatos que levaram à percepção desta falha. O relato dos dados de concretagem/concreto do
terceiro subsolo, tais como a comparação da resistência requerida em projeto com
resistência entregue pelo fornecedor e resistência dos testemunhos é imprescindível para
diagnosticar o problema e as consequências geradas na estrutura dessa edificação e poder
propor, em conjunto com o calculista estrutural responsável, as ações necessárias para a
reparação do problema.
2. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
Para a realização desta pesquisa fez-se uso da investigação de caráter qualitativo, por meio
da pesquisa, exploração e descrição de um caso. O método consiste em coletar dados por
meio de observação, revisão documental, discussões com envolvidos nas etapas de
execução, a fim de desenvolver uma perspectiva que elucide o porquê da falha de
concretagem, objeto deste estudo (SAMPIERI, COLLADO, e LUCIO, 2013).
Neste estudo de caso foram obtidos dados da estrutura em análise oriundos de:
a) ensaios de resistências à compressão dos corpos de prova cilíndricos,
moldados no dia da concretagem, com 100 mm de diâmetro, adensados
manualmente e curados conforme orientações da ABNT NBR 5738:2015;
b) reuniões entre o responsável técnico pela execução da obra, o projetista
estrutural e os responsáveis técnicos pela concreteira contratada;
c) ensaio esclerométrico realizado em três pilares em recuperação (P16, P22 e
P24) e dois pilares que não apresentaram a falha (P19 e P21, no subsolo 02),
selecionados aleatoriamente como referência; e,
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d) testemunhos extraídos das etapas 01 e 02 de concretagem dos pilares
(amostras retiradas da estrutura do concreto consolidado), conforme NBR
7680:2015.
A fim de complementar a pesquisa realizada, apresenta-se o levantamento
fotográfico como ferramenta importante para auxiliar na descrição do fato pesquisado, bem
como proporcionar maior entendimento ao tema.
3. ESTUDO DE CASO
O caso em estudo ocorreu na cidade de Caxias do Sul, RS - Brasil, em uma construção
residencial, com 27 unidades habitacionais, composta por três subsolos e térreo em
concreto armado, nove pavimentos de apartamentos e reservatório superior, em alvenaria
estrutural com bloco cerâmico.
A falha foi identificada após a limpeza dos pilares do subsolo três (ver figuras 1 e 2)
para remoção de poeiras e resquícios de produtos para facilitar a desforma, em preparação
para aplicação de camada de acabamento com nata de concreto, meses após a
concretagem dos pilares. Com a realização dessa limpeza com jato d’água sob pressão e
escova de aço, percebeu-se que o concreto começou a fragmentar no ponto da junta de
concretagem, ligação que merece atenção especial para sua realização.
Conforme indicado na figura 2, à medida que o processo de limpeza evoluiu, parte do
concreto da segunda metade da concretagem, se desfez em tamanha porcentagem que
expôs a armadura dos pilares P6, P12 e P16, figuras 3, 4 e 5, respectivamente. Também
afetou o cobrimento nos pilares P22, P23 e P24, conforme pode ser observado nas figuras
6, 7 e 8, respectivamente.
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Figura 1: corte longitudinal esquemático.
P06
P16
P12
P24P23P22
P29 P30
Figura 2: Marcação dos pilares avariados.
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Figura 3: Armadura exposta do pilar 6 (P6).
Figura 4: Armadura exposta do pilar 12 (P12).
Figura 5: Armadura exposta do pilar 16 (P16)
Figura 6: Comprometimento do cobrimento do pilar 22 (P22)
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Figura 7: Comprometimento do cobrimento do pilar 23 (P23)
Figura 8: Comprometimento do cobrimento do pilar 24 (P24)
Sabe-se que os pilares deste pavimento tiveram o concreto lançado em duas etapas
em função da altura do pavimento que é de 3,00 m. Na primeira etapa foi realizado o
lançamento de concreto auto adensável, com “brita 0” e aditivo para amentar a plasticidade,
preenchendo pouco mais da metade de cada pilar, quando este tinha dimensão igual ou
superior a 60x60 cm, e 3/4 quando inferior a esta dimensão. Na segunda etapa, utilizou-se o
concreto convencional, CPII, com “brita 1”, sem aditivo plastificante, completando os pilares.
É importante salientar que entre uma etapa e outra houve precipitação de chuva intensa, o
que interrompeu a concretagem na etapa 01, sendo concretada a etapa 02 somente no dia
seguinte, criando a chamada junta fria de concretagem.
Cabe ressaltar que as juntas de concretagem são inerentes à estrutura, mas devem-
se ter cuidados no momento de execução, observando questões estéticas da sua
localização, de resistência e durabilidade. Atendendo os requisitos de limpeza da superfície
a ser emendada e garantindo a aderência entre as partes (SOUZA, 1948). Segundo Botelho
e Marchetti (2010), ao executar a junta de concretagem, deve-se atentar à limpeza da
superfície do concreto já endurecido, removendo a nata de concretagem e outros resíduos
antes do lançamento do novo concreto.
Também se faz necessário manter a superfície irregular, a fim de possibilitar melhor
aderência do concreto e, quando necessário, aplicar adesivo próprio na junta. A orientação
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da NBR 6118:2014, item 21.6, nos casos como o descrito, é que devem ser previstas
armaduras de costura quando não for propiciada a correta rugosidade da superfície antiga.
Observa-se, nas figuras 9 e 10 que, logo após a constatação da falha e durante o
processo de limpeza para a realização do reforço estrutural ainda não era possível observar
flambagem1 da armadura. Como medida preventiva e para evitar danos maiores, em
conjunto com a limpeza dos pilares, foi dado início ao escoramento da estrutura.
Figura 9 – P16, sem apresentar flambagem aparente na armadura.
Figura 10 – P24, sem apresentar flambagem aparente na armadura.
Mesmo com a estrutura escorada, durante o período de estudos e discussão de
causas do problema e melhor forma de reparar a estrutura, nota-se que a armadura do pilar
P06, apresentou flambagem1 (figura 11), mesmo com o escoramento realizado, a fim de
distribuir a carga suportada pelo pilar P06. Este fenômeno somente foi percebido no pilar
onde a armadura exposta tem maior proporção em relação ao concreto aparentemente
saudável. Neste pilar já havia sido dado início à escarificação2 da estrutura, preparo
preliminar para garantir a aderência do novo concreto de reparação.
1 Flambagem: Termo usado para designar a encurvadura de um elemento estrutural. 2 Escarificação: Série de arranhões ou pequenas incisões praticadas sobre uma superfície, para garantir rugosidade e aderência
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Flambagem
Figura 11 – P6, apresentação de flambagem da armadura.
A fim de controlar e registrar condições e fatos de todo o processo de concretagem
da obra é preenchida uma planilha, chamada de rastreabilidade do concreto, um documento
importante no processo de execução da obra que apontando onde foi utilizado cada volume
do concreto recebido, além de informações pertinentes, como obra, data/horário,
responsável, aplicação/pavimento, volume, resistência (fck) requerida, dentre outros dados.
Esse documento propiciou a localização das informações sobre o concreto aplicado no
terceiro subsolo e deu início a investigação. Faz parte da rastreabilidade do concreto o
croqui do local de lançamento do concreto.
Ao ser constatada a falha no terceiro subsolo, os três pavimentos superiores
(segundo subsolo, primeiro subsolo e térreo) já haviam sido executados e encontravam-se
na etapa inicial de elevação da alvenaria (Figura 1). Fator de grande preocupação, pois a
carga imposta sobre os pilares fragilizados colocou em risco vidas de operários da obra e
poderia causar danos irreversíveis na estrutura.
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4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Com a constatação do problema nos pilares, a primeira ação foi analisar os resultados dos
ensaios dos corpos de prova desta concretagem onde ocorreu a constatação que a
resistência à compressão aos 28 dias de idade (fcj) continha resultados abaixo do solicitado
em projeto estrutural (fck), estabelecido em 30Mpa. Através desse resultado foi solicitado
imediatamente o ensaio da contraprova, moldada em conjunto com os corpos de prova de
cada volume de concreto do dia da concretagem. Neste momento, com resultados
igualmente abaixo do requisitado com mais de 150 dias de idade do concreto, se amplia a
investigação, através a extração de testemunhos para encaminhamento para ensaio de
compressão.
Foram extraídos ao todo 12 testemunhos dos pilares. Pilar 6 (P6), pilar 24 (P24), pilar
29 (P29) e pilar 30 (P30) a extração foi realizada somente da segunda etapa de
concretagem, com concreto convencional. Já os pilares 12 (P12), pilar 16 (P16), pilar 22
(P22) e pilar 23 (P23) foram extraídos testemunhos das duas etapas de concretagem, com
concreto auto adensável na primeira etapa e convencional na segunda etapa. Esta definição
foi passada pelo calculista estrutural, de acordo com os esforços que cada pilar foi projetado
a suportar, mais esforço dois testemunhos, menos esforço, um testemunho.
A tabela 1 apresenta um comparativo das resistências encontradas em cada ensaio,
para os pilares que apresentaram problemas. Observa-se que na 2ª etapa da concretagem
se encontram as menores resistências à compressão, tanto nos corpos de prova quanto nos
ensaios dos testemunhos. A tabela apresentada divide os pilares por etapa de concretagem,
tipo de concreto e nota fiscal de cada caminhão betoneira utilizado os pilares.
Também houve a realização de ensaio não destrutivo de esclerometria, de acordo
com a NBR 7584:2012 – Concreto endurecido - Avaliação da dureza superficial pelo
esclerômetro de reflexão. O ensaio foi realizado nos pilares P19, P22 e P24 do terceiro
subsolo e pilares P16 e P21, no segundo subsolo. O resultado deste ensaio pode-se
comparar com os resultados anteriores e contatou-se que ficaram abaixo dos resultados dos
corpos de prova na etapa 02 da concretagem, abaixo também da resistência requerida em
projeto, de 30 MPa.
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Tabela 1: Quadro comparativo de resistência do concreto de acordo com ensaios de laboratório.
Sabe-se também, que o concreto recebido para as duas etapas da concretagem,
além de ser de tipologia diferente, auto adensável e convencional, o que não deprecia a
aplicação, desde que dosado e aplicado de forma adequada, foi enviado pela mesma
empresa concreteira, porém de unidades distintas, percebido pela numeração das notas
fiscais, com valores mais baixos na primeira e avançados na segunda etapa e validado pela
empresa fornecedora do concreto.
A segunda etapa de lançamento do concreto ainda ocorreu no dia seguinte, pois a
obra teve de ser interrompida devido à forte chuva que atingiu a cidade no dia de
concretagem. Ao ser retomada a concretagem dos pilares, não foi realizada a limpeza da
nata de concreto formado na superfície do concreto antigo, já em processo de cura,
tampouco houve escoamento da água acumulada na fôrma (em função da chuva). Além da
falta de conferência e execução de rugosidade do antigo concreto para possibilitar a
aderência do novo concreto e a execução de armadura de costura.
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Para recuperação, após serem refeitos os cálculos das exigências dos esforços
aplicados nos pilares, foi proposto preenchimento das lacunas de concreto dos pilares P06,
P12 e P16 (figuras 12 e 13), de menor dimensão, com aumento da seção na região próxima
das vigas e reforço com armadura e também aumento de seção nos pilares P22, P23 e P24
Nota-se no pilar P24 que houve a remoção do concreto degradado e consequente criação
de superfície rugosa para melhorar aderência do novo concreto utilizado, o chamado grout,
(figura 14 e 15). A aplicação se deu através do pavimento superior, através de furos na laje
(figura 16), próximo à base do pilar.
A escolha do grout foi definida pela fácil aplicação, devido sua fluidez, e elevada
resistência mecânica (SOUZA, 1948). Antes da aplicação, foi observada a correta limpeza
da superfície com jatos de água, removendo poeiras e outras partículas que poderiam afetar
a adesão do concreto novo com o antigo. Esse procedimento foi adotado para a
recuperação dos demais pilares afetados.
Figura 12 – Preenchimento com grout da falha de concretagem no pilar P12.
Figura 13 - Reforço com grout nos pilares P06 e P16.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 13 de 15
Concreto
removido
Figura 14 – Remoção do concreto degradado e criação de superfície rugosa.
Figura 15 – Reforço de armadura no pilar P24.
Figura 16 – Furos no segundo subsolo para aplicação do grout nos pilares do pavimento do terceiro subsolo.
Foi realizado o monitoramento da estrutura e das possíveis consequências no
pavimento superior, segundo subsolo, e não foi identificada nenhuma manifestação
patológica causado pelo problema apresentado.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 14 de 15
5. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
Os resultados deste trabalho permitem a reflexão sobre as deficiências no setor da
construção civil, que independente dos processos de controle e registros da execução de
cada etapa da obra e também dos muitos os avanços tecnológicos que qualificam cada vez
mais a matéria empregada na construção, ainda é tida como uma atividade artesanal ou
pouco industrializada. Os recursos humanos que atuam no setor e executam os projetos,
possuem as mais variadas habilidades, ou falta delas, sendo passível a ocorrência da falha
humana, agente com grande carga de responsabilidade sobre os problemas apresentados.
A partir da análise dos ensaios realizados, dos dados levantados e estudo de
bibliografias sobre o tema, foi possível apurar as principais causas para os problemas dos
pilares mencionados sendo possível apontar dois fatores principais, um de caráter
tecnológico e outro humano. A deficiência na dosagem do concreto na central sendo
percebida através dos baixos resultados dos ensaios de compressão, demonstrando um
equívoco ao quantificar e especificar os agregados e produtos para a composição do
concreto convencional, pois mesmo com mais de 150 dias de cura ele não atingiu a
resistência requerida. A parcela humana sobre a degradação dos pilares, associada com
concretagem em dias distintos, propiciou a união entre o concreto endurecido com o novo
sem a adequada execução dos processos recomendados para essa situação e citadas em
capítulos anteriores.
Percebe-se que o processo construtivo demanda atenção especial e ainda requer
muito estudo e pesquisas, a fim de minimizar as ocorrências patológicas e evitar desperdício
de tempo e recursos, humanos, materiais e financeiros. Estamos apenas no início da
caminhada e da busca por evolução na forma de solucionar os problemas, com agilidade e
qualidade.
REFERÊNCIAS
Associação Brasileira de Normas Técnicas. NBR 6118: Projeto de estruturas de concreto - Procedimento. Rio de Janeiro, 2014.
______. NBR 5738: Versão Corrigida: 2016 – Concreto – procedimento para moldagem e cura de corpos-de-prova. Rio de Janeiro, 2015.
______. NBR 5739: Concreto – ensaios de compressão de corpos de prova cilíndricos. Rio de Janeiro, 2007.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 15 de 15
______. NBR 7584: Concreto endurecido — Avaliação da dureza superficial pelo esclerômetro de reflexão. Rio de Janeiro, 2012.
______. NBR 7680:2015 – Concreto – Extração, preparo, ensaio e análise de testemunhos de estrutura de concreto. Rio de Janeiro, 2015.
DAL MOLIN, D.C.C; MASUERO, A. B.; ANDRADE, J. J. O.; POSSAN, E.; MASUERO, J. R.; MENNUCCI, M. M. Contribuição à Previsão da Vida Útil de Estruturas de Concreto. In: Claudio de Souza Kazmierczak, Márcio Minto Fabrício. (Org.). Avaliação de Desempenho de Tecnologias Construtivas Inovadoras: Materiais e Sustentabilidade. 1ed. Editora Scienza, 2016, v. , p. 223-270.
MEIRA, G. R.; PADARATZ, I. J. Custos de recuperação e prevenção em estruturas de concreto armado: uma análise comparativa. In: ENCONTRO NACIONAL DE TECNOLOGIA DO AMBIENTE CONSTRUÍDO, IX, 2002, Foz do Iguaçu. Anais... Porto Alegre: 2002, p. 1425-1432.
POSSAN, E.; DEMOLINER, C. A. Desempenho, durabilidade e vida útil das edificações: abordagem geral. Revista Técnico-Científica CREA-PR, v. V1, p. 1-18, 2013.
SAMPIERI, R.H; COLLADO, C.F.; LUCIO, M.P.B. Metodologia de pesquisa. Tras. Deyse Vaz de Moraes. México: Penso, 2013.
SOUZA, V.C.M. Patologia, recuperação e reforço de estruturas de concreto; São Paulo: PINI, 1948.
WHITTLE, R. Failures in Concrete Structures: Case Studies in Reinforced and Prestressed Concrete. CRC Press. 2012. 148p.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 17
UTILIZAÇÃO DO ENSAIO PULL OFF NA DETERMINAÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO DE CONCRETOS COMPARANDO
COM OUTROS ENSAIOS NÃO DESTRUTIVOS
Mauro Vitor Greco Tavora (Mestrando do Programa de Pós Graduação em Engenharia e Construção Civil, UFPR); [email protected].
Isaac Aguiar Oliveira (Mestrando do Programa de Pós Graduação em Engenharia e Construção Civil, UFPR); [email protected].
Dayane de Cristo Miranda (Estudante de Engenharia Civil, UFPR); [email protected].
Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Doutor, UFPR); [email protected].
Resumo: A inspeção de estruturas de concreto demanda com frequência a determinação da
resistência à compressão dos concretos in loco e, para tal, podem ser aplicadas técnicas
não destrutivas que evitam danos significativos na estrutura durante o ensaio. Neste
contexto, para verificar a adequabilidade do pull off como ferramenta de inspeção de
concretos, o mesmo foi comparado com outras duas metodologias, esclerometria e
ultrassom, também técnicas não destrutivas. As três técnicas não destrutivas foram
aplicadas em 12 corpos de prova prismáticos de 65x32x10 cm, com 3 classes de resistência
distintas (C20, C30 e C40). Seus resultados foram correlacionados com a resistência à
compressão dos concretos, determinada por meio da ruptura de corpos de prova cilíndricos
de 10x20 cm. As correlações se mostraram satisfatórias para os três ensaios. O pull off
apresentou alto índice de correlação (R2 = 0,91), porém inferior às outras duas técnicas:
esclerometria (R2 = 0,98) e o ultrassom (R2 = 0,99).
Palavras-chave: inspeção de estruturas de concreto; ensaios não destrutivos;
esclerometria; ultrassom; pull off.
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USE OF THE PULL TEST IN DETERMINING THE COMPRESSIVE
STRENGTH OF CONCRETE COMPARED TO OTHER NON-
DESTRUCTIVE TESTS
Abstract: Inspection of concrete structures often demands the determination of the
compressive strength of concrete in loco, and for that, non-destructive techniques may be
applied to avoid significant damage in the structure during the tests. In this context, to verify
the suitability of pull off as a concrete inspection tool, it was compared with two other
methodologies, rebound hammer test and ultrasonic test, also non-destructive techniques.
The three non-destructive techniques were applied in 12 prismatic specimens (65x32x10 cm)
with three different compressive strength classes (C20, C30 and C40). Their results were
correlated with the compressive strength of the concretes, determined by the rupture of
cylindrical specimens (10x20 cm). Correlations were satisfactory for all three tests. The pull
off test presented a high correlation (R2 = 0.91), but lower than the other two techniques:
rebound hammer test (R2 = 0.98) and ultrasonic test (R2 = 0.99).
Keywords: inspection of concrete structures; non-destructive tests; rebound hammer test;
ultrasonic test; pull off.
1. INTRODUÇÃO
Uma das propriedades mais importantes do concreto armado é a sua resistência à
compressão, sendo este um dos principais parâmetros utilizados para o dimensionamento
de estruturas. Determinar esta propriedade mecânica em estruturas já acabadas, sem
causar danos à sua superfície ou funcionalidade, são preocupações atuais dos profissionais
da engenharia (PEREIRA; MEDEIROS, 2012).
A resistência à compressão é determinada de forma simples, a partir da ruptura de
corpos de prova (cps) por compressão axial. Os cps são moldados em paralelo às
concretagens de uma obra e, após o tempo necessário para o endurecimento e elevação de
resistência do concreto, as amostras são enviadas a um laboratório para o ensaio de
caracterização. Assim, com os resultados dos ensaios de resistência à compressão simples,
pode-se verificar se o concreto atingiu a resistência mínima almejada em projeto.
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Para seguir essa sequência de ações, é necessário prever a moldagem de corpos de
prova e, portanto, não se aplica a estruturas de concreto já executadas, como, por exemplo,
edifícios antigos, onde por qualquer razão se vê necessária à determinação da resistência à
compressão do concreto com o qual a estrutura foi executada. Para tal, foram desenvolvidas
técnicas alternativas, com as quais é possível estimar a resistência à compressão, a partir
de ensaios in loco e correlações com outras propriedades.
Conhecidos como ensaios não destrutivos ou semidestrutivos, essas técnicas vêm
contrapor a necessidade de retirada de testemunhos, que por sua vez danificam a estrutura
e em alguns casos é impraticável, por questões estruturais ou mesmo físicas, como por
exemplo, regiões da estrutura pouco acessíveis ao equipamento de extração. Uma técnica
bastante conhecida e já normatizada no Brasil é a esclerometria (ABNT NBR 7584:1985),
porém esse método apresenta resultados com grande variação de valores, colocando
sempre em dúvida a sua acuidade e necessitando sempre de uma complementação com
outras técnicas, como por exemplo, o ultrassom (ABNT NBR 8802:1992).
O pull off é também uma técnica não destrutiva, que já está normatizada no Brasil no
campo de argamassas, porém pouco explorada no âmbito da determinação das
propriedades dos concretos. Essa técnica se baseia na correlação entre a resistência à
tração do concreto - determinada a partir da força de arrancamento, que consiste na força
necessária para arrancar um disco colado na superfície do concreto - e a resistência à
compressão do mesmo.
Um estudo sobre pull off comparando-o com outras técnicas convencionais aplicadas
em concretos se mostra bastante relevante, pois, este ensaio pode ser uma alternativa às
técnicas utilizadas atualmente para estimar a resistência à compressão do concreto ou
ainda ajudar a corroborar os resultados de outros ensaios.
Além disso, considerando que as estruturas de concreto possuem um tempo de vida
útil, que segundo a ISO 13823:2008 é “o período efetivo de tempo durante o qual uma
estrutura ou qualquer de seus componentes satisfazem os requisitos de desempenho do
projeto, sem ações imprevistas de manutenção ou reparo” e que os primeiros prédios altos
com estrutura em concreto armado no Brasil datam da década de 1920 (LOTURCO, 2008)
muitos desses edifícios se encontram em estado de envelhecimento avançado, e devem ser
inspecionados, para se verificar se os mesmos ainda possuem condições de desempenhar
suas funções, garantindo a segurança de seus usuários. Portanto, uma técnica eficiente e
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prática para a determinação das características mecânicas das estruturas em concreto
armado se mostra indispensável neste cenário.
Logo, esse trabalho tem como objetivo geral estudar o ensaio pull off como
ferramenta na estimativa da resistência à compressão de concretos, comparando-o com
outros ensaios, de forma a apresentá-lo como uma opção prática para a área de inspeções
de estruturas de concreto armado.
2. REFERENCIAL TEÓRICO
Historicamente, a resistência mecânica do concreto é o parâmetro mais empregado para se
avaliar a qualidade do material (ANDRADE; TUTIKIAN, 2011) e para medir essa
propriedade podem ser empregados diversos métodos, que, por sua vez, podem ser
englobados em duas classes principais: os ensaios destrutivos e os ensaios não destrutivos.
Os ensaios destrutivos são empregados em maior escala, em função da sua
praticidade, rapidez na obtenção dos resultados e baixo custo. Os ensaios não destrutivos
não danificam a estrutura, entretanto, a resistência do concreto não é mensurada de forma
direta, e sim a partir de correlações com outras propriedades do material. Essas técnicas
são mais aplicadas na área de investigação de estruturas em uso, quando há sinais de
comprometimento nos elementos estruturais, que podem estar ligados a uma resistência
inadequada do concreto. Geralmente, estas técnicas são mais complexas, pois exigem
equipamentos mais sofisticados e mão de obra qualificada para a obtenção e interpretação
dos resultados (ANDRADE; TUTIKIAN, 2011).
2.1. Esclerometria
A esclerometria é um método que consiste em impactar a superfície do elemento concreto,
por meio de um equipamento conhecido por Martelo de Schmidt ou esclerômetro (Figura 1).
Em seguida mede-se o recuo do martelo que é correlacionado com a resistência à
compressão. No Brasil, o procedimento de ensaio é estabelecido pela ABNT NBR
7584:1985.
Embora a esclerometria seja uma técnica rápida e de baixo custo, ela possui
algumas exigências para que os seus resultados sejam confiáveis. O equipamento deve ser
utilizado somente em superfícies lisas e elementos imóveis e não deverão ser ensaiados
concretos com idades baixas ou resistências abaixo de 7MPa, pois a superfície pode vir a
ser danificada pelo martelo (IAEA, 2002).
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Figura 1 - Martelo de Schmidt ou Esclerômetro
Outros fatores como grau de umidade do concreto e características dos agregados
podem distorcer os resultados (ABNT NBR 7584:1985) e, além disso, superfícies
carbonatadas podem elevar os valores estimados pelo esclerômetro. Segundo Réus (2016)
o fenômeno da carbonatação eleva os resultados devido à colmatação dos poros do
concreto na zona carbonatada, influenciando diretamente os resultados obtidos pela
esclerometria. A ABNT NBR 7584:1985, que regulamenta este ensaio, indica que os valores
obtidos com o ensaio em superfícies carbonatadas podem ser superestimados em até 50%.
Levando em consideração que em estruturas antigas há uma grande chance das superfícies
dos elementos de concreto estarem carbonatadas, os resultados da esclerometria não
representariam o interior dos elementos tornando necessária a complementação desta
metodologia com outras técnicas, como o ultrassom. Essa complementação com outras
técnicas aumentam o custo e o tempo de execução, atenuando, assim, as principais
vantagens da esclerometria.
2.2. Ultrassom
No Brasil, o procedimento de ensaio pelo método do ultrassom é estabelecido pela ABNT
NBR 8802:1992. Com as leituras de velocidade de ultrassom (Figura 2) é possível elaborar
correlações com a resistência à compressão do concreto e usar este gráfico para estimar a
resistência de outras áreas sem extrair testemunhos, que é caro e demorado.
Diferente da esclerometria, esse método abranje o interior dos elementos e não
somente a superficie, porém, o teor de umidade do concreto a ser ensaiado é responsável
por variações significativas, que devem ser consideradas para uma correta correlação e
estimativa da resistência à compressão do concreto. Outras variações na velocidade do
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pulso podem ocorrer devido a condições distintas de cura e hidratação do cimento ou à
presença de água livre nos poros e vazios do concreto (IAEA, 2002).
Além da umidade, Pereira & Medeiros (2012) afirmam que outros fatores importantes
podem influenciar na velocidade de propagação, como comprimento de percurso,
dimensões da peça a ensaiar, presença de armaduras e temperatura.
Figura 1 - Equipamento do ensaio de ultrassom
A presença de armaduras tem influência nos resultados das correlações entre a
velocidade de propagação das ondas e a resistência mecânica do concreto, principalmente
quando as barras de aço estão dispostas na direção de propagação (ABNT NBR
8802:1992). Esse fato não inviabiliza, porém dificulta o uso da técnica sendo necessária
uma complementação com outras técnicas, como a pacometria, que serve para localizar as
armaduras para um posterior posicionamento dos transdutores, de forma a desviar das
mesmas durante o ensaio.
2.3. Pull off
O método pull off se baseia em uma possível correlação entre a força de tração necessária
para arrancar um disco metálico colado na face de um elemento de concreto, rompendo
uma parcela do material, e a resistência à compressão deste concreto (CASTRO et al,
2009). As suas primeiras versões foram desenvolvidas na Inglaterra, na Queen’s University,
no início dos anos 70, para avaliar a resistência à compressão de vigas com alto teor de
alumina (MALHOTRA; CARINO, 2004).
Para a execução do ensaio é utilizado um equipamento apoiado no concreto por
meio de um tripé (Erro! Fonte de referência não encontrada.). Esse dispositivo conecta-
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se, por meio de uma haste com rosca, ao disco metálico pela qual é aplicada uma tensão
máxima de 10kN, em uma razão aproximadamente de 6 kN/min (MALHOTRA; CARINO,
2004).
Figura 3: Equipamento para o ensaio Pull Off
O ensaio pode ser realizado de duas formas: colando o disco diretamente na
superfície do concreto, obtendo-se com isso após o arrancamento uma superfície de ruptura
próxima à base do disco (Figura 4a) ou então, efetuando um corte superficial em torno do
disco (Figura 4b). A execução do corte pode ajudar a evitar a influência das condições da
superfície do concreto, como no caso das superfícies carbonatadas (MALHOTRA; CARINO,
2004).
Figura 4: – Formas de aplicação dos disco para o ensaio Pull Off (MALHOTRA & CARINO,
2004).
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Foi constatado por Evangelista (2002) que a carga de ruptura do ensaio com a
presença do corte tende a ser menor do que a do ensaio sem o corte, para concretos iguais,
relacionando esta redução à concentração de tensões ao redor do corte e à ausência de
concreto nesta região.
Grullón et al. (2004) apud Evangelista (2002) afirmam que a relação entre a força de
tração e a resistência à compressão do concreto depende dos seguintes fatores: idade, tipo
e dimensão máxima dos agregados, condições de cura, dosagem e tipo de cimento. Já
segundo Bungey (1992) apud Evangelista (2002), além das propriedades do concreto,
outros fatores podem influenciar os resultados, como: material do disco, diâmetro e
espessura do disco, efeitos do corte feito no concreto, sistema de reação do equipamento e
velocidade de aplicação de carga.
Na Europa, o pull off é normatizado pela BS 1881-207 (1992), já no Brasil, este
ensaio é usado, tradicionalmente, para medir a resistência de aderência de argamassas, e é
normatizado pela ABNT NBR 14081-4. No momento em que se passa a usar o pull off para
ensaiar elementos em concreto, deve-se levar em consideração um novo fator que é o
agregado graúdo, de grande influência, e que varia em função da sua forma, posição em
relação à superfície de teste e origem. Evangelista (2002) constatou a necessidade de uma
curva de correlação para o concreto com agregado graúdo de origem calcária e outra para
concretos com agregados de basalto, cascalho, granito e arenito.
A rigidez do disco também é um parâmetro importante, pois limita a relação entre
espessura e diâmetro dos discos. Essa dependência pode ser observada na Figura 5, que
mostra que para garantir uma distribuição uniforme de tensões, e consequentemente uma
carga máxima de ruptura, a espessura dos discos de aço devem ser de pelo menos 40% do
diâmetro do mesmo, ao passo que, no caso dos discos de alumínio, a proporção sobe para
60%. Estes resultados experimentais foram estabelecidos com base em análises com
elementos finitos (EVANGELISTA, 2002).
Antes do ensaio utilizando o pull off, a superfície do concreto deve ser preparada
com lixamento e/ou desengorduramento, para garantir uma boa colagem dos discos. Os
discos, por sua vez, são colados utilizando resinas Epoxi como adesivo, cuja resistência
mecânica deve ser superior à do concreto em ensaio. Esses adesivos podem ainda
necessitar de um processo de cura de até 24 horas, dependendo do material (tipo de resina
e fabricantes) e de outras circunstâncias, como questões ambientais, no momento da
fixação. Superfícies úmidas podem representar uma dificuldade durante a fixação dos discos
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(BUNGEY; MILLARD, 1996). Portanto, como desvantagens a este ensaio é importante
salientar o tempo de espera necessário para a cura da cola de fixação do disco, além de ser
necessário realizar um reparo nos locais onde foram realizados os arrancamentos.
Figura 5: Tensão de arrancamento versus espessura dos discos de diferentes materiais (aço
e alumínio) (BUNGEY & MADANDOUST, 1992 apud EVANGELISTA, 2002).
3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
As diferentes técnicas não destrutivas foram aplicadas em corpos de prova prismáticos de
65x32x10 cm, moldados com três traços de concreto com resistências distintas. Foi tomado
como base, para a avaliação dessas técnicas, resultados obtidos a partir de corpos de prova
cilíndricos, moldados com os mesmos concretos, e submetidos ao ensaio de resistência à
compressão, conforme ABNT NBR 5739:2007.
A colagem dos discos, para o ensaio pull off, foi realizada por meio do adesivo
Sikadur® 32, do fabricante Sika, que pode atingir uma resistência à compressão de 60 MPa
em 1 dia, e uma resistência de aderência de 3,80 MPa com o concreto e 3,30 MPa com o
aço, ambas aos 7 dias.
Os concretos foram confeccionados utilizando cimento Portland tipo CP V ARI-RS,
cuja composição consiste em 0 - 5% de calcário e 95 -100 % de clínquer + gesso, e como
agregados uma areia média, natural de rio e uma brita de origem calcária, secos em estufa
a 100 ºC, cujas características são apresentadas na Tabela 1.
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Tabela 1: Características dos agregados
Agregado Miúdo Graúdo Dimensão máxima característica (mm) - 19
Massa unitária (Kg/dm³)
1,34 1,45
Massa específica (Kg/dm³)
2,57 2,81
Material Pulverulento (%)
5,1 1,3
3.1. Dosagem, moldagem e cura.
Para atingir as classes de concreto almejadas, C20, C30 e C40, foi realizado um estudo de
dosagem experimental, com os materiais citados, baseado no método IPT-EPUSP
estabelecendo os traços para cada concreto. As concretagens foram realizadas utilizando
uma betoneira elétrica de capacidade para 120 litros e adensamento manual.
Foram moldados quatro corpos de prova prismáticos de 65x32x10 cm e seis corpos
de prova cilíndricos, com dimensões 10x20 cm, para cada classe de concreto.
Tanto os corpos de prova prismáticos quanto os cilíndricos foram submetidos a uma
cura submersa em um tanque durante 7 dias, e, após esse período, completaram-se os 28
dias ao ar livre.
3.2. Ensaios
3.2.1. Compressão
Os corpos de prova cilíndricos foram retificados e em seguida ensaiados em uma prensa
hidráulica da marca EMIC segundo a ABNT NBR 5739:2007.
3.2.2. Esclerometria
Os ensaios foram realizados utilizando um esclerômetro da marca Proceq, modelo Silver
Schmidt PC N, seguindo as recomendações da ABNT NBR 7584:1985. A aplicação foi feita
nas duas maiores faces laterais dos blocos, totalizando 16 leituras ao longo de cada uma,
distribuídas uniformemente ao longo da superfície, distando, no mínimo, 50 mm das bordas
e 30 mm entre centros de pontos de impacto.
As faces, durante os ensaios, se encontravam sempre em posição horizontal, e o
equipamento perpendicular em relação às superfícies, em posição vertical.
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3.2.3 Ultrassom
O equipamento utilizado para o ensaio de ultrassom é da marca Proceq, modelo PUNDIT
LAB, com transdutores de 54 kHz.
Foram realizadas três leituras para cada bloco, nas faces laterais, posicionando os
transdutores de forma a se obterem somente transmissões diretas das ondas.
3.2.4 Pull off
O equipamento utilizado para o ensaio pull off é da marca Proceq, modelo Dyna Z 16E e os
discos utilizados são de aço com 50 mm de diâmetro e espessura de 20 mm.
Foram realizados 8 arrancamentos em cada bloco, totalizando 32 arrancamentos
para cada classe de concreto. Antes da colagem dos discos, foram executados cortes no
concreto, em cada ponto de arrancamento, utilizando uma furadeira manual equipada com
serra-corpo atingindo uma profundidade de aproximadamente 20 mm. Além disso, as
superfícies dos blocos também receberam um lixamento mecânico para melhorar a colagem
dos discos. A colagem dos discos foi executada na face superior dos blocos (maior face),
respeitando-se as distâncias mínimas de 50 mm (um diâmetro) das bordas e 100 mm (dois
diâmetros) entre discos, na qual foi utilizado o adesivo Epoxi, 48 horas antes dos ensaios.
3.2.5 Tratamento estatístico
Após finalizar todos os experimentos, os resultados foram submetidos a um tratamento
estatístico eliminando valores inconsistentes, que poderiam comprometer a validade das
análises. Este tratamento consistiu em calcular a média geral de cada amostra, em seguida
descartou-se valores que extrapolavam o intervalo limitado pelo desvio-padrão, para depois
a média ser recalculada somente com os valores válidos.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
A partir dos valores obtidos por meio dos ensaios experimentais, após o tratamento
estatístico, dispostos na Tabela 2, foi possível estabelecer gráficos de correlação entre os
resultados dos ensaios de compressão simples e demais ensaios não destrutivos (Figura 6,
Figura 7, Figura 8).
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 12 de 17
Tabela 2: Valores médios do resultado final dos ensaios
Classe Compressão (MPa)
Pull Off (MPa) Esclerometria Ultrassom
(m/s) C 20 22,98 2,14 38,07 4558,92 C 30 29,38 2,59 41,58 4691,25 C 40 37,28 2,78 48,85 4824,25
Figura 2: Correlação entre Resistência à Compressão x Índice esclerométrico
Figura 3: Correlação entre Resistência à Compressão x Velocidade de ultrassom
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Figura 4: Correlação entre Resistência à Compressão x Resistência no Pull Off
Diante dos resultados e divergindo da constatação de alguns autores como Bertolini
(2006), a correlação entre os resultados da esclerometria e do ensaio de resistência à
compressão se mostrou satisfatória, próxima à correlação com o Ultrassom, confirmando a
possibilidade de se usar as duas técnicas em conjunto com o intuito de refinar resultados.
Entretanto, a correlação utilizando os resultados do ensaio pull off, apesar de não ter
sido ruim, mostrou-se inferior às anteriores. Com esse resultado, torna-se interessante
revisar os fatores, que, segundo Evangelista (2002), poderiam ter influenciado os resultados.
Foram utilizados discos de um mesmo material, diâmetro, espessura e ainda a velocidade
de carga também foi a mesma para todos os arrancamentos. Os cortes realizados no
concreto foram feitos pelo mesmo operador, utilizando o mesmo tipo de equipamento e
alcançando uma profundidade de 20 ± 2 mm, não devendo ser a causa de alterações na
correlação. Todavia, ao utilizar uma furadeira manual, os cortes demandaram grande
energia do operador, podendo causar algum tipo de dano ao concreto, refletindo nos
resultados.
Uma das vantagens desta metodologia, comentada por Pereira & Medeiros (2012),
seria a possibilidade de observar resultados não satisfatórios por meio da superfície de
ruptura. Para tanto, se destacaram as seguintes possibilidades de ocorrência durante os 128
arrancamentos:
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• Ruptura regular, na qual, aderida ao disco metálico, a parcela de concreto
extraída, contendo agregado graúdo, possui espessura de 20 ± 2 mm (Figura 9 A e B);
• Ruptura próxima à superfície, na qual a parcela de concreto extraída possui
uma espessura de 7±2 mm, e não contém agregado graúdo (Figura 10);
• Disco não centrado, situação que, durante a colagem dos discos houve
deslocamento dos mesmos, de forma que a área de aderência se reduziu influenciando
diretamente na tensão de arrancamento (Figura 11);
• Ruptura na cola, na qual o concreto não se rompe e a ruptura ocorre na
interface entre a cola e o concreto ou entre a cola e o disco metálico (Figura 12);
Figura 5: Ruptura regular
A B
Figura 6: Ruptura próxima à superfície
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Figura 7: Deslocamento do disco
Figura 8: Ruptura na cola
As ocorrências de deslocamento do disco, ruptura na cola e outros problemas
representaram, respectivamente, 5,5%, 3,1% e 3,9% do total de arrancamentos, e seus
resultados foram desconsiderados nas análises. Rupturas próximas à superfície
representaram 10,2% e rupturas regulares 77,3%, somando 87,5% dos resultados do total
de arrancamentos.
5. CONSIDERAÇÕES FINAIS
O presente trabalho demonstrou, por meio dos seus experimentos, que é possível
estabelecer uma correlação entre os resultados do ensaio pull off com a resistência à
compressão, com uma margem de precisão adequada. Porém, nestes experimentos, dentro
de suas condições e variáveis próprias, a correlação com os resultados do pull off se
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mostrou inferior, se comparada com as outras duas técnicas não destrutivas empregadas:
esclerometria e ultrassom. Portanto, em uma situação onde seja necessária a estimativa da
resistência à compressão de um concreto, de uma estrutura pré-existente, e na qual o
cenário de atuação seja semelhante às condições estabelecidas nos experimentos, é
possível que a utilização da esclerometria ou do ultrassom, como técnicas não destrutivas,
sejam mais eficientes que a técnica do pull off.
REFERÊNCIAS
ABNT NBR 5739 - Concreto - Ensaio de compressão de corpos-de-prova cilíndricos. Associação Brasileira de Normas Técnicas. p. 9, 2007.
ABNT NBR 7584, Concreto endurecido - avaliação da dureza superficial pelo esclerômetro de reflexão. Associação Brasileira de Normas Técnicas. pp. 3–5, 1985.
ABNT NBR 8802, Concreto endurecido - Determinação da velocidade de propagação de onda. Associação Brasileira de Normas Técnicas, p. 8, 1992.
ANDRADE, J. J.; TUTIKIAN, B. F., Concreto: Ciência e Tecnologia. São Paulo: G. C. Isaias, 2011.
ABNT NBR 14081-4, Argamassa colante industrializada para assentamento de placas cerâmicas, Parte 4: Determinação da resistência de aderência à tração. Associação Brasileira de Normas Técnicas, Rio de Janeiro, 2012.
BERTOLINI, L. Materiais de Construção: patologia | reabilitação | prevenção. Oficina de
Textos, São Paulo, 2006.
BUNGEY, J. H.; MILLARD, S. G. Testing of concrete in structure, Glasgow, 1996.
BS 1881, Part 207. Testing concrete - Recommendations for the assessment of concrete strength by near-to-surface tests, Br. Stand. Inst, 1992.
CASTRO, A. L.; ÂNGULO, S. C.; BILESKY, P. C.; SANTOS, R. F.; HAMASSAKI, L. T.; Silva, E. Métodos de ensaios não destrutivos para estruturas de concreto, Revista Téchne, São Paulo, p. 56 a 62, 2009.
ESA ISO 13823, General principles on the design of structure for durability, vol. 13823, 2008.
EVANGELISTA, A. C. J. Avaliação da resistência do concreto usando diferentes ensaios não destrutivos, Tese, p. 219, 2002.
GRULLÓN, M.; BARBOSA, P.; MEDEIROS, M. H. F.; Helene, P. Correlação entre resistência à compressão e ultra-som. Influência da dosagem e da umidade, Vol II. 2004.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 17 de 17
IAEA, Guidebook on non-destructive testing concrete structures, Vienna, 2002.
LOTURCO, B., Sinônimo de construção. [Online]. Link de acesso:http://techne.pini.com.br/engenharia-civil/137/artigo287574-1.aspx. [Acesso em: 04-Mar-2017], 2008.
MALHOTRA, V. M.; CARINO, N. J.) Non-destrutive Testing of Concrete, 2nd ed. West Conshohocken, 2004,
PEREIRA, E.; MEDEIROS, M. H. F. "Pull Off test to evaluate the compressive strength of concrete: an alternative to Brazilian standard techniques. Ensaio de ‘Pull Off’ para avaliar a resistência à normalizados no Brasil", Revista IBRACON de Estruturas e Materiais, São Paulo, vol. 5, no. 6, pp. 757–768, Dez. 2012.
RÉUS, G. C.; SOUZA, D. J.; SILVESTRO, L.; GOMES, G. R.; MEDEIROS, M. H. F.; FILHO, M. L. S. Influência da frente de carbonatação na resistência superficial do concreto obtida pelo método da esclerometria, Belém-PA, pp. 861–870, 2016.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 1 de 18
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DO EMPACOTAMENTO DOS
AGREGADOS NA DURABILIDADE DE CONCRETOS ATRAVÉS DE
ENSAIOS NÃO DESTRUTIVOS: RESISTIVIDADE ELÉTRICA E
PROPAGAÇÃO DE ONDAS DE ULTRASSOM
Lauri Anderson Lenz (Engenheiro Civil Mestre, Faculdade Educacional Araucária). [email protected]
Carolina Londero (Engenheira Civil Mestre, Universidade Federal do Paraná).
Nayara Soares Klein (Engenheira Civil Doutora, Universidade Federal do Paraná).
Wellington Mazer (Engenheiro Civil Doutor, Universidade Tecnológica Federal do Paraná).
Darlan Amorim Pereira (Engenheiro Civil Mestre, Universidade Federal do Paraná).
Resumo: Vem sendo observado, nos últimos anos, estudos ligados ao aumento da
durabilidade de estruturas de concreto armado. Os ensaios não destrutivos são uma
alternativa viável para verificar a presença de descontinuidades no concreto, sem alterar as
suas características físicas, mecânicas ou químicas. O objetivo deste trabalho é avaliar a
influência do empacotamento dos agregados, areia e brita, na resistividade elétrica e
propagação de ondas ultrassônicas de concretos convencionais, com resistências de 25 e
40 MPa. Estudou-se a influência do teor de agregados na resistividade elétrica e no módulo
de elasticidade dinâmico, por meio do aumento desse teor em relação ao cimento. Ao
modificar a estrutura granular dos concretos, mantendo a mesma resistência mecânica, os
resultados de módulo de elasticidade dinâmico aumentaram conforme a densidade de
empacotamento aumentou. Ao elevar o teor de agregados em relação ao cimento notou-se
aumento dos valores tanto de resistividade elétrica quanto do módulo de elasticidade
dinâmico. Ressalta-se também que tanto o empacotamento da estrutura granular quanto o
aumento do teor de agregados em relação ao cimento contribuiu para a densificação do
concreto.
Palavras-chave: Empacotamento de partículas. Resistividade elétrica. Módulo de
elasticidade dinâmico. Ultrassom. Agregados.
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EVALUATION OF THE INFLUENCE OF PACKAGING OF
AGGREGATES IN DURABILITY OF CONCRETE THROUGH NON-
DESTRUCTIVE TESTS: ELECTRICAL RESISTIVITY AND
PROPAGATION OF ULTRASOUND WAVES
Abstract: In recent years, studies have been carried out related to the durability and the
prolongation of the service live of the reinforced concrete structures due to the problems of
early degradation that the structures have been suffering. The non-destructive tests become
an alternative to verify the presence of possible discontinuities in concrete, without altering
their physical, mechanical or chemical characteristics, and without interfering in their later
use. The objective of this work is to evaluate the influence of the packing of the aggregates,
sand and gravel, on the electrical resistivity and propagation of ultrasonic waves of
conventional concretes, with compressive strengths of 25 and 40 MPa. It was also studied
the influence of the aggregate content on the electrical resistivity and dynamic modulus, by
increasing the aggregate content in relation to the cement. As a result, it was observed that
the dynamic modulus has increased with increasing packing density. When increasing the
content of aggregates in relation to cement it was noticed that there was an increase in the
values of both electrical resistivity and dynamic modulus. It is also highlighted that both the
packing of the granular structure and the increase of the aggregate content contributed to the
densification of the concrete.
Keywords: Particle packing. Electrical resistivity. Dynamic modulus of elasticity.Ultrasound
wave propagation velocity tests. Aggregates.
1. INTRODUÇÃO
Está cada vez mais crescente entre os profissionais da área da construção civil o estudo
para garantir maior durabilidade das estruturas de concreto, devido aos custos elevados de
reparo e manutenção de estruturas existentes. Neville e Brooks (2013) estimam que, nos
países desenvolvidos, esses custos alcancem a margem de 40% de todos os investimentos
da indústria da construção civil. Assim, a busca pelo incremento da durabilidade passa a ser
um quesito essencial no planejamento de estruturas a longo prazo.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 3 de 18
Segundo a ABNT NBR 6118 (2014), a durabilidade do concreto pode ser definida
como a capacidade de uma determinada estrutura resistir às influências ambientais
previstas e definidas na fase de projeto.
O ACI Commitee 201 também atribui à durabilidade do concreto de cimento Portland
a propensão de resistir à ação de intempéries, ataques químicos, abrasão ou qualquer outro
processo de deterioração. Por conseguinte, um concreto durável irá preservar sua forma,
qualidade e utilização original quando exposto ao ambiente para o qual foi projetado, sendo
necessário também estabelecer métodos para monitorar o comportamento das estruturas
(MEHTA E MONTEIRO, 2008).
Assim, a verificação de parâmetros de durabilidade consiste em uma forma de avaliar
o concreto, principalmente quando há alterações significativas na sua composição, como,
por exemplo, a redução de cimento Portland. Nesse âmbito podem-se citar como relevantes
a verificação dos fenômenos de carbonatação, de ação de íons cloreto e a realização de
ensaios não destrutivos que se correlacionem com a durabilidade do concreto.
Os ensaios não destrutivos são técnicas que podem ser utilizadas na inspeção de
estruturas de concreto armado para avaliar a qualidade de um concreto em relação à
durabilidade. Estes permitem verificar a existência de possíveis problemas, sem causar
danos ao elemento ensaiado. Existem várias técnicas de ensaio como a mensuração da
resistividade elétrica e da velocidade de propagação de ondas de ultrassom.
O interesse pelo empacotamento de partículas aumentou nas diversas áreas de
engenharia, uma vez que grande parte dos materiais industriais e naturais utilizados pelo
homem é composto por partículas de diferentes formas e tamanhos (WONG et al., 2013).
O presente trabalho tem como objetivo avaliar a influência do empacotamento de
partículas dos agregados, areia e brita, na resistividade elétrica e na velocidade de
propagação de ondas de ultrassom de concretos com resistências de 25 e 40 MPa. Além
disso, buscou-se avaliar ainda a variação do teor de agregados (m) na mensuração da
resistividade elétrica e da velocidade de propagação de ondas de ultrassom, buscando
avaliar a qualidade dos concretos em função do aumento do teor de agregados.
2. EMPACOTAMENTO DE PARTÍCULAS
Uma mistura de concreto pode ser entendida como um acondicionamento seco de partículas
de agregados, cujos espaços vazios são preenchidos com pasta de cimento. Dado que essa
matriz é mais cara e, normalmente, menos forte e durável do que uma rocha natural, a
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 4 de 18
estratégia básica de dosagem é projetar uma mistura granular prevendo uma porosidade
mínima dos agregados. Paralelamente, a composição da matriz pode ser fixada levando em
conta a resistência e a durabilidade, sendo a relação água/cimento o parâmetro chave
desse processo (DE LARRARD, 1999).
A dosagem de um concreto deve visar uma distribuição otimizada das partículas que
compõe o material, proporcionando uma mistura com o mínimo de vazios e com alta
densidade. Para aumentar a densidade diminuem-se os espaços entre as partículas,
preenchendo-os com partículas menores, procurando, assim, estabelecer um
empacotamento (VANDERLEI, 2004).
Através do empacotamento de partículas é possível melhorar o esqueleto granular
que compõem os concretos, considerando tanto os agregados como os materiais finos
componentes. Esta otimização do esqueleto granular permite reduzir o consumo de cimento
Portland, minimizando a porosidade e, consequentemente, aumentando a resistência
mecânica e a durabilidade dos concretos (FUNK E DINGER, 2008).
Ao se tratar dessa otimização, um conceito particularmente importante é o da
densidade de empacotamento de um conjunto granular, a qual pode ser definida como o
volume de sólidos presentes em uma unidade de volume total. Ela depende de fatores como
a forma dos grãos, a distribuição granulométrica das partículas e também dos métodos de
compactação aplicados. Logo, para otimizar a densidade de empacotamento, as partículas
devem ser selecionadas a fim de minimizar o volume de vazios para obter uma estrutura
granular densa e rígida. É importante ressaltar que os modelos de empacotamento utilizam
relações e proporções volumétricas de partículas e ocupação de espaço (KWAN E MORA,
2001; FENNIS E WALRAVEN, 2013).
3. ENSAIOS NÃO DESTRUTIVOS
Ensaios não destrutivos são ensaios efetuados na inspeção de materiais e equipamentos,
com o objetivo de verificar a presença de possíveis descontinuidades, sem alterar as suas
características físicas, mecânicas ou químicas, e sem interferir na sua utilização posterior
(FILHO E PEREIRA, 2005). Dentre esses ensaios, destacam-se os ensaios de resistividade
elétrica e de velocidade de propagação de ondas de ultrassom.
3.1. Resistividade elétrica
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 5 de 18
A resistividade elétrica consiste em uma propriedade que caracteriza a dificuldade com que
os íons se movimentam no concreto, controlando sua difusão pelo concreto através da
solução aquosa presente nos poros, sendo sensível ao teor de umidade de equilíbrio e à
temperatura (HELENE, 1993; POLDER, 2001). Essa propriedade, quando em conjunto com
o processo de oxigenação das barras de aço da armadura, tende a controlar o processo
eletroquímico de corrosão. Assim, a velocidade de corrosão das armaduras, e por
consequência, a durabilidade das estruturas, estão diretamente ligadas à resistividade
elétrica. As barras de aço imersas no concreto são mais propensas a atingir um estado de
corrosão quando a resistividade é inferior a 10 k�.cm, e tendem a manter um
comportamento passivo quando a resistividade do concreto é superior a 30 k�.cm
(CASCUDO, 1997).
Cascudo (1997), assim como Whitin e Nagi (2003), estabelece que uma resistividade
abaixo de 5 k�.cm indica uma probabilidade de corrosão muito alta, entre 5 a 10 k�.cm alta,
entre 10 a 20 k�.cm baixa probabilidade e acima de 20 k�.cm o risco de corrosão torna-se
desprezível.
Hoppe (2005) destaca que a relação água/aglomerante é o principal parâmetro
controlador das características do concreto que atua alterando a estrutura porosa da matriz
hidratada. Dessa forma, a resistividade elétrica tende a reduzir com o aumento da
porosidade provocada pela elevação da relação de água/aglomerante.
A verificação da resistividade elétrica do concreto pode se dar por diversos métodos,
sendo o método dos quatro eletrodos, denominado de método de Wenner, um dos mais
utilizados (CHENG et al., 2014). Uma vantagem dessa técnica é que a resistividade medida
refere-se à região do concreto localizada entre os dois eletrodos internos. A influência do
agregado, neste caso, pode ser minimizada a partir do ponto que o espaçamento entre os
eletrodos internos excede o tamanho máximo do agregado (SANTOS, 2006). Um
espaçamento de 50 mm é suficiente para a obtenção de medidas de resistividade elétrica
relativamente precisas em grande parte das estruturas de concreto (MILLARD, 1991).
O ensaio consiste em aplicar uma corrente alternada, entre dois eletrodos externos,
mensurando a diferença de potencial entre os dois eletrodos internos. Assim, a resistividade
elétrica do concreto pode ser calculada pela Equação 01.
ρ = ⋅ π ⋅ α ⋅2U
I
(1)
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Em que: � é a resistividade do concreto (�.cm); U é a tensão medida (Volts); I é a corrente
aplicada (Ampere); � é a distância entre eletrodos (cm).
3.2 Módulo de elasticidade dinâmico através de ultrassom
Uma das técnicas não destrutivas que vem sendo utilizadas para a avaliação da qualidade
de estruturas de concreto é a aplicação de ondas ultrassônicas. O ensaio consiste em
aplicar um pulso ultrassônico a fim de mensurar o tempo que esse pulso leva para
atravessar a seção de concreto. Ao dividir o comprimento existente entre os transdutores
pelo tempo de propagação do pulso obtêm-se a velocidade média da propagação da onda,
sendo esse resultado influenciado pelas propriedades do material (EVANGELISTA, 2002).
O ultrassom tem sua utilização relacionada ao fato de ser possível estabelecer o
módulo de elasticidade dinâmico do concreto de forma não destrutiva. Além disso, esse
ensaio possibilita estimar a uniformidade e presença de vazios detectados devido às
diferenças de velocidade de propagação das ondas, as quais normalmente variam na
frequência de 20 kHz a 150 kHz. Para concretos convencionais a velocidade de pulso
geralmente fica entre 3700 a 4200 m/s, com uma distância de transdutores que pode variar
de 10 a 30 cm (SILVA et al., 2003).
No Brasil, as recomendações para execução do ensaio com pulso ultrassônico estão
prescritas na NBR 8802 (ABNT, 1997), a qual descreve sucintamente o ensaio,
estabelecendo condições de preparação da superfície do concreto e tipos de transmissão
das ondas. Existem três tipos de transmissão para a realização do ensaio de ultrassom,
sendo elas direta, indireta e semidireta. Estas dependem das dimensões da estrutura, da
precisão requerida e da variabilidade do concreto.
Segundo a NBR 8802 (ABNT, 1997), a transmissão direta consiste na configuração
mais recomendada, pois permite às ondas serem recebidas com maior intensidade. Os
outros tipos de transmissão só devem ser realizados quando não for possível aplicar a
transmissão direta.
A norma americana ASTM C 597 (2009) demonstra pela Equação 02 o cálculo da
velocidade da onda considerando as propriedades do concreto.
( )
( ) ( )
1
1 1 2d
conc
EV
⋅ − υ=
ρ ⋅ + υ ⋅ − υ
(2)
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Em que: V é a velocidade da onda (km/s); Ed é o módulo de elasticidade dinâmico
(kN/mm²); �conc é a massa específica do concreto (kg/m³); � é o coeficiente de Poisson
dinâmico (-).
Para determinar o módulo de elasticidade dinâmico a partir de leituras com ultrassom
é necessário, então, conhecer a massa específica do concreto e o coeficiente de Poisson
dinâmico. O primeiro pode ser determinado experimentalmente, no concreto em seu estado
endurecido, conforme recomendações da NBR 9833 (ABNT, 2008), e os resultados
normalmente variam de 2.000 kg/m³ a 2.800 kg/m³. Para tensões de compressão menores
que 0,5 fc (resistência à compressão do concreto na idade de 28 dias) e tensões de tração
menores que fct (resistência à tração do concreto na idade de 28 dias), o coeficiente de
Poisson, que varia de 0,11 a 0,21, pode ser tomado como igual a 0,2 (ABNT NBR 6118,
2014).
4. PROGRAMA EXPERIMENTAL
Foram consideradas três variáveis para elaboração do programa experimental:
• Resistência à compressão do concreto convencional (classe C25 e classe C40);
• Estrutura granular (referência e modificada pelo empacotamento de partículas);
• Relação agregados secos/cimento (5,08; 6,08 e 7,08 para C25 e 3,08; 4,08 e 5,08
para C40)
As classes de resistência do concreto (fck) de 25 e 40 MPa foram escolhidos em
função de abrangerem as principais resistências utilizadas para concretos estruturais
convencionais. Buscou-se variar o valor da relação agregado seco/cimento (m) a partir do
valor encontrado para os traços com a estrutura granular modificada, para ambos os
concretos de classe C25 e C40, tendo sido usados os valores (m + 1) e (m + 2).
O cimento Portland utilizado na pesquisa é o CP II-F-32, comumente usado na
produção de concreto convencional dosado em central. A caracterização química e físico-
mecânica deste material é dada pelo fabricante, conforme apresentado na Tabela 1.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 8 de 18
Tabela 1 – Características físicas, químicas e mecânicas do CPII-F 32
(Relatório de ensaio Itambé – mar/2015)
O agregado miúdo utilizado no estudo é uma areia industrial, obtida por britagem de
rocha granítica. Como agregado graúdo, são utilizadas brita 0 e brita 1, de origem calcária
dolomítica e basáltica, respectivamente. Para efetuar a alteração da relação agregados
secos/cimento, mantendo fixo o fator a/c e abatimento, foram utilizados os aditivos
polifuncional MasterPolyheed 38 (plastificante) da BASF e o Power Flow 1180
(superplastificante) da MC-Bauchemie.
Os concretos foram dosados experimentalmente e caracterizados em laboratório.
Foram elaboradas duas famílias de curvas de dosagem para cada classe. A primeira para
os agregados em sua condição natural, adotando a areia e a brita 1 como agregados. Esta
família de curvas foi utilizada como referência. A proporção entre areia e brita 1 foi
estabelecida segundo teor ótimo de argamassa, conforme proposto pelo método do
IPT/EPUSP (HELENE E TERZIAN, 1993). A segunda família foi produzida com os mesmos
agregados, adicionando-se ainda a brita 0. Adotou-se o método de dosagem proposto por
Tutikian e Dal Molin (2008) para concretos autoadensáveis, sendo este baseado no método
de dosagem IPT/EPUSP (HELENE E TERZIAN, 1993). O empacotamento dos três
agregados foi feito experimentalmente, seguindo os procedimentos descrito por O'Reilly
(1992).
A partir dos diagramas de dosagem confeccionados para as duas famílias de
concreto, foram definidos os traços para as duas classes de resistência à compressão a
serem estudadas (C25 e C40) resultando em 4 traços de concreto a serem estudados (1
traço de referência, 1 traço em que o esqueleto granular foi modificado pelo empacotamento
de partículas com a mesma resistência do traço referência e 2 traços em que a partir do
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esqueleto granular modificado pelo empacotamento de partículas variou-se o valor da
relação agregado seco/cimento), apresentados na Tabela 2.
Tabela 2 – Traços para os concretos produzidos
Na sequência, como forma de avaliar a influência da quantidade de agregados em
relação à pasta na resistividade elétrica e na propagação das ondas ultrassônicas, variou-se
a relação agregados secos/cimento, partindo-se do teor definido para os traços C25 e C40
com a estrutura granular modificada. Assim, utilizaram-se valores iguais a 5,08; 6,08 e 7,08
para os concretos de classe C25 e 3,08; 4,08 e 5,08 para os concretos de classe C40. Os
valores iniciais da relação agregados secos/cimento para as duas classes de concreto foram
definidos a partir da dosagem e produção dos concretos com estrutura granular modificada.
A Tabela 3 apresenta os traços para os concretos produzidos, o consumo de cimento
e os teores de aditivo plastificante (P) e superplastificante (SP).
Tabela 3 – Variação do teor de agregado (m) nos concretos: traços
produzidos
Os traços foram dosados mantendo-se fixa a relação a/c, igual a 0,58 e 0,41 para os
concretos de classe C25 e C40, respectivamente. A quantidade de aditivo superplastificante
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foi sendo variada para atingir o abatimento de (100 ± 10) mm, sem ultrapassar a dosagem
recomendada pelo fabricante de 0,2 a 5% sobre o peso do cimento. Observou-se que à
medida que se aumentava a porcentagem de aditivo superplastificante, alterava-se a
reologia do concreto, tornando-o mais coeso sem, entretanto, levar a segregação do
conjunto.
A produção dos concretos apresentados nas Tabelas 02 e 03 foram executadas em
laboratório, em betoneira com capacidade de 250 litros, seguindo a ordem de mistura de
materiais recomendada por Helene (1993). Esta consiste em misturar inicialmente 80% da
água com o agregado graúdo, seguido pelo agregado miúdo, cimento e o restante da água.
A mistura ocorreu em sequência com intervalos de 2 minutos entre a adição de cada
material, garantindo a completa homogeneização. Por fim, foram moldados os corpos de
prova necessários para os ensaios mecânicos e de durabilidade, resultando em 40 corpos
de prova cilíndricos no total, todos com dimensões de 10 x 20 cm, moldados em forma
metálica e com aplicação de desmoldante. O adensamento do concreto foi realizado
manualmente, conforme recomendações da NBR 5738 (ABNT, 2015).
A resistividade elétrica dos concretos estudados foi mensurada com auxílio do
equipamento RESIPOD (PROCEQ AS) pelo método de Wenner (MILLARD, 1991). Neste
ensaio, foram utilizados os mesmos corpos de prova utilizados no ensaio de ultrassom, para
determinação do módulo de elasticidade dinâmico. Foram realizadas leituras na idade de 28
dias com os corpos de prova saturados em água.
Para a determinação da velocidade de propagação de ondas de ultrassom, utilizou-se
o equipamento Pundit PL-200, da Proceq. O procedimento foi adotado conforme as
recomendações da NBR 8802 (ABNT, 1997) e empregou-se a transmissão direta entre os
transdutores, com frequência de onda de 54 kHz e propagação de onda a cada 9,3 �s.
Aplicou-se a técnica de análise estatística de variância ANOVA para os resultados
das amostras de concreto classe C25 e C40, separadamente e em conjunto. A metodologia
do teste consiste na aplicação do Teste de Turkey (VIEIRA, 2006). Para confirmar as
resistências à compressão dos concretos produzidos, seguiu-se os procedimentos descritos
na NBR 5739 (ABNT, 1994). O ensaio de compressão axial foi realizado com a utilização de
neoprene para regularização das bases dos corpos de prova e aplicação uniforme da carga.
O ensaio foi realizado em prensa EMIC com capacidade total de carga de 200 tf.
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5. RESULTADOS E DISCUSSÃO
5.1 Resistência à compressão
Os resultados de massa específica e resistência à compressão dos concretos estudados
estão indicados na Tabela 4. Ressalta-se que os resultados apresentados são uma média
de cinco corpos de prova.
Tabela 4 – Resultados de resistência à compressão dos concretos
estudados
Com base na Tabela 4 e na análise de variância, observa-se que não existem
diferenças significativas entre as resistências à compressão dos concretos pertencentes à
mesma classe, C25 (concretos 1 e 2) ou C40 (concretos 5 e 6), para a idade de 28 dias, ao
efetuar somente a modificação do esqueleto granular pelo empacotamento de partículas.
Isso já era esperado, pois a dosagem realizada buscou produzir concretos com a mesma
resistência à compressão, tornando possível avaliar os efeitos da modificação do esqueleto
granular na resistividade elétrica e módulo de elasticidade dinâmico no concreto.
Já à medida que se aumenta o empacotamento dos agregados (o valor da relação
agregado seco/cimento) a partir dos concretos 2 (C25) e 6 (C40), mesmo com a redução de
cimento, a resistência aumentou até certo limite e, após este, ocorreu a queda. Isso se deve
ao fato que até certo limite o travamento dos agregados consegue aumentar a resistência
mecânica à compressão, pois as partículas do agregado se aproximam mais umas das
outras. A partir deste limite, porém, falta pasta de cimento para preencher os espaços entre
as partículas, já que a pasta pode não conseguir penetrar em todos os espaços entre
partículas, devido ao teor elevado de grãos.
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5.2. Resistividade elétrica
Os resultados do ensaio de resistividade elétrica dos concretos estudados na idade de 28
dias seguem apresentados na Figura 1. Os resultados apresentados são uma média de 5
corpos de prova.
Figura 1 – Resistividade elétrica dos concretos estudados aos 28 dias: (a)
classe C25 e (b) classe C40
Ao comparar o concreto de referência Ref.25 e Ref.40 com o de estrutura granular
modificada pelo empacotamento Emp.25 (m=5,08) e Emp.40 (m=3,08) com mesma
resistência mecânica é possível constatar a partir da Figura 1 que ao modificar a estrutura
granular dos concretos ocorre a redução do valor da resistividade elétrica. A redução dos
concretos C25 é de 5,5% e dos C40 é de 1,52%. Ao aplica-se o método ANOVA de análise
de variância foi possível constatar que para ambos os casos os resultados são considerados
estatisticamente equivalentes.
Observa-se ainda pela Figura 1 que todos os concretos de classe C25 apresentam
resultados de resistividade elétrica entre 10 a 20 k�.cm, apresentando risco moderado de
corrosão de armadura, segundo classificação dada por Whiting e Nagi (2003) para 28 dias.
Já para os concretos classe C40, dois deles alcançaram resistividade elétrica acima de 20
k�.cm, o concreto Emp.40 (m=4,08) e Emp.40 (m=5,08), que corresponde a um risco baixo
de corrosão.
Nota-se para as duas classes de concretos que, ao aumentar a relação agregados
secos/cimento, há um significativo aumento na resistividade elétrica. Entretanto, do Emp.25
(m=6,08) para o Emp.25 (7,08) e do Emp.40 (4,08) para Emp.40 (5,08), percebe-se que os
resultados são estatisticamente iguais, com diferenças de médias menores que 3,5%,
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demonstrando assim que a partir de um ponto, o aumento no teor de agregados causa
pouco incremento na resistividade elétrica do concreto.
5.3. Módulo de elasticidade dinâmico através do ensaio de ultrassom
O ensaio de velocidade de propagação de ondas ultrassônicas foi realizado aos 28 dias, e
os resultados da média das velocidades obtidas encontram-se no gráfico da Figura 2. Todas
as leituras foram feitas com os corpos de prova na condição saturada superfície seca. Os
resultados apresentados são uma média de 5 corpos de prova.
Figura 2 – Velocidade de pulso ultrassônico dos concretos estudados aos
28 dias: (a) classe C25 e (b) classe C40
É possível constatar pela Figura 2 que as velocidades de pulso ultrassônico foram
superiores a 4500 m/s para todos os concretos, sendo classificados assim como de
qualidade excelente, conforme relação estabelecida por Cánovas (1998). O concreto de
referência apresentou velocidades inferiores quando comparada ao concreto com estrutura
granular modificada pelo empacotamento de partículase, aplicando o método ANOVA de
análise de variância, foi possível constatar que todos os resultados apresentam diferenças
significativas uns dos outros. Isso ocorreu porque, em geral, os agregados graúdos e
miúdos têm módulo de elasticidade maior, e, por consequência, maior velocidade de
propagação da onda de ultrassom do que a pasta de cimento (CHUNG E LAW, 1985). Desta
forma, como os concretos com estrutura granular modificada possuem uma maior
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quantidade de agregado, apresentam maior velocidade de propagação do pulso
ultrassônico.
Ao comparar os concretos com estrutura granular modificada pelo empacotamento
uns com os outros, observou-se que as velocidades de pulso ultrassônico foram
aumentando conforme a relação agregados secos/cimento foi incrementada, ou seja,
conforme se aumentou o valor de m. Hernández et al. (2000) comentam que quanto menor
o volume de vazios no interior do concreto, maior é a velocidade de propagação do pulso
ultrassônico, pois a velocidade de propagação no ar é menor do que nos sólidos. Logo, o
aumento do teor de agregados colaborou para reduzir o índice de vazios, o que reforça os
resultados obtidos pelo ensaio de resistividade elétrica.
Com os resultados de velocidade de pulso ultrassônico obtidos foi possível calcular o
módulo de elasticidade dinâmico dos concretos aos 28 dias, conforme mostra a Figura 3.
Para o cálculo considerou-se um coeficiente de Poisson igual a 0,2 e a massa específica no
estado endurecido dos corpos de prova.
Figura 3 – Módulo de elasticidade dinâmico dos concretos estudados aos
28 dias: (a) classe C25 e (b) classe C40
Ao comparar os concretos Ref.25 com Emp.25 (m=5,08) e Ref.40 com Emp.40 (3,08)
observa-se pela Figura 3 que o concreto com estrutura granular modificada atingiu os
maiores valores de módulo de elasticidade dinâmico, alcançando 46,8 GPa e 47,6 GPa aos
28 dias para os concretos classe C25 e C40, respectivamente, resultado 5% e 4% superior
ao concreto de referência. Ao aplicar o teste de variância, constatou-se que ambos os
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concretos apresentam diferenças significativas nos resultados de módulo de elasticidade
dinâmico, o que demonstra que ao efetuar a modificação do esqueleto granular houve um
incremento dos resultados. Logo, pode-se concluir que esses concretos apresentaram maior
rigidez do que o concreto de referência, ou seja, menor é a capacidade de deformação.
Esse resultado pode ser explicado pelo fato de que os concretos com estrutura granular
modificada apresentam um empacotamento mais eficiente, com a inserção da brita 0 e a
mudança na proporção entre os agregados.
Já ao comparar os concretos com estrutura granular modificada pelo empacotamento
uns com os outros, observa-se a partir da Figura 3 que à medida que se aumenta a relação
agregados secos/cimento, aumenta-se o módulo de elasticidade dinâmico. Para o concreto
classe C25, verificou-se incremento de até 16% no módulo de elasticidade. Para o concreto
classe C40, os valores aumentaram em até 15%. Ao aplicar o teste de variância constatou-
se que os concretos Emp.25 (m=6,08) e Emp.25 (m=7,08) assim como Emp.40 (m=4,08) e
Emp.40 (m=5,08) podem ser considerados estatisticamente equivalentes. Dessa forma,
pode-se concluir que esses concretos apresentam mais rigidez do que o Emp.25 (m=5,08) e
Emp.40 (m=3,08). Ou seja, menor é a capacidade de deformação. Esse resultado pode ser
justificado pelo fato de que esses concretos apresentam menos vazios e mais agregados
que os de Emp.25 (m=5,08) e Emp.40 (m=3,08), com diminuição da quantidade de pasta.
6. CONCLUSÕES
Após a realização dos experimentos propostos e análise dos resultados obtidos, as
seguintes conclusões podem ser delineadas:
• Os ensaios de resistividade elétrica e velocidade de pulso ultrassônico dos
concretos mostraram que, conforme se aumenta a relação agregados secos/cimento (m), a
porosidade do material diminui. O bom desempenho desses concretos pode ser atribuído à
densificação que o incremento do esqueleto granular proporciona, já que a rocha que forma
os agregados é, em geral, menos porosa que a matriz de cimento dos concretos
convencionais.
• Os resultados das velocidades de pulso ultrassônico foram superiores a 4500 m/s
para todos os concretos, indicando que os concretos são de qualidade excelente. Os
concretos Ref.25 e Ref.40 apresentaram velocidades inferiores quando comparada ao
concreto com estrutura granular modificada pelo empacotamento de partículas. Os
resultados do módulo de elasticidade dinâmico do concreto com a estrutura granular
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 16 de 18
modificada para ambas as classes foram superiores aos de referência, sendo as diferenças
estatisticamente significativas. Logo, pode-se concluir que esses concretos apresentaram
maior rigidez do que o concreto de referência, ou seja, menor é a capacidade de
deformação. Esse resultado pode ser explicado pelo fato de que os concretos com estrutura
granular modificada apresentam um empacotamento mais eficiente, com a inserção da brita
0 e a mudança na proporção entre os agregados.
7. AGRADECIMENTOS
Os autores gostariam de agradecer à empresa Concrebras, que forneceu o material
necessário à realização dos experimentos apresentados neste trabalho.
REFERÊNCIAS
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 5738: Concreto – moldagem e cura de corpos-de-prova cilíndricos ou prismáticos de concreto. Rio de Janeiro, 2015.
_______. NBR 5739: Concreto – Ensaio de compressão de corpos-de-prova cilíndricos. Rio de Janeiro, 1994.
_______. NBR 6118 (2014) Projetos de Estrutura de Concretos - Procedimentos. Associação Brasileira de Normas Técnicas – ABNT, São Paulo, ABNT, 2014.
_______. NBR 8802: Concreto endurecido – Determinação da velocidade de propagação de onda ultrassônica. Associação Brasileira de Normas Técnicas – ABNT, Rio de Janeiro, Brasil. 1997.
_______. NBR 9833: Concreto fresco - Determinação da massa específica, do rendimento e do teor de ar pelo método gravimétrico. Rio de Janeiro. 2008. 3p.
ASTM C 597 (2009) Standard Test Method for Pulse Velocity Through Concrete. American Society for testing and material, West Conshohocken, U.S.
CANANOVAS, M. F. Patologia e Terapia do Concreto. São Paulo. Pini, 1998.
CASCUDO, O. O Controle da Corrosão de Armaduras em Concreto, Inspeção e técnicas eletroquímicas. Editora UFG, Goiânia, 1997.
CHEN, C.; CHANG, J.; YEIH, W. The effects of specimen parameters on the resistivity of concrete. Construction and Building Materials. n. 71, p. 35-43. 2014.
CHUNG, H. W.; LAW, K. S. Diagnosing in situ concrete by ultrasonic pulse technique, Concrete International, n. 5, p.42-49, 1985.
DE LARRARD, F. Concrete mixture proportioning: a scientific approach. Modern Concrete Technology Series, n. 9. E&FN SPON, London, 1999.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 17 de 18
EVANGELISTA, A. C. J. Avaliação da resistência do concreto usando diferentes ensaios não destrutivos. Tese (Doutorado em Engenharia Civil) – Universidade Federal do Rio de Janeiro. COPPE, Rio de Janeiro, 2002. 219p.
FENNIS, S.A.A.M.; WALRAVEN, J.C.; DEN UIJL, J.A. Compaction-interaction packing model: regarding the effect of fillers in concrete mixture design, Materials and Structures, v. 46, p. 463-478, 2013a.
FILHO, P. F.; PEREIRA, J. S. Tendências Atuais de Inspeção de Equipamentos Estáticos, São Paulo, 2005.
FUNK, J. E., DINGER, D.R. Particle packing, part II: Review of packing of polydisperse particle systems. In: Interceram, p.95-97, 1992.
HELENE, P. R. L. Contribuição ao estudo de corrosão de armaduras de concreto armado. Tese de Livre Docência, EPUSP, São Paulo, 1993.
HELENE, P.; TERZIAN, P. Manual de dosagem e controle do concreto. São Paulo: PINI, 1993. 348p.
HERNÁNDEZ, M. G.; IZQUIERDO, M. A. G.; IBÃNÉS, A.; ANAYA, J. J.; ULLATE, L. G. Porosity estimation of concrete by ultrasonic NDE. Ultrasonics. v. 38, p. 531-533. 2000.
HOPPE, T. F. Resistividade elétrica de concretos contendo diferentes teores de cinza de casca de arroz. Dissertação de Mestrado – Universidade Federal de Santa Maria – Centro de Tecnologia – Programa de Pós Graduação em Engenharia Civil, Santa Maria, Rio Grande do Sul, 2005.
KWAN, A. K. H.; MORA, C. F. Effects of various shape parameters on packing of aggregate particles. Magazine of Concrete Research. 2001.
MEHTA, P. K.; MONTEIRO, P. Concreto, estrutura, propriedades e materiais. São Paulo, IBRACON, 2008.
MILLARD, S.G. Reinforced Concrete Resistivity Measurement Techniques. Institution of Civil Engineers, Parte 2: Research and Theory. Proceeding. v 91, n. 2, Mar, 1991, p.71-88.
NEVILLE, A.; Brooks, J. J. Tecnologia do concreto. 2 ed. Porto Alegre: Bookman, 2013.
O'REILLY, V.D. Método de dosagem de concreto de elevado desempenho. Pini, São Paulo, 1992.
POLDER, R. B. Test method for on site measurement of resistivity of concrete - a RILEM TC-154 technical recomendation. Construction and Building Materials. v. 15, p. 125-131, 2001.
SANTOS, L. Avaliação da resistividade elétrica do concreto como parâmetro para a previsão da iniciação da corrosão induzida por cloretos em estruturas de concreto. Dissertação (Mestrado em estruturas e construção civil), Universidade de Brasília. Brasília, DF, 161p. 2006.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 18 de 18
SILVA, A. P.; SEGADÃES, A. M.; DEEZAS, T. C. Relações entre distribuição granulométrica, morfologia e empacotamento de partículas num sistema real: alta alumina. In Congresso Brasileiro de Cerâmica, 47º, João Pessoa-PB, 2003. Anais do 47º Congresso Brasileiro de Cerâmica, 2003.
TUTIKIAN, B. F.; DAL MOLIN, D. C. Concreto auto-adensável. 1°ed. São Paulo: PINI, 2008.
VANDERLEI, R. D. Análise experimental do concreto de pós reativos: dosagem e propriedades mecânicas. 2004.168 f. Tese Doutorado em Engenharia de Estruturas. Escola de Engenharia de S. Carlos, Universidade de S. Paulo, S. Carlos, SP, 2004.
VIEIRA, S. Análise de variância: ANOVA. Atlas, São Paulo, 2006.
WHITING, D.A.; NAGI, M. A. E. Electrical Resistivity of Concrete – A Literature Review. Skokie/USA, Portland Cement Association, 57 p. 2003.
WONG, V.; CHAN, K.W.; KWAN, A. K. H. Applying theories of particle packing and rheology to concrete for sustainable development. Org. Technol. Manag. Constr. n. 5, p. 844-851. 2013.
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ANÁLISE DO ÍNDICE DE CHUVA DIRIGIDA EM CIDADES DO PARANÁ E SUA IMPORTÂNCIA NO PROJETO DE FACHADAS
DE EDIFÍCIOS
Gustavo Dias Medeiros Batista (Estudante de Engenharia Civil, UFPR); [email protected].
Leonardo Torterolli Rufato (Estudante de Engenharia Civil, UFPR); [email protected]. Dayane de Cristo Miranda (Estudante de Engenharia Civil, UFPR);
Dominique Elena Giordano (Mestre, Instituto Federal do Paraná);
Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Doutor, Universidade Federal do Paraná);
Resumo: Tendo em vista a progressiva preocupação com a durabilidade das
construções, torna-se necessário estabelecer métodos para análise da influência
das condições ambientais sobre as estruturas. Neste contexto, este trabalho visa o
estudo do fenômeno de chuva dirigida (chuva associada ao vento) e sua influência
sobre a durabilidade de fachadas. A análise baseou-se nos dados de três estações
metereológicas do estado do Paraná, localizadas nas cidades de Londrina, Maringá
e Curitiba, buscando identificar as orientações de chuva dirigida mais criticas destas
cidades. Analisou-se a variação da chuva dirigida ao longo do tempo através dos
Índices de Chuva Dirigida Anual, Mensal e Direcional, que indicam, respectivamente:
o grau de exposição dessas cidades ao fenômeno de chuva dirigida, o índice de
chuva dirigida crítico para a cidade e a orientação critica das preciptações
associadas ao vento. Estes índices podem orientar os critérios de projeto de
edificações nestas cidades. Segundo os resultados, para as cidades de Curitiba e
Londrina as orientações críticas de fachada são Leste e Nordeste e para Maringá,
Norte e Nordeste.
Palavras-chave: Chuva Dirigida; Nível de Exposição; Índice de Chuva Dirigida Direcional;
Durabilidade de Fachadas.
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ANALYSIS OF RAINFALL INDEX IN PARANÁ CITIES AND ITS
IMPORTANCE IN DESIGN OF BUILDINGS FACADES
Abstract: Establishing methods to analyse the influence of environmental conditions
on structures is essential when considering the progressive concern with structures’
durability. In this context, the present work aims to study the phenomenon of wind-
driven rain (rain associated with wind) and its influence on durability of facades. The
analysis was based on data from meteorological stations of three different cities in
Paraná state: Londrina, Maringá and Curitiba. It sought to identify the most critical
directions of wind-driven rain in those cities. The rainfall variation over time was
analysed using annual, monthly and directional driving rain indexes, which indicate,
respectively: those cities’ degree of exposure to wind-driven rain phenomenon, the
city’s critical driving rain index and the critical orientation of precipitations in
association with wind. Those indexes may guide building design criteria for those
cities. According to results, for the cities of Curitiba and Londrina the critical facade
orientations are East and Northeast while for Maringá, they are North and Northeast.
Keywords: Wind-Driven Rain; Exposure Level; Directional Driving Rain Index; Facade
Durability.
1. INTRODUÇÃO
Nas últimas décadas, a durabilidade das construções tem sido foco crescente de pesquisas
na Engenharia Civil. Motivados pela busca de edificações que mantenham suas condições
de segurança e usabilidade por mais tempo, engenheiros civis tem buscado entender os
processos de degradação das edificações e como atuar para mitigá-los.
A durabilidade de uma edificação está diretamente relacionada com os agentes
ambientais que causam a deterioração dos seus componentes, sendo a chuva uma das
principais causas de manifestações patológicas em ambientes externos. Dentro deste
contexto está inserido o estudo das chuvas dirigidas, ou seja, quando há presença
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associada de precipitação e vento. Esse fenômeno possui alta variabilidade, pois é função
da matriz de ventos e chuvas de cada região, o que depende diretamente do clima e
topografia do local. Por essa característica, a chuva dirigida faz com que edificações com
fachadas idênticas, mas orientações distintas apresentem durabilidade variável às
manifestações patológicas causadas por umedecimento.
Portanto este trabalho se propõe a analisar os dados referentes às chuvas e ventos
de três grandes cidades do estado do Paraná: Londrina, Maringá e Curitiba. O estudo visa
apresentar as orientações mais críticas para o fenômeno de chuva associada a vento e os
graus de agressividade para as diferentes cidades. Assim, engenheiros civis, arquitetos e
profissionais da construção terão em mãos uma variável importante que pode balizar as
escolhas de projeto, tais como decisões relativas aos materiais, soluções arquitetônicas e
orientação das fachadas, em prol da maior durabilidade das edificações.
2. REFERENCIAL TEÓRICO
Segundo Blocken e Carmeliet (2004), chuva dirigida é a chuva (precipitação pluviométrica)
que recebe uma componente de velocidade horizontal pela ação do vento e então passa a
cair obliquamente. É a chuva carregada pelo vento e, em uma definição mais restrita, é
lançada de encontro ao envelope da edificação (MOOK, 2003). Pode ainda ser definida
como a quantidade de chuva com uma componente horizontal que passa através de uma
superfície vertical pela ação do vento (GIONGO et al, 2011).
2.1. Chuva dirigida e durabilidade de fachadas
A fachada - como elemento fundamental da envoltória do edifício - age como barreira
protetora aos agentes atmosféricos e, assim sendo, sofre com uma das agressões físicas
mais importantes: a da água da chuva (POYASTRO, 2011). Para edificações, a chuva
dirigida é uma grande fonte de umidade, afetando seu desempenho higrotérmico e a
durabilidade de suas fachadas (GIONGO et al, 2011).
De acordo com Choi (1999), dano causado pela penetração de água nas fachadas
de edifícios tem sido reconhecido como um grande problema de manutenção. Estes danos e
seus decorrentes prejuízos financeiros podem ser atribuídos a dois tipos de processos. O
primeiro está relacionado à penetração de água da chuva para o ambiente interior através
das fachadas, causando inconvenientes aos habitantes, danificando acabamentos do
edifício e bens em seu interior. O segundo está relacionado à entrada de umidade nos
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materiais que constituem a envoltória do edifício, danificando-os. O primeiro processo
usualmente ocorre em curta duração de tempo e a degradação depende da intensidade da
chuva dirigida. Já o segundo mecanismo é um processo de longo prazo e a degradação
está relacionada a quantidade total de chuva dirigida ao longo desse período. Ainda como
consequência da chuva dirigida, o aumento da umidade nas paredes externas aumenta a
condutividade térmica destas, tornando-as mais permeáveis ao calor (CHAND; BHARGAVA,
2002).
Na ausência de vento, as gotas de chuva cairiam verticalmente e causariam pouco
umedecimento dos envoltórios dos edifícios. Contudo, sob a ação da velocidade do vento, o
impacto da chuva dirigida em paredes exteriores passa a submeter as fachadas a diferentes
níveis de umidade, conforme ilustrado na Figura 1 (THOMAZ, 1990).
Figura 1: Influência do vento na direção da chuva dirigida e na exposição das fachadas: (a) Condição sem vento e (b) Condição com vento (THOMAZ, 1990).
De acordo com Giongo et al (2011) e Melo Jr e Carasek (2011), os danos causados
por esta umidade em abundância vão desde problemas estéticos até degradações
profundas. Entre eles estão a proliferação de micro-organismos, a descoloração dos
revestimentos, a formação de manchas e eflorescências, a variação dimensional de
elementos construtivos, a corrosão eletroquímica dos metais e infiltrações, levando à
degradação dos materiais que constituem os componentes das fachadas.
2.2. Índice de chuva dirigida (ICD anual, ICD direcional e ICD mensal).
A medição direta da chuva dirigida (medição da quantidade de água passando por um plano
vertical) claramente seria a maneira mais natural de quantificar cargas de chuva dirigida em
diferentes localidades. Contudo, o equipamento necessário para isso (medidor de parede
vertical ou “driving rain gauge”) não é um equipamento padrão em estações meteorológicas
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e, portanto, a chuva dirigida não é medida de maneira rotineira (RYDOCK et al, 2005). Seria,
então, interessante que a chuva dirigida fosse mensurada através de dados usualmente
lidos nas estações. Tendo isso em vista, pesquisadores verificaram a relação proporcional
entre a quantidade de chuva dirigida e as variáveis climáticas de influência como velocidade
do vento, direção do vento e precipitação - estas sendo medições realizadas em estações
padrão, o que conduziu aos métodos semi-empíricos de medição (BLOCKEN; CARMELIET,
2004). Estes métodos baseiam-se em relações entre dados de vento e precipitações
pluviométricas obtidos de estações meteorológicas para o cálculo da chuva dirigida e suas
direções principais (TOMAZ et al, 2014).
Segundo Blocken e Carmeliet (2004), nos anos 60, o CIB (Conseil International du
Bâtiment) estabeleceu o índice de chuva dirigida (ICD) como sendo o produto entre a
velocidade média do vento e a quantidade total de precipitação, conforme a Equação 1.
ICD=V×P/1000 (Eq.1)
Onde:
ICD = índice de chuva dirigida (m²/s)
V = velocidade média do vento (m/s)
P = precipitação total (mm)
Quando o ICD é calculado a partir de médias anuais de velocidade do vento e de
precipitação acumulada anual - ou seja, baseando-se em dados de anos completos - ele é
denominado ICD anual (ou ICDa), sendo este um método razoavelmente preciso para
comparação entre o total acumulado de chuva dirigida em paredes de diferentes lugares
(GIONGO et al, 2011). Dessa forma, este parâmetro é importante como um critério global de
balizamento de projetos de fachadas de edifícios de modo a torná-las mais duráveis,
embora não seja comumente considerado na prática de projeto (TOMAZ et al, 2014).
Sabe-se que a incidência de vento tem sentidos preferenciais para cada localidade e
isso resulta em níveis de exposição à chuva dirigida diferentes para as várias orientações de
uma fachada. Sendo assim, o ICDa generaliza em tal grau a informação que não orienta o
projetista na especificação de soluções diferentes para as distintas orientações das
fachadas de um edifício, não lhe permitindo racionalizar o projeto da fachada da melhor
maneira possível. Tendo isso em vista, idealizou-se o ICD direcional (ou ICDd), que separa
a intensidade de chuva dirigida incidente em cada sentido, permitindo quantificar o nível de
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agressividade pela chuva dirigida para cada orientação de uma fachada (TOMAZ et al,
2014).
Empregando a mesma Equação 1 calcula-se o ICD para cada orientação do vento
(Norte, Nordeste, Leste, Sudeste, Sul, Sudoeste, Oeste e Noroeste). Para realizar o cálculo,
utiliza-se a precipitação total dos dias em que o vento foi predominante na orientação em
questão e a velocidade média anual do vento nesta mesma direção, atentando ao fato de
que em dias de precipitação nula a velocidade do vento não entra no cálculo de sua média.
Esse índice direcional facilita a visualização e a análise da influência de cada direção
quanto à exposição à chuva dirigida, uma vez que podem ser feitos gráficos do tipo roseta,
como mostrado na Figura 2, o que facilita a visualização do grau de exposição para cada
direção de fachada (MARTINEZ, 2013).
Figura 2: Gráfico tipo roseta do ICDd (MARTINEZ, 2013).
A importância do ICDd encontra-se no fato de que este pode ser utilizado para
fundamentar o uso de materiais mais resistentes a umidade em fachadas mais críticas de
um mesmo edifício, de modo a otimizar o desempenho dos materiais empregados
(MARTINEZ, 2013). Dessa maneira, materiais mais nobres e uma execução mais cuidadosa
devem ser utilizados nas fachadas onde o ICDd é mais elevado – no exemplo da Figura 2,
estas seriam as fachadas voltadas às direções Sul e Nordeste, respectivamente. Já nas
fachadas em que o ICDd é mais baixo, os materiais usados para o revestimento da fachada
podem ser menos nobres, o que pode implicar em redução dos custos, sem comprometer a
durabilidade e eficiência da edificação (TOMAZ et al, 2014).
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Ainda é possível calcular índices de chuva dirigida mensais (ICD mensais) para se
fazer uma comparação do comportamento da chuva dirigida durante o ano [3]. Com isso
pode-se verificar qual é a chuva dirigida crítica que um local recebe, ou seja, qual é a carga
máxima de chuva dirigida que uma edificação será submetida ao longo dos meses de um
ano. Esse valor pode ainda ser utilizado como a carga máxima de projeto da edificação
(TOMAZ et al, 2014).
2.3. Classes de exposição
Com a finalidade de gerar parâmetros de referência para classificar o nível de impacto da
chuva dirigida em uma localidade quanto ao Índice de Chuva Dirigida (ICD), foram criadas
por pesquisadores faixas distintas de exposição. Com isso, a partir do ICD anual, pode-se
classificar uma localidade quanto ao seu grau de exposição.
A primeira classificação foi proposta por Lacy (1977), englobando três faixas
(Protegido, Moderado e Severo), de acordo com ICDa da localidade.
Em 2002, Chand e Bhargava (2002) propuseram uma nova faixa de classificação no
critério de Lacy (1977), devido aos altos índices de chuva dirigida encontrados na Índia. A
Tabela 1 mostra a classificação proposta.
Tabela 1: Classificação segundo o grau de exposição por Chand e Bhargava (2002)
Índice de Chuva Dirigida (m²/s) Grau de Exposição
ICD � 3 Protegido
3 � ICD � 7 Moderado
7 � ICD � 11 Alto
ICD > 11 Severo
Por se tratar de uma classificação mais recente, utilizou-se no presente trabalho o
critério de Chand e Bhargava (2002).
3. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
Para este trabalho, foi utilizado o método de cálculo semiempírico, que consiste na análise
dos dados de precipitação e velocidade do vento. Os objetos de estudo foram 3 cidades do
Paraná, cujos dados meteorológicos foram obtidos através do SIMEPAR (Sistema
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Meteorológico do Paraná), para uma série histórica de Janeiro de 2006 até Dezembro de
2015.
Os dados obtidos consistem de precipitação, em milímetros de chuva, velocidade do
vento média, em m/s, e direção do vento, variando a cada 45° para cada sentido da rosa
dos ventos, sendo o Norte equivalente a 0°, e crescendo no sentido horário. É importante
ressaltar que os arquivos de precipitação obtidos abrangem todos os dias do ano, o que
inclui aqueles em que a precipitação foi igual a zero. Sendo assim, foi necessário
desconsiderar estes dias com valores nulos, visto que para o cálculo do Índice de Chuva
Dirigida, é necessário que haja precipitação.
Para o cálculo do ICDa, determinou-se a precipitação total para cada ano, assim
como as respectivas velocidades médias, e aplicou-se a Equação 1. O nível de exposição
de cada cidade, de acordo com o critério de Chand e Bhargava (2002), foi determinado
através da média de todos os anos analisados durante este período.
O cálculo também foi realizado para uma divisão de dados mensal, de modo que foi
possível determinar o mês mais crítico ao longo dos anos. Para este caso, foram calculadas
a soma da precipitação mensal e a velocidade média mensal, de modo a obter as variáveis
para a Equação 1 e estabelecer o ICD mensal. Em seguida, calculou-se a média da série de
anos analisada, para estipular o nível de exposição do mês correspondente.
Para o Índice de Chuva Dirigida Direcional, foram necessárias algumas adaptações
nos dados. Uma vez que o arquivo de direção do vento indicava os pontos cardeais e
colaterais em graus, foi preciso alterar os valores para a direção correspondente, como
mostra a Figura 3.
Figura 2: Direção dos ventos expressas em graus, para o cálculo do Índice de Chuva Dirigida Direcional.
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Foram então separados, para cada direção, a precipitação total e a velocidade média
do vento, e realizado o cálculo do ICDd através da Equação 1 para cada ano. Por fim, fez-se
a média da série histórica e determinou-se a direção com o maior nível de exposição para
cada cidade analisada.
Além das tabelas com os cálculos, os resultados também foram expressos na forma
de gráficos, para melhor entendimento e análise.
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1. ICDa As Tabelas 2, 3 e 4 mostram os valores obtidos de precipitação anual, velocidade média do
vento e ICDa, para as cidades de Curitiba, Londrina e Maringá, para os anos de 2006 a
2015, além do nível de exposição, segundo os critérios de Chand e Bhargava (2002).
Tabela 2: Precipitação anual, velocidade média do vento e ICDa para Curitiba.
AnoVeloc. Média
(m/s)
Precipitação Anual
(mm)
ICDa
(m²/s)
Nível de Exposição -
Chand & Bhargava (2002)
2006 2,052 916,400 1,88 Protegido
2007 2,188 1241,800 2,72 Protegido
2008 2,046 1182,800 2,42 Protegido
2009 2,034 1645,400 3,35 Moderado
2010 2,031 1761,800 3,58 Moderado
2011 2,052 1841,400 3,78 Moderado
2012 2,047 1467,400 3,00 Moderado
2013 2,111 1411,600 2,98 Protegido
2014 2,077 1573,200 3,27 Moderado
2015 2,003 1835,200 3,68 Moderado
3,065 Moderado
Curitiba
ICD médio (2006 - 2015)
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Tabela 3: Precipitação anual, velocidade média do vento e ICDa para Londrina.
AnoVeloc. Média
(m/s)
Precipitação Anual
(mm)
ICDa
(m²/s)
Nível de Exposição -
Chand & Bhargava (2002)
2006 2,313 1054,800 2,44 Protegido
2007 2,329 1305,800 3,04 Moderado
2008 2,373 1288,200 3,06 Moderado
2009 2,200 2442,200 5,37 Moderado
2010 2,325 1768,000 4,11 Moderado
2011 2,334 1440,400 3,36 Moderado
2012 2,298 1433,800 3,30 Moderado
2013 2,381 1878,800 4,47 Moderado
2014 2,391 1378,200 3,30 Moderado
2015 2,200 2441,600 5,37 Moderado
3,782 Moderado
Londrina
ICD médio (2006 - 2015) Tabela 4: Precipitação anual, velocidade média do vento e ICDa para Maringá.
AnoVeloc. Média
(m/s)
Precipitação Anual
(mm)
ICDa
(m²/s)
Nível de Exposição -
Chand & Bhargava (2002)
2006 2,639 1220,800 3,22 Moderado
2007 2,724 1289,800 3,51 Moderado
2008 2,559 1182,000 3,03 Moderado
2009 2,316 1739,000 4,03 Moderado
2010 2,499 1214,200 3,03 Moderado
2011 2,671 1637,600 4,37 Moderado
2012 2,616 1742,600 4,56 Moderado
2013 2,678 1747,200 4,68 Moderado
2014 2,718 1840,400 5,00 Moderado
2015 2,608 2527,200 6,59 Moderado
4,203 Moderado
Maringá
ICD médio (2006 - 2015) Ao analisar as três cidades, percebe-se claramente um aumento do valor do ICDa ao
longo dos anos. Em Curitiba, o valor máximo foi de 3,78 m²/s em 2011, enquanto em
Londrina foi de 5,37 m²/s em 2009. Já para Maringá, o máximo atingido foi 6,59 m²/s, em
2015. Para os três municípios, o nível de exposição médio para este período, segundo o
critério de Chand e Bhargava (2002) é Moderado, com valores de 3,065 m²/s, 3,782 m²/s e
4,203 m²/s, respectivamente.
Na Figura 4 observa-se esta evolução do ICDa ao longo dos anos para as três
cidades. Seria necessário um período de dados mais longo para entender melhor o
comportamento climático das cidades e, consequentemente, fazer uma análise mais
completa.
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Figura 3: Variação do ICDa em Curitiba, Londrina e Maringá.
Para o período de 2006 a 2015, percebe-se que na cidade de Londrina ocorrem três
picos no valor do ICDa, nos anos de 2009, 2013 e 2015, que diferem do comportamento
característico da cidade e ficam consideravelmente acima da média. Já para a cidade de
Maringá, observa-se um crescimento regular ao longo dos anos, com leves quedas em 2008
e 2010, até atingir seu valor máximo em 2015. No caso da capital paranaense, o ano de
2006 foi o que teve o menor ICDa, com o valor de 1,88 m²/s, localizando-se na faixa de
exposição protegida. A partir de 2009, o índice passou para Moderado com um pico em
2011, seguido por uma queda, mas com novo crescimento até o ano de 2015.
4.2 ICD Mensal
A Figura 5 apresenta os resultados obtidos para a média de ICD mensais dos 12 meses
para as cidades de Curitiba, Londrina e Maringá. Para as três cidades os maiores índices
(ICDs críticos) ocorrem para o mês de Janeiro – 0,39, 0,48 e 0,46 m²/s, respectivamente.
Seguindo Janeiro, os meses de Novembro e Dezembro são aqueles que apresentam maior
ICD mensais para as três localidades.
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Figura 4: Média de ICD mensal da série histórica analisada para Curitiba, Londrina e Maringá.
4.3. ICDd
As Figura 6, 7 e 8 mostram a média da incidência da chuva dirigida direcional para cada
uma das três cidades estudadas, no período de 2006 a 2015.
Figura 5: ICDd médio de Curitiba entre 2006 e 2015
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 13 de 16
Figura 6: ICDd médio de Londrina entre 2006 e 2015
Figura 7: ICDd médio de Maringá entre 2006 e 2015
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 14 de 16
Para a cidade de Curitiba, a direção com o maior ICDd foi a Leste, com um valor de
0,98 m²/s. Já a direção menos crítica foi a Sul, com valor quase nulo de 0,01 m²/s. Também
é importante notar que a direção Nordeste também apresentou um valor relativamente alto
para a cidade, com 0,91 m²/s.
Para Londrina, a direção mais crítica também foi a Leste, com um valor de 1,21 m²/s,
seguida, assim como em Curitiba, pela direção Nordeste, com 0,79 m²/s. O valor menos
crítico foi 0,08 m²/s, na direção Sul.
Já para Maringá, a direção Norte se mostrou a mais problemática, com um ICDd de
1,48 m²/s, seguida pela direção Nordeste, com 1,26 m²/s. O menor valor foi para a direção
Sul, com 0,08 m²/s.
5. CONCLUSÕES/CONSIDERAÇÕES FINAIS
Com os índices de chuva dirigida anuais médios obtidos pelos dados do SIMEPAR, as três
maiores cidades do estado do Paraná puderam ser consideradas de exposição moderada
quanto ao fenômeno de chuva dirigida, segundo o critério de Chand e Bhargava (2002).
Tendo em conta que, sob o ponto de vista de escolhas de projeto, analisar apenas o ICDa
de uma região leva a assunção de que o nível de agressividade é uniforme para todas as
direções de fachada, os índices de chuva dirigida direcionais médios para cada uma das
três cidades foram obtidos, gerando gráficos do tipo roseta. Esta ferramenta de fácil
visualização pode permitir que projetitas destas três cidades consigam distinguir quais
direções de fachada serão as mais críticas em suas edificações futuras, permitindo-lhes
discretizar quais fachadas necessitam de materiais mais resistentes a umidade e deverão
ter execução mais cautelosa, de maneira que recursos financeiros sejam empenhados
somente na medida do necessário. Isso permitirá a racionalização do projeto e a
consequente redução de custos. Para Curitiba, as direções de fachada que demandariam
mais atenção são Leste e Nordeste, respectivamente. O mesmo acontece para Londrina. Já
para a cidade de Maringá, as direções mais críticas ao projeto e execução são Norte e
Nordeste, nesta ordem.
Pela obtenção do ICD crítico (maior ICD mensal) para cada cidade, pode-se concluir
que Janeiro é o mês com o maior índice de chuva dirigida das três localidades - 0,39 m²/s
para Curitiba, 0,48 m²/s para Londrina e 0,46 m²/s para Maringá. No momento de
elaboração de projetos de fachadas, além do nível de exposição da cidade como um todo
(ICDa), o ICD crítico deve ser levado em consideração, pois corresponde à maior incidência
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 15 de 16
de chuva dirigida que a edificação vai receber durante todo o ano, podendo ainda ser
utilizado como a carga máxima de projeto para chuva dirigida da edificação.
Tendo em vista que a chuva dirigida é um fenômeno climático, esta encontra-se
sujeita a anos atípicos e variações imprevisíveis - variações estas que foram apresentadas
em forma de gráficos ao longo dos anos da série histórica tomada para análise. Em
decorrência dessas variações já esperadas, é recomendado que avaliações sejam feitas
preferencialmente com séries históricas de 10 a 30 anos, ou no mínimo 5 anos, pois do
contrário o nível real de exposição de uma localidade pode ficar subestimado ou
superestimado (GIONGO et al, 2011). Em razão disso, pode-se concluir que a série de
dados tomada para análise foi consistente para avaliação das localidades – pois é composta
de 10 anos. Contudo, recomenda-se que os índices calculados sejam atualizados ano após
ano pela alimentação com novos dados, buscando sempre informações mais completas e
que se aproximem ao máximo da realidade das cargas de chuva dirigida a que uma
edificação futura será imposta ao longo de sua vida útil.
Além do supracitado, recomenda-se para trabalhos futuros o desenvolvimento de um
critério para a classificação do nível de agressividade quanto à chuva dirigida para cada
direção de fachada, através do ICDd, uma vez que os critérios de Chand e Bhargava (2002)
e de Lacy (1977) só podem ser associados aos ICD anuais, não podendo serem
discretizados para cada direção cardeal. Soma-se a isso um possível trabalho de
associação entre os tipos de revestimentos de fachadas mais comumente utilizados e os
respectivos valores de ICDd que estes revestimentos suportariam para uma vida útil
estipulada, de maneira a auxiliar melhor os projetitas na escolha de materiais para fachadas.
REFERÊNCIAS
BLOCKEN, B.; CARMELIET, J. A review of wind-driven rain research in building science. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, v. 92, n. 13, p. 1079-1130, Nov/ 2004.
MOOK, F. J. R. Driving rain on building envelopes. Bouwstenen series of the Faculty of Architecture, Planning and Building of the Eindhoven University of Technology, 2003.
GIONGO, M.; PADARATZ, I. J.; LAMBERTS, R. Determinação da exposição à chuva dirigida em Florianópolis, SC: índices de chuva dirigida e metodos semi-empíricos. Ambiente Construído, Porto Alegre, v. 11, n. 1, p. 7-23, Jan./Mar. 2011.
POYASTRO, P. C. Influência da volumetria e das condições de entorno da edificação no manchamento e infiltração de água em fachadas por ação de chuva dirigida. 180f.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 16 de 16
Dissertação de Mestrado - Escola de Engenharia, Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), Porto Alegre, Brasil, 2011.
CHOI, E. C. C. Wind-driven rain on building faces and the driving-rain index. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, v.79, n.1 e 2 p 105-122, Jan/ 1999.
CHAND, I; BHARGAVA, P. K. Estimation of driving rain index for India. Building and Environment, v. 37, n. 5, p. 549-554, Maio/ 2002.
THOMAZ, E. Manual Técnico de Alvenaria: patologia. São Paulo: Projeto, 1990. p. 97-117.
MELO JUNIOR, C. M.; CARASEK, H. Índices de chuva dirigida direcional e análise do nível de umedecimento em fachadas de edifício multipavimento em Goiânia, GO. Ambiente Construído, Porto Alegre, v 11, n. 3 p. 23-37, Jul./Set. 2011.
RYDOCK, J. P.; LISO, K. R.; FORLAND, E. J.; NORE, K.; THUE J. V. A driving rain exposure index for Norway. Building and Environment, v 40, n. 11 p. 1450-1458, Nov./ 2005.
TOMAZ, T. P.; BILL, G. H.; GIORDANO, D. E.; PEREIRA, E.; MEDEIROS, M. H. F. Índice de Chuva Dirigida para o Estado do Paraná: uma ferramenta para projeto de fachadas. In: Lúcia Bressiani; Cristiano Poleto. (Org.). Tópicos Especiais em Construção Civil. 1ed. Toledo: UTFPR, 2014, v. único, p. 107-122.
MARTINEZ, M. A. C. A influência do índice de Chuva Dirigida sobre o grau de exposição das fachadas de edifícios da cidade de Curitiba. Trabalho Final de Curso de Graduação. Universidade Federal do Paraná (UFPR). Curitiba, Brasil, 2013.
LACY, R. E. Climate and Building in Britain: building research establishment. London: Her Majesty's Stationery Office, 1977. 185 p.
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AVALIAÇÃO DA POZOLANICIDADE DO PÓ DE CERÂMICA
VERMELHA E SEU EFEITO MITIGADOR DO ATAQUE POR
SULFATOS DE SÓDIO EM BARRAS DE ARGAMASSA
Fernanda Brekailo (Graduanda em Engenharia Civil, Universidade Estadual de Ponta Grossa); [email protected].
Elias Pereira (Engenheiro Civil Mestrando, Universidade Estadual de Ponta Grossa); [email protected].
Eduardo Pereira (Professor Doutor, Universidade Estadual de Ponta Grossa); [email protected].
Resumo: A incorporação de adições minerais ao cimento provoca alterações na
microestrutura de compósitos cimentícios, podendo mitigar a degradação ocasionada pelo
ataque por sulfatos. Neste trabalho realizou-se o estudo de reaproveitamento de resíduo de
cerâmica vermelha como adição mineral e seu efeito mitigador do ataque por sulfatos.
Apesar de a cerâmica não apresentar os requisitos mínimos no ensaio de Chapelle
modificado e não apresentar resultados que indiquem reatividade pozolânica na DRX, o
material atendeu aos requisitos químicos e atingiu a resistência à compressão mínima nos
ensaios de IAP com cal e ID com cimento, podendo ser classificado como adição mineral
pozolânica. Na determinação da variação dimensional de barras de argamassa, as
diferentes porcentagens de substituição da adição mineral na composição do material
ligante apresentaram expansões maiores que a argamassa de referência, não possuindo,
portanto capacidade de mitigar o ataque por sulfatos.
Palavras-chave: Adição pozolânica, Pó de cerâmica vermelha, Argamassa, Ataque por
sulfatos.
EVALUATION OF POZZOLANICITY OF CERAMIC POWDER RED
AND ITS EFFECT OF ATTACK MITIGATING OF SODIUM
SULPHATES IN ARGAMASSA BARS
Abstract: The addition of minerals to the cement causes changes in the microstructure of
cement composites, making able to mitigate the degradation caused by sulfate attack. In the
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present paper studies were performed on the reutilization of red ceramic residue as a mineral
addition and its mitigating effect against the sulfate attack. Although the ceramic did not meet
the minimum requirements in the modified Chapelle test and did not present results
indicating pozzolanic reactivity in XRD, the material met the chemical requirements and
reached the minimum compressive strength in the IAP lime and cement ID tests, thus can be
classified as pozzolanic mineral addition. In the determination of the dimensional variation of
mortar bars, the different percentages of substitution of the mineral addition in the
composition of the binding material presented larger expansions than those at the reference
mortar, therefore not having the capacity of mitigating the sulfate attack.
Keywords: Pozzolanic addition, Ceramic powder red, Mortar, Sulphate attack.
1. INTRODUÇÃO
O concreto deve ser durável, mantendo sua capacidade de desempenhar sua função
prevista, preservando sua forma, resistência e condição de utilização. Porém, a durabilidade
não é só função do material, mas sim da interação do material com o meio ambiente onde
ele está inserido, devendo, portanto, ser capaz de resistir, além dos esforços que estará
sujeito, aos processos de deterioração devido aos agentes agressivos do meio (SILVA
FILHO, 1994; MEHTA; MONTEIRO, 2008; NEVILLE, 2016). Os processos de deterioração
podem ter origem em fenômenos físicos, químicos ou mecânicos, mas raramente possuem
uma única causa, podendo ocorrer processos físicos e químicos simultaneamente (HOPPE
FILHO et al., 2015; NEVILLE, 2016).
Neste contexto, destaca-se o ataque por sulfatos como um importante fenômeno
químico de degradação do concreto. Os íons SO42-, que podem ter origem tanto interna
como externa, quando presentes na solução dos poros da matriz, reagem com o hidróxido
de cálcio (portlandita), silicato de cálcio hidratado (C-S-H), monossulfato hidratado e, ainda,
com o C3A do cimento não hidratado, formando gipsita, etringita secundária e taumasita
(CASANOVA; AGULLÓ; AGUADO, 1996; PINHEIRO-ALVES, 2007; MEHTA; MONTEIRO,
2008). A expansão e a ruptura que ocorre no concreto pelo ataque por sulfato se devem ao
fato de tanto a gipsita como a etringita formada ocuparem um volume maior do que os
compostos que lhe deram origem (NEVILLE e BROOKS, 2013). Além disso, pode ocorrer
perda de massa e diminuição progressiva da resistência devido a perda da coesão dos
produtos da hidratação do cimento (MEHTA e MONTEIRO, 2008). O tipo de cátion
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associado ao sulfato, concentração de íons nos poros, a composição do cimento, a
permeabilidade e a absorção capilar de água da matriz são fatores determinantes do grau
de degradação (HOPPE FILHO et al., 2015).
Uma forma de evitar o ataque por sulfatos de origem externa é dificultar o fluxo de
fluídos que possam transportar íons sulfatos para o interior da estrutura utilizando um
concreto de baixa permeabilidade, sendo possível obter este material utilizando adições
minerais junto ao cimento Portland (SILVA FILHO, 1994; HOPPE FILHO et al., 2015). O uso
adições minerais junto ao material ligante provoca alterações de natureza química, física e
físico-química no concreto que definem o seu desempenho. Modificam a microestrutura, o
que altera a porosidade da matriz hidratada, pelas reações pozolânicas no caso de adições
reativas, unido a presença de pequenas partículas que podem ocupar os vazios,
promovendo o efeito fíler (MORAES, 2001; HOPPE FILHO et al., 2015).
Além disso, a incorporação de adições minerais na composição do material ligante
traz benefícios econômicos e ambientais, pois reduzem o consumo de cimento, preservando
recursos naturais e reduzindo o consumo de energia, além de dar um uso nobre para um
material que seria um passivo ambiental, tendo em vista que as adições minerais em grande
parte são resíduos de outros processos industriais, questões estas muito importantes no
ramo da indústria da construção civil, que possui elevado impacto ambiental (MEDEIROS et
al., 2016). Desta forma é possível unir benefícios econômicos e ambientais com melhorias
na durabilidade do concreto sujeito ao ataque por sulfatos, aumentando a vida útil da
estrutura e evitando falhas prematuras, diminuindo assim o risco de acidentes e prejuízos
financeiros (HOPPE FILHO, 2002).
Diante da relevância destas questões, faz-se importante a realização de pesquisas
para encontrar novos materiais que possam ser utilizados como adições minerais. A maioria
dos estudos concentram-se no uso dos resíduos de construção como agregados. Ocorre
que mesmo nestes casos uma parcela significativa dos agregados consiste em material
pulverulento, sendo esta característica relevante para o desempenho dos concretos e
argamassas, ressaltando a importância da busca de uma destinação adequada para a
parcela fina destes materiais. Sendo assim, o objetivo do presente trabalho foi realizar o
estudo de uma alternativa de aproveitamento de resíduo de cerâmica vermelha, proveniente
de tijolos e blocos cerâmicos, avaliando sua potencialidade pozolânica e sua capacidade de
mitigação do ataque por sulfatos de origem externa.
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2. DESCRIÇÃO DO MÉTODO
Para avaliar o efeito da incorporação de resíduo de cerâmica vermelha em compósito de
cimento Portland utilizou-se um material cerâmico oriundo de rejeitos de blocos cerâmicos
(tijolos de cerâmica vermelha). O material passou por um pré-beneficiamento em
equipamento de abrasão Los Angeles e o resultante peneirado para obtenção de
pulverulento. O material final é o passante na peneira 200 (abertura de 0,075 mm).
A caracterização físico-química do resíduo cerâmico iniciou-se pela determinação da
sua massa específica conforme NM 23 (ABNT, 2000) e análise química por fluorescência de
raios X (FRX).
A caracterização quanto à reatividade pozolânica foi feita por difratometria de raios-X
(DRX) para identificação das fases cristalinas e, também, do halo amorfo que sinaliza a
reatividade das adições. Procedeu-se a determinação do teor de hidróxido fixado pelo
método Chapelle modificado conforme NBR 15895 (ABNT, 2010). Avaliou-se ainda o
potencial pozolânico seguindo procedimento sugeridos na NBR 5751 (ABNT, 2012) – Índice
de atividade pozolânica (IAP) com cal e NBR 5752 (ABNT, 2014) – índice de desempenho
com cimento. A Tabela 1 apresenta as proporções de mistura das argamassas em massa
para determinação dos índices de atividade pozolânica com cal e índice de desempenho
com cimento.
Tabela 1 - Proporção de mistura das argamassas para IAP com cal e ID com cimento.
Argamassas Massa dos materiais (g)
Cimento Hidróxido de cálcio
Areia normal
Material cerâmico Água Aditivo
Plastificante Argamassa para
IAP com cal - 208 1872 476,4 478,2 -
Argamassa A para ID com cimento 624 - 1872 - 300 -
Argamassa B para ID com cimento 468 - 1872 156 295,79 4,21
O material foi utilizado como substituição parcial ao cimento em argamassas e
avaliado quanto ao potencial de mitigação ao ataque por sulfatos em solução de sulfato de
sódio. A metodologia utilizada foi a proposta pela NBR 13583 (ABNT, 2014). Neste caso,
foram estudados cinco traços, cada um com diferentes porcentagens de substituição:
referência (sem adição), 3%, 5%, 12% e 20%.
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A argamassa sem substituição foi utilizada como argamassa de referência. Os
valores de 3 e 5% foram adotados baseados no limite máximo de material fino passante na
peneira de abertura 0,075 mm que pode estar presente no agregado miúdo, valores estes
determinados pela NBR 7211 (ABNT, 2009). O limite de 12% foi adotado considerando que
as adições são constituídas totalmente de grãos gerados durante a britagem, o que altera o
limite máximo de material fino passante que pode estar presente no agregado miúdo,
conforme determinado também pela NBR 7211 (ABNT, 2009). O valor de 20% de
substituição foi adotado com base na quantidade máxima de material fino passante que
pode estar presente no agregado miúdo de agregado reciclado da classe ARM, determinado
na NBR 15116 (ABNT, 2009). A Tabela 2 apresenta as proporções de mistura das
argamassas em massa para as diferentes porcentagens da adição mineral.
Tabela 2 - Proporção de mistura das argamassas para avaliação do potencial de mitigação ao ataque por sulfatos em solução de sulfato de sódio.
Argamassas Massa dos materiais (g)
Cimento Areia normal
Material Cerâmico Água
Argamassa com 0% de substituição 750
2400
-
450 Argamassa com 3% de substituição 727,5 22,5 Argamassa com 5% de substituição 712,5 37,5
Argamassa com 12% de substituição 660 90 Argamassa com 20% de substituição 600 150
Para os ensaios de índice de atividade pozolânica com cal e com cimento e avaliação
quanto ao potencial de mitigação ao ataque por sulfatos em solução de sulfato de sódio foi
constituída a granulometria da areia proveniente do rio Tibagi com 4 frações iguais da série
normal, sendo elas as frações retidas nas peneiras de abertura 1,20, 0,60, 0,30 e 0,15 mm,
conforme a NBR 7214 (ABNT, 2012). O cimento Portland utilizado foi do tipo CPIIF-40. O
hidróxido de cálcio PA foi produzido pelo fabricante Dinâmica® Química Contemporânea
Ltda. O sulfato de sódio PA utilizado foi produzido pelos fabricantes Fmaia® e Biotec®. O
aditivo plastificante utilizado foi o Eucon PL 310, do fabricante Viapol®.
A mistura dos materiais nestes ensaios foi feita conforme recomendações da NBR
7215 (ABNT, 1996), porém os materiais secos foram misturados e homogeneizados antes
de serem colocados na argamassadeira para garantir que a adição, que é um pó muito fino,
estivesse bem misturada aos materiais e evitar a formação de grumos.
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3. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Os resultados da caracterização físico-química cimento Portland estão apresentados na
Tabela 3 e todos os índices apresentação valores dentro dos limites da especificação.
Tabela 3 - Caracterização físico química do cimento CPII-F-40. Ensaios Químicos
Perda ao Fogo MgO SO3 Resíduo Insolúvel % % % %
4,59 6,21 3,21 0,99 Ensaios Físicos
Massa Espec. Finura
Blaine Água de Consist.
Tempo Pega #200 #325 Início Fim
g/cm³ % cm²/g % min 3,05 0,00 0,36 4538,18 221,36 287,05
Expansib. a Quente Resistência à Compressão 1 dia 3 dias 7 dias 28 dias
Mm MPa 0,32 25,28 36,53 41,66 48,06
A massa específica média do pó de cerâmica vermelha empregado neste estudo é
2,53 g/cm3. Este dado foi utilizado para o cálculo da quantidade de material a ser
empregado no ensaio de determinação do índice de atividade pozolânica com cal.
A composição química do material cerâmico está apresentada na Tabela 4. O
material atendeu a todos os requisitos químicos especificados pela NBR 12653 (ABNT,
2014) quanto ao somatório dos teores SiO2 + Al2O3 + Fe2O3, onde apresentou o valor de
96,09%, superior ao mínimo para todas as classes de material pozolânico, bem como teor
abaixo do máximo para SO3 e álcalis totais.
Tabela 4 - Resultados da composição química do material cerâmico. Composição química, em %.
SiO2 CaO Fe2O3 Al2O3 K2O SO3 TiO2 ZnO MnO Álcalis totais 55,32 0,19 5,27 35,5 1,28 1,23 1,09 0,01 0,04 0,84
Na Figura 1 está apresentado o resultado de DRX. Foram encontrados picos
predominantemente referentes ao quartzo (SiO2), com pequenas quantidades de caulinita
(Al2Si2O5(OH)4), muscovita (KAl2Si3AlO10(OH,F)2), óxido de ferro (Fe2O3) e óxido de cálcio
(CaO). O material cerâmico não apresenta halo amorfo, não podendo neste caso ser, por
este ensaio, atribuído potencialidade pozolânica ao material.
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Figura 1 - Difratograma de raios-X da amostra de material cerâmico.
O material cerâmico apresentou o consumo de 395 mg Ca(OH)2/g amostra, pelo
método de Chapelle modificado, conforme a norma NBR 15895 (ABNT, 2010). O consumo
mínimo atribuído a materiais pozolânicos é de 330 mg CaO/g pozolana, o que corresponde
por estequiometria a 436 mg Ca(OH)2/g pozolana (RAVERDY et al., 1980). O resíduo de
cerâmica vermelha apresentou abaixo do mínimo, não podendo então ser classificado como
pozolana por este ensaio. O resultado do ensaio Chapelle corrobora o estudo de Gobbi
(2014), onde quanto maior o tempo de moagem, ainda mais quando associado à calcinação,
maior o teor de hidróxido de cálcio fixado, indicando maior reatividade.
No presente estudo optou-se por não fazer a moagem e a calcinação do material pela
demanda energética que estes processos demandam, fugindo das questões ambientais
relacionadas à redução o impacto gerado por este passivo ambiental. Outro aspecto
relevante é que durante o uso de agregados reciclados, a fração pulverulenta é adicionada
as misturas cimentícias na forma in natura, sendo então relevante esta análise sem
manipulação do material cerâmico.
Os dados obtidos no ensaio de IAP com cal foram tratados com o intuito de identificar
e eliminar os valores discrepantes. Para tanto se adotou procedimento similar ao de Lima
(2005) e Pereira (2009), onde os dados cujo valor absoluto subtraído da média de suas
repetições era maior que o desvio padrão foram considerados espúrios. Assim, as médias e
desvio padrões dos grupos foram recalculados sem considerar estes valores. Esta mesma
análise foi adotada para os resultados do ensaio de ID com cimento.
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As argamassas com adição cerâmica apresentaram resistência à compressão média
de 6,61 MPa no ensaio de índice de atividade pozolânica com cal, valor este acima do limite
de 6,0 MPa determinado pela NBR 12653 (ABNT, 2014), indicando que o material cerâmico
é classificado como adição mineral pozolânica.
Na Figura 2 constam os resultados de resistência à compressão obtidos no ensaio de
índice de desempenho com cimento para as argamassas com a adição de pó de concreto.
De acordo com a NBR 12653 (ABNT, 2014), para ser considerada pozolana, a argamassa
com 35% de adição deve apresentar 90% da resistência obtida pela argamassa de
referência. No presente estudo a média apresentada pela referência foi de 43,81 MPa.
Assim sendo, o valor de 90% corresponde a 39,43 MPa, limite apresentado na Figura 2. De
acordo com a análise estatística da resistência obtida pela argamassa com adição de
cerâmica vermelha, pode-se afirmar que a mesma atingiu o limite mínimo, também sendo
classificada como pozolana por este ensaio.
Figura 2 - Resultados de resistência à compressão obtidos no ensaio de ID com cimento e limite imposto pela NBR 12653 (ABNT, 2014).
Para os dados obtidos no ensaio de ataque por sulfatos, a análise estatística foi
realizada utilizando o valor da diferença entre o desvio padrão das leituras das barras
imersas em solução de sulfato de sódio e desvio padrão das barras em solução saturada de
cal, tendo em vista que o cálculo da expansão resultante é função da diferença entre as
médias das leituras das barras imersas em cada solução.
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A expansão resultante das barras da argamassa padrão e das argamassas com
diferentes porcentagens de substituição por pó de cerâmica vermelha expostas à solução de
sulfato de sódio até a idade de 42 dias está apresentada na Figura 3, conforme NBR 13583
(ABNT, 2014). Os resultados mostram que com as substituições a expansão resultante
aumentou, evidenciando que a adição cerâmica não possui potencial em mitigar o ataque
por íons sulfato.
Figura 3 - Expansão das argamassas contendo diferentes porcentagens da adição mineral na composição do material ligante, até a idade de 42 dias, conforme método de ensaio
NBR 13583 (2014).
Marciano (1993 apud Hoppe Filho et al., 2015) propõe que aos 42 dias a expansão
resultante limite é de 0,030% e para valores abaixo deste limite a argamassa pode ser
considerada resistente ao ataque por sulfatos. Como mostrado na Figura 5, a argamassa de
referência não é resistente ao ataque por sulfatos, apresentando valor de expansão superior
a 0,030%, e nenhuma das porcentagens de substituição apresentou uma redução capaz de
atingir o limite proposto. O aumento na porcentagem de substituição aumentou o valor da
expansão resultante o deixando ainda mais distante de 0,030%.
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Figura 4 - Expansão resultante, aos 42 dias, das argamassas contendo diferentes porcentagens da adição mineral na composição do material ligante, conforme recomendações da NBR 13583 (2014), e
limite de expansão resultante proposto por Marciano (1993 apud Hoppe Filho et al., 2015).
Visando uma avaliação mais completa da expansão das barras, as leituras
continuaram além dos 42 dias. Desta forma, foi possível observar todas as barras imersas
na solução de sulfato de sódio iniciarem a apresentar fissuras e a forma destas fissuras. A
Figura 5 mostra algumas das fissuras apresentadas pelas argamassas com 12 e 20% de
substituição da adição mineral na composição do material ligante imersas em solução de
sulfato de sódio. As fissuras iniciaram aos 35, 56, 63, 63 e 98 dias para as argamassas com
substituição de 20, 12, 5, 3 e 0%, respectivamente, e de forma muito singela nestas idades
para os traços de 3 e 0%. Percebe-se então que, quanto maior a porcentagem de
substituição, antes iniciaram as fissuras, indicando que as argamassas ficaram mais frágeis.
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Figura 5 - Fissuras nas barras de argamassas imersas em solução de sulfato de sódio: (a) barras argamassas com 12% de substituição; (b) barras argamassas com 20% de substitução.
O uso da adição de cerâmica aumentou a expansão das barras de argamassa
expostas à solução de sulfato de sódio possivelmente pelo fato da adição aumentar a
porosidade da argamassa, pois o material cerâmico não é capaz de realizar as reações
pozolânicas que modificariam a microestrutura da matriz e, desta forma, alterariam o
comportamento da argamassa frente à ação dos ínos sulfato. Quanto mais porosa a matriz,
maior o ataque por sulfatos de origem externa. Como no ataque a argamassa tem seus
poros preenchidos com etringita, que possui volume maior que os compostos que substituiu,
a expansão resultante nestas argamassas é maior. As barras com substituição
apresentaram maior expansão e tiveram seus poros preenchidos com uma quantidade
maior de etringita, como mostra as análises das micrografias das argamassas mostradas na
Figura 6.
a b
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Figura 6 - Microestrutura de argamassa imersa em solução de sulfato de sódio aos 100 dias, evidenciando a presença de cristais aciculares de etringita: (a) sem adição; (b) 20% de substituição
do cimento por pó de cerâmica vermelha.
4. CONCLUSÕES
O pó de cerâmica vermelha estudado apresentou no ensaio de Chapelle modificado valor
abaixo do mínimo atribuído as pozolanas e não apresentou resultados que indiquem
reatividade pozolânica no DRX. Apesar destes resultados negativos, atendeu aos requisitos
químicos para ser considerado como pozolana e atingiu a resistência à compressão mínima
nos ensaios de IAP com cal e ID com cimento, atendendo a NBR 12653 (ABNT, 2014) e
sendo classificado, portanto, como uma adição pozolânica.
Entretanto, o material não apresentou potencial de mitigação no ataque por sulfatos
em nenhuma das porcentagens de substituição da adição mineral na composição do
material ligante, e quanto maior a porcentagem de substituição as argamassas ficaram mais
frágeis, apresentando fissuras em idades menores.
5. AGRADECIMENTOS
A Fundação Araucária pelo apoio financeiro através da bolsa de estudos. A Universidade
Estadual de Ponta Grossa pela cessão de seus laboratórios, especialmente ao Complexo de
laboratórios multiusuários (C-LABMU). Ao Instituto LACTEC e a Universidade Federal do
Paraná pela colaboração durante o desenvolvimento deste trabalho.
a b
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REFERÊNCIAS
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 5751: Materiais pozolânicos — Determinação da atividade pozolânica — Índice de atividade pozolânica com cal — Método de ensaio. Rio de Janeiro, 2012. ______. NBR 5752: Materiais pozolânicos — Determinação do índice de desempenho com cimento Portland aos 28 dias. Rio de Janeiro, 2014. ______. NBR 7214: Areia Normal para ensaio de Cimento. Rio de Janeiro, 2012. ______. NBR 7215: Cimento Portland - Determinação da resistência à compressão. Rio de Janeiro, 1996. ______. NBR 12653: Materiais pozolânicos. Rio de Janeiro, 2014. ______. NBR 13583: Cimento Portland – Determinação da variação dimensional de barras de argamassa de cimento Portland expostas à solução de sulfato de sódio. Rio de Janeiro, 2014. ______. NBR 15116: Agregados reciclados de resíduos sólidos da construção civil – Utilização em pavimentação e preparo de concreto sem função estrutural. Rio de Janeiro, 2004. ______. NBR 15895: Materiais pozolânicos – Determinação do teor de hidróxido de cálcio fixado – Método Chapelle modificado. Rio de Janeiro, 2010. ______. NBR NM 23: Cimento portland e outros materiais em pó - Determinação da massa específica. Rio de Janeiro, 2001. CASANOVA, I.; AGULLÓ, L.; AGUADO, A. Aggregate expansivity due to sulfide oxidation – I. Reactions system and rate model. Cement and Concrete Research. v. 26, n. 7, p. 993-998, jul. 1996. GOBBI, A.. Atividade Pozolânica de Adições Minerais pelas NBR 5751/2012 e NBR 5752/2012: uma análise crítica a partir de métodos complementares. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal do Paraná, Curitiba, 2014. HOPPE FILHO, J.. Efeitos da adição de cal hidratada sobre a permeabilidade ao oxigênio e absorção capilar de concreto com altos teores de adições minerais. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, 2002. HOPPE FILHO, J.; SOUZA, D.J.; MEDEIROS, M. H. F. de; PEREIRA, E.; PORTELA, K. F.. Ataque de matrizes cimentícias por sulfato de sódio: adições minerais como agentes mitigadores, Cerâmica, v. 61, n. 358, p. 168-177, jun. 2015. MEDEIROS, M. H. F. de; SOUZA, D. J.; HOPPE FILHO, J.; ADORNO, C. S.; QUARCIONI, V. A.; PEREIRA, E. Resíduo de cerâmica vermelha e fíler calcário em compósito de cimento Portland: efeito no ataque por sulfatos e na reação álcali-sílica, Matéria, Rio de Janeiro, v. 21, n. 2, p. 282-300, abr-jun. 2016.
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 14 de 14
LIMA, R. C. A. Investigação do comportamento de concretos em temperaturas elevadas. Tese (Doutorado) – Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre, 2005. MEHTA, P. K.; MONTEIRO, P. J. M. Concreto: estrutura, propriedades e materiais. 3ª Edição. São Paulo: IBRACON, 2008. MORAES, R. C.. Efeitos físicos e pozolânicos das adições minerais sobre a resistência mecânica do concreto. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, 2001. NEVILLE, A. M. Propriedades do concreto. 5ª Edição. Porto Alegre: Bookman, 2016. NEVILLE, A. M.; BROOKS, J. J.. Tecnologia do concreto. 2ª Edição. Porto Alegre: Bookman, 2013. PEREIRA, E.. Avaliação do processo de corrosão acelerada para diferentes dosagens de concreto e espessuras de cobrimento. Trabalho de Conclusão de Curso (Engenheiro Civil) - Universidade Estadual do Oeste do Paraná, Cascavel, 2009. PINHEIRO-ALVES, M. T.; GOMÀ, F; JALALI, S.. Um cimento mais sustentável frente a um ataque severo por sulfatos. In: CONGRESSO CONSTRUÇÃO 2007 - 3.º CONGRESSO NACIONAL, Coimbra: Universidade de Coimbra, 2007. RAVERDY M., BRIVOT F., PAILLERE A.M., DRON, R.. Appreciation de I’activite pouzzolanique des con-stituants secondaires. In: 7th Int. Congr. Chem. Cem. Paris, 1980. SILVA FILHO, L. C. F.. Durabilidade do Concreto à Ação de Sulfatos: uma análise do efeito da permeação de água e da adição de microssílica. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre, 1994.
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EFEITO DO GRAU DE HIDRATAÇÃO, TIPO DE ADIÇÃO MINERAL E
GRAU DE SATURAÇÃO DO CONCRETO NAS LEITURAS DE
RESISTIVIDADE ELÉTRICA.
Analiet Calvo Valdés (Mestranda PPGECC-UFPR); [email protected].
Fernanda Gadler (Mestranda PPGECC-UFPR); [email protected].
Isaac Aguiar Oliveira (Mestranda PPGECC-UFPR); [email protected].
Marcelo Henrique Farias de Medeiros (Professor Doutor PPGECC-UFPR);
RESUMO: As estruturas de concreto, por meio da interação que possuem com o meio
ambiente, estão submetidas a diversos tipos de agentes físicos e químicos, que fazem com
que as obras se degradem ao longo do tempo. A tendência atual com relação à manutenção
de estruturas e prevenção de patologias é usar, conjuntamente com as inspeções visuais,
ensaios químicos, físico-químicos e até microestruturais que permitam caracterizar o
material e monitorar os efeitos da interação do mesmo com o meio em sua volta. Um dos
principais parâmetros utilizados para o monitoramento de estruturas é a resistividade
elétrica. Este parâmetro sofre influência de diversos fatores como, por exemplo, grau de
saturação, grau de hidratação e composição química do material. Este trabalho estuda o
efeito da variação de tais fatores na resistividade, para uma umidade relativa constante e em
condições estacionárias típicas de uma situação de imersão, além da verificação dos
mesmos com relação à absorção de água por capilaridade usando baixas relações a/c,
tempos de cura extensos (hidratação alta) e adição de minerais reativos como a cinza
volante e sílica de casca de arroz.
Palavras-chave: resistividade elétrica, absorção, resistência, cinza volante, sílica de casca
de arroz.
Effect of the degree of hydration, type of mineral addition and
degree of saturation of the concrete in the electrical resistivity
readings
ABSTRACT: Concrete structures, through interaction with the environment, are exposed to
many types of physical and chemical agents, which cause degradation of constructions over
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time. The current trend in relation to the maintenance of structures and prevention of
pathologies is to use, together with the visual inspections, chemical, physical-chemical and
even microstructural tests that allow to characterize the material and monitor the effects of its
interaction with the environment. One of the main parameters used for the monitoring of
structures is the electrical resistivity. This parameter is influenced by several factors, such as
degree of saturation, degree of hydration and chemical composition of the material. This
research evaluates the effect of the variation of such factors on the resistivity, for a constant
relative humidity and in stationary conditions typical of an immersion situation, besides the
verification of the same ones with respect to the absorption of water by capillarity using low
water cement ratios, extensive curing time (high hydration) and addition of reactive minerals
such as fly ash and rice husk silica.
Keywords: Electrical resistivity, absorption, resistance, fly ash, rice husk silica
1. INTRODUÇÃO
As estruturas de concreto em condições de serviço estão submetidas a diversos tipos de
agentes físicos e químicos, que fazem com que as obras se degradem ao longo do tempo.
Uma consequência possível desta interação é a corrosão das armaduras em estruturas de
concreto armado, que tem sido citada como a principal causa da sua deterioração (MEHTA,
1992).
Em diversos países, os gastos anuais com reparos, recuperações e reposições de
elementos estruturais afetados por corrosão da armadura são expressivamente elevados, e
os prejuízos econômicos e sociais são grandes (CASCUDO, 1991; HELENE, 1993). Neste
contexto o monitoramento e prognóstico das estruturas de concreto armado é uma
ferramenta útil. Para fins de monitoramento, além dos ensaios mecânicos, pode-se optar
pelos ensaios químicos, físico-químicos e até microestruturais, ensaios estes que permitem
analisar com maior grau de confiabilidade as consequências da interação entre o material e
o ambiente (BERTOLINI, 2006).
Um dos principais parâmetros utilizados para o monitoramento da corrosão é a
resistividade elétrica, que muitas vezes é decisiva para se estimar a velocidade de corrosão
(BERTOLINI, 2006; MEDEIROS, 2001). A resistividade do concreto é uma propriedade de
transporte do material que têm influência significativa na durabilidade e desempenho em
longo prazo da estrutura de concreto armado. Em concreto, as propriedades de transporte
estão diretamente relacionadas à rede de poros capilares dentro da matriz de cimento, que
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controla a penetração da água, a perda de umidade, a difusão de gases como o CO2 e a
entrada de espécies iônicas agressivas (MEDEIROS, 2001; MCCARTER et al., 2009).
Na prática para o monitoramento de estruturas de concreto armado, a medida da
resistividade é associada a outras técnicas de avaliação da estrutura como, por exemplo, a
medida do potencial eletroquímico estabelecido no sistema armadura-concreto. Em geral,
admite-se que a corrosão da armadura é certa e deve apresentar taxa elevada quando a
resistividade elétrica do concreto está baixa e a medida do potencial indica a sua
despassivação (ARAUJO et al., 2014).
A baixa resistividade do concreto está relacionada também à rápida penetração de
cloretos. Adicionalmente os mapas de resistividade podem mostrar as áreas mais porosas,
nas quais a penetração de agentes agressivos provavelmente acontecerá de maneira mais
rápida e a taxa de corrosão poderá ser mais alta. Em consequência, medidas preventivas
podem ser tomadas a partir dessa informação (C. ANDRADE et al., 2000). A norma
AASHTO T358 estabelece que para valores de resistividade menores do que 5 k� cm a taxa
de corrosão da armadura é provavelmente alta e para valores maiores do que 20 k� cm são
baixas (DODDS et al., 2017).
Depois da ocorrência das manifestações provenientes da corrosão, a resistividade
elétrica é relevante para determinar as possíveis ações de manutenção. Desse modo, as
medidas de resistividade elétrica podem fornecer informações importantes, indicando as
áreas onde a corrosão é mais forte em uma estrutura inspecionada (C. ANDRADE et al.,
2000). Ainda, a resistividade elétrica do concreto pode ser considerada para modelar a vida
útil de estruturas de concreto devido à praticidade de execução da técnica de medição a
qual pode ser repetida com frequência sem afetar a integridade física da estrutura devido à
sua natureza não destrutiva. Além disso, o ensaio de resistividade tem um baixo custo e é
de fácil implementação. Dessa forma, a resistividade elétrica é uma medida interessante
para controle da qualidade do concreto (MEDEIROS-JUNIOR et al., 2015). De qualquer
forma, é importante reforçar que a interpretação dos dados coletados requer experiência, já
que a resistividade do concreto é influenciada por muitos fatores, tais como: umidade, teor
de sais, temperatura, proporção da mistura, materiais que constituem o concreto, dimensões
da peça, densidade e localização da armadura (MEDEIROS, 2001).
Ainda, através da medição da variação da resistividade elétrica é possível avaliar,
além da probabilidade de corrosão na estrutura, as mudanças na microestrutura do
concreto. Essas mudanças podem ser relacionadas às adições utilizadas ou até mesmo ao
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grau de hidratação que é correlacionado com a idade da amostra. O volume da água
evaporável na pasta em um concreto saturado varia de aproximadamente 60% na hora da
mistura para aproximadamente 40% quando o cimento está completamente hidratado. Esta
água contém íons, primeiramente Na+, K+, Ca++, SO4-- e OH-, cujas concentrações variam
com o tempo. A concentração de alguns íons aumenta enquanto que a de outros diminui.
Assim, com a evolução da hidratação a porosidade vai diminuindo e os vazios, que
inicialmente eram ocupados pelo eletrólito, vão sendo preenchidos pelos compostos que se
formam no decorrer do tempo (MONFORE, 1968).
Neste sentido, um estudo que avaliou o efeito das adições minerais na resistividade
elétrica de concretos convencionais, concluiu que, em função da hidratação e densificação
existe um incremento na resistividade elétrica dos concretos, em maior ou menor
intensidade. O incremento no valor da resistividade está relacionado ao tipo de adição ou de
cimento (MEDEIROS JUNIOR et al., 2014). As adições minerais alteram significativamente a
microestrutura da matriz de cimento devido aos efeitos pozolânicos e microfiller que
apresentam. Estes materiais ao provocar o refinamento da estrutura dos poros da matriz e,
especificamente, no caso dos materiais pozolânicos, diminuir a concentração iônica da
solução influenciam na resistividade, influenciam na resistividade. O refinamento da
estrutura dos poros é resultado da reação das adições pozolânicas com o Ca(OH)2 e com a
água formando gel C-S-H o que torna o material mais denso. Essa densificação da matriz e
do aumento da quantidade de poros de menores diâmetros provavelmente mais tortuosos e
descontínuos, dificulta a condução da corrente através do concreto e, portanto aumentam a
resistividade elétrica (SANTOS, 2006). Alguns autores destacam maiores valores de
resistência à compressão e resistividade elétrica muito maiores do que a mistura de
referência, em traços com incorporação de até 30% de adições minerais. Os autores
ressaltam ainda que, com o aumento do percentual de incorporação, de 10% para 20% de
cinza de casca de arroz, houve um aumento de quase 100% nos valores de resistividade
elétrica (GASTALDINI et al., 2009). De qualquer forma, é importante destacar que, segundo
a literatura (RAMEZANIANPOUR et al., 2011), não é recomendado usar a resistividade
elétrica como indicador de resistência à compressão. Isso se deve ao fato de que, mesmo
em concretos com materiais similares, diferentes relações podem ser encontradas,
geralmente devido ao fato da diferença entre os mecanismos de resistência à compressão e
resistividade elétrica.
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Como já mencionado, a relação água/cimento influencia consideravelmente a
estrutura porosa da pasta de cimento, especificamente no volume total de poros e na
quantidade de poros de maiores diâmetros (SILVA, 2016; SANTOS, 2006). A água em
excesso na mistura do concreto, após a solidificação, tende a evaporar fazendo do poro
capilar uma via de acesso ao interior da peça de concreto (FRIZZO, 2001). Logo, quando a
porosidade for alta, a resistividade do material tende a ser alta para concretos com baixa
umidade, devido à redução da quantidade de eletrólito. E quando o concreto estiver
saturado, esta alta porosidade reduz a sua resistividade deixando-o mais condutivo, pois a
água e os íons liberados pela dissolução dos minerais do próprio concreto formam uma
solução condutiva (ABREU, 1998). Sendo assim, para uma umidade relativa constante e em
condições estacionárias, a resistividade do concreto é aumentada usando baixas relações
a/c, tempos de cura extensos (hidratação avançada) ou pelo uso de adições minerais
reativos como escórias de alto forno, cinza volante ou sílica fume (C. ANDRADE et al.,
2000). Quanto ao grau de saturação na rede de poros capilares do concreto, este varia em
função das condições atmosféricas do ambiente no qual está exposto. Considerando que a
passagem de corrente pelo concreto depende do teor de eletrólito contido em seus poros,
alterações no teor de umidade da matriz acarretarão em alterações na resistividade elétrica
do concreto (SILVA, 2016).
Diante das hipóteses levantadas e discutidas na literatura, o presente trabalho
pretende contribuir para o melhor entendimento do comportamento da resistividade do
concreto exposto a diferentes níveis de saturação e hidratação, além de verificar a influência
das adições minerais neste parâmetro.
2. MATERIAIS E MÉTODOS
O trabalho tem como foco testar a sensibilidade do ensaio de resistividade elétrica
quanto ao avanço da hidratação e quanto ao grau de saturação do concreto, que variou
através da disposição dos corpos de prova a ambiente com níveis diferentes de umidade
relativa do ar.
Em função do foco apresentado, as variáveis independentes deste trabalho são:
� Tempo de cura: (cinco níveis - 3, 7, 28, 63 e 91 dias);
� Adição pozolânica: (dois tipos: cinza volante e sílica de casca de arroz,
ambas utilizadas com teor de incorporação de 30% em substituição parcial do cimento
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Portland nos concretos produzidos) - (três níveis - referência sem adição, substituição do
cimento em 30% de cinza volante e substituição do cimento em 30% de sílica de casca de
arroz).
As variáveis dependentes são os ensaios propriamente ditos, realizados no
experimento, que estão descritos a seguir:
� Resistência à compressão axial nas cinco idades;
� Absorção de água por sucção capilar;
� Absorção de água por imersão;
� Resistividade do concreto.
Como parâmetros fixados, pode-se citar o traço do concreto (1 : 2,70 : 3,20), relação
água/cimento de 0,58 e consistência medida pelo abatimento do tronco de cone de (100 ±
20) mm. Para produção dos concretos foi utilizado cimento tipo CPII-F, areia média natural,
brita 1 e água potável, além das adições (cinza volante e sílica de casca de arroz). Além
destes, é importante ressaltar que foi utilizado também aditivo superplasticante,
condicionado à avaliação do abatimento estabelecido, nos teores de 0,5%, 0,75% e 1,0%,
para o concreto de referência, o concreto com adição de cinza volante e o concreto com
adição de sílica de casca de arroz, respectivamente.
Para realização dos ensaios foram moldados seis corpos de prova cilíndricos (10cm
x 20cm) para cada tipo de concreto e idade de avaliação, sendo 3 utilizados para medição
da resistência à compressão e 3 para os ensaios de absorção por sucção capilar e absorção
por imersão (que foram medidos no mesmo corpo de prova). A medida de resistividade foi
realizada neste último grupo de 3 corpos de prova onde foram feitas as medições de
absorção.
O procedimento para realização do ensaio de absorção por sucção capilar seguiu as
recomendações da NBR 9779/2012, sendo que, a secagem inicial em estufa, até constância
de massa, foi realizada a uma temperatura de 60ºC, para que não houvessem danos à
microestrutura do concreto. Depois da finalização das leituras do ensaio de absorção por
sucção capilar, os corpos de prova foram acondicionados em câmara seca, com
temperatura e umidade controlada, até secagem completa verificada através de constância
de massa. Depois de secos, os corpos de prova foram submergidos em água para
determinação da absorção por imersão, conforme diretrizes da NBR 9778/2005.
Contabilizando apenas a duração dos dois ensaios de absorção, sem contar o tempo
de secagem em estufa até constância de massa, foram decorridos 6 dias (72 horas para
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cada ensaio). Sendo assim, a avaliação da absorção (tanto por sucção quanto por imersão)
nos corpos de prova de idade de 3 e 7 dias foi comprometida, já que o tempo de ensaio é
muito próximo à idade do concreto a ser ensaiado. Deste modo, o resultado do ensaio de
absorção pode não ser assertivo, já que as reações de hidratação foram alteradas, inclusive
possivelmente interrompidas pela secagem em estufa. Por conta disso, as medidas de
absorção foram avaliadas nos corpos de prova com idade a partir de 28 dias. De qualquer
forma, é importante ressaltar que as leituras de resistividade foram realizadas em todas as
idades, normalmente, nos corpos de prova que estavam acondicionados em câmara úmida
(assim como os demais ensaiados quanto à resistência à compressão), com temperatura e
umidade controladas (23ºC e 95%, respectivamente), sendo efetuada a medição nas idades
pré-determinadas até os 91 dias de idade.
Deste modo, o acompanhamento da resistividade elétrica dentro da câmara úmida
determinou o monitoramento do efeito do avanço da hidratação. Já o efeito do grau de
saturação, foi avaliado através da medida da resistividade elétrica no estado seco e
posteriormente nas medições realizadas à medida que o concreto foi absorvendo água.
Com esses dados, foi possível a realização de curvas de saturação e hidratação, avaliando
inclusive o efeito das duas adições, através das medidas de resistividade elétrica.
2.2 Resistividade do concreto
As leituras de resistividade foram realizadas com o equipamento Resipod da Proceq,
de fabricação suíça. O método de ensaio foi o de medição de campo para solos, conhecido
como Sonda Wenner, ou método de quatro pontos. Normatizado pela ASTM G-57 (2012),
este método é um procedimento que consiste na medição da resistividade elétrica entre as
faces opostas de uma unidade de material (ASTM G-57, 2012). Contudo, aplica-se
atualmente em estruturas de concreto.
A sonda utilizada consiste em quatro eletrodos firmemente fixados para manter o
espaçamento entre eles. Cada um dos eletrodos faz contato com a superfície do concreto
através de um eletrólito condutivo. Conforme recomenda C. Andrade et al. (2000), antes das
medições serem tomadas, a superfície do concreto foi levemente umedecida para promover
ou melhorar o contato com o eletrodo, para isto, foram feitos contatos rápidos com uma
esponja molhada sobre a superfície na qual foram feitas as medições. Ainda, foram feitas 6
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leituras em cada corpo de prova, sendo determinado o valor médio das mesmas, de forma a
obter um conjunto representativo de dados.
Figura 1 - Princípio de medição - Sonda Wenner
3. RESULTADOS
Para análise dos dados deste trabalho foi utilizada como ferramenta estatística o
Teorema do Limite Central e a Análise Múltipla das Médias para constatação se há ou não
influência e diferenças significativas das variáveis dependentes e independentes.
Os resultados das Resistividades Elétricas (�.m) e Resistências à Compressão
(MPa) dos cp’s Referência, com adição de Cinza Volante e com adição de Sílica de Casca
de Arroz foram coletados aos 7, 28, 63 e 91 dias, Figuras 2 e 3.
A Figura 2 apresenta os resultados das medições de Resistividade Elétrica (�.m).
Para os cp’s referência há um aumento dos valores da resistividade até a idade de 63 dias,
a partir desta idade foi constatado que os valores são estatisticamente iguais não
apresentando variação significativa. Para os cp´s com adição de cinza volante há diferenças
significativas das médias para todas as idades, a maior média aferida foi aos 91 dias, 10,13
�.m, sabendo que este tipo de adição possui reações tardias talvez necessitasse aumentar
o tempo de análise, fato que será levado em consideração em trabalhos futuros. Para os
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cp’s com adição de sílica de casca de arroz há diferenças significativas das médias para
todas as idades, a maior média aferida foi aos 91 dias, 34,28 �.m.
A Figura 3 apresenta os resultados da Resistência à Compressão (MPa). Para os
cp’s referência até a idade de 28 dias há diferenças significativas das médias entre as
idades, a partir desta idade os valores aferidos apresentaram-se estatisticamente iguais não
apresentando variações significativas. Para os cp’s com adição de cinza volante as médias
a partir da idade de 63 dias apresentaram-se estatisticamente iguais, atingindo limite médio
de resistência mais tardio que os cp’s referência. Para os cp’s com adição de sílica de casca
de arroz, todas médias ao longo das 4 idades, apesentaram-se significativas, a maior
resistência média foi aferida aos 91 dias, 59,20 MPa.
Figura 2 – Resistividade elétrica (�.m)
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Figura 3 – Resistência à Compressão (MPa)
A Figura 4 e 5 apresentam os resultados dos ensaios de Absorção de Água por
Sucção Capilar (g/cm²) e os de Resistividade Elétrica (�.m) aferida no ensaio de Absorção
de Água por Sucção Capilar (g/cm²) os dados foram coletados aos 28, 63 e 91 dias de
idade. As leituras de absorção capilar foram efetuadas conforme indicação da NBR 9779,
efetuando as medidas das massas dos corpos de prova com 3h, 6h, 24h, 48h e 72h, no final
do ensaio foram obtidas as médias das absorções nestes períodos de tempo. Também as
leituras de resistividade foram efetuadas nestes mesmos intervalos.
A Figura 4 apresenta os resultados dos ensaios de Absorção de Água por Sucção
Capilar (g/cm²). Para os cp’s referência até a idade de 28 dias apresentaram aumento da
absorção capilar, a partir desta idade foi atingida constância da absorção, as médias a partir
deste ponto apresentaram-se estatisticamente iguais, sem diferenças significativas. Para os
cp’s com adição de cinza volante, o comportamento dos cp’s foi similar à referência,
apresentando aumento da absorção capilar até a idade de 28 dias, as médias também
apresentaram estatisticamente iguais após 28 dias. Para os cp’s com adição de sílica de
casca de arroz as médias para todas as idades apresentaram diferenças significativas para
todas as idades, a maior média de absorção foi aferida aos 91 dias, 0,30 g/cm².
A Figura 5 apresenta os resultados das medições de Resistividade Elétrica (�.m)
aferidas nos ensaios de Absorção de Água por Sucção Capilar (g/cm²). Para todos os cp’s
referência, cinza volante e sílica de casca de arroz, a maiores leituras médias de
resistividade foram aferidas foi aos 91 dias, 12,04 �.m, 33,78 �.m e 98,88 �.m. Para todas
as análises as médias se apresentaram estatisticamente diferentes.
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Figura 4 – Absorção de Água por Sucção Capilar (g/cm²)
Figura 5 – Resistividade Elétrica (�.m) aferida no ensaio de Absorção de Água por Sucção
Capilar (g/cm²)
Nos gráficos representados pelas Figuras 6 e 7 são apresentados os resultados dos
ensaios de Absorção de Água por Imersão (%) e os de Resistividade Elétrica (�.m) aferida
no ensaio de Absorção de Água por Imersão (%). As leituras de absorção por imersão foram
efetuadas conforme indicação da NBR 9778, a massa foi aferida após 24h, 48h e 72h, no
final do ensaio foram obtidas as médias das absorções nestes períodos de tempo. Também
as leituras de resistividade foram efetuadas nestes mesmos intervalos.
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Na Figura 6 são representadas as leituras médias dos valores de absorção de água
por imersão, importante notar que as respostas para este ensaio se dão em porcentagem,
ou seja, elas mostram o índice de saturação em cada idade dos cp’s. Para os cp’s referência
a maior leitura média ocorreu aos 91 dias, 1,33 %, todas as médias se apresentaram
estatisticamente diferentes. Para os cp’s com adição de cinza volante as leituras aos 28 e 63
dias apresentaram médias estatisticamente iguais, assim, as maiores leituras médias
ocorreram aos 91 dias, 1,39%. Para os cp’s com adição de sílica de casca de arroz todas as
leituras médias apresentaram ser estatisticamente diferentes, as maiores leituras médias
ocorreram aos 91 dias, 1,04%.
A Figura 7 apresentam os resultados das leituras de Resistividade Elétrica (�.m)
aferidas no ensaio de Absorção de Água por Imersão (%). Para os cp’s referência, em todas
as idades, elas apresentam leituras médias estatisticamente iguais. Para os cp’s com adição
de cinza volante as leituras de resistividade apresentam valores médios estatisticamente
diferentes, a maior leitura média aferida foi aos 91 dias, 16,15 �.m. Para os cp’s com adição
de sílica de casca de arroz as leituras de resistividade apresentam valores médios
estatisticamente diferentes, a maior leitura média aferida foi aos 91 dias, 57,72 �.m.
Figura 6 – Absorção de Água por Imersão (%)
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Figura 7 – Resistividade Elétrica (�.m) aferida no ensaio de Absorção de Água por Imersão
(%)
As Figuras 8, 9 e 10 apresentam as correlações entre os ensaios executados,
objetivando encontrar um efeito padrão entre o grau de hidratação e saturação com a
resistividade elétrica. Todas as correlações significativas deste trabalho apresentam-se
como diretamente proporcionais.
Na Figura 8 são representadas as Correlações logarítmicas entre as Resistências à
Compressão (MPa) e às Resistividades Elétricas (�.m). Foram encontradas boas
correlações entre estas grandezas, para os cp’s referência apresentou R² = 0,8773, para os
cp’s com adição de cinza volante apresentou R² = 0,9192 e para os cp’s com adições de
sílica de casca de arroz apresentou R² = 0,9347. Esse fato é corroborado por outras
pesquisas que também indicam a relação, diretamente proporcional entre resistividade e
resistência à compressão, ou seja, quanto maior a resistência maior a resistividade (CHEN
et al., 2014).
Na Figura 9 são representadas as Correlação lineares entre as Resistividades
Elétrica (�.m) e as Absorções de Água por Capilaridade (g/cm²). Para estas correlações os
cp’s que obtiveram pior índice de correlação R² foram os cp’s referência com R² = 0,6121, já
os cp’s com adição de cinza volante e sílica de casca de arroz apresentam R² = 08185 e R²
= 0,9641.
Na Figura 10 são representadas as Correlações lineares entre as Resistividades
Elétricas (�.m) e Absorções de Água por Imersão (%). Os únicos cp’s que apresentaram
correlação significativa foi o referência com R² = 0,9924, já os cp’s com adições de cinza
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volante e com sílica de casca de arroz não apresentaram correlação significativa, R² =
0,0289 e R² = 0,0005.
Figura 8 – Correlação logarítmica entre Resistência à Compressão (MPa) x Resistividade
Elétrica (�.m)
Figura 9 – Correlação linear entre Resistividade Elétrica (�.m) e Absorção de Água por
Capilaridade (g/cm²)
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Figura 10 – Correlação linear entre Resistividade Elétrica (�.m) e Absorção de Água por
Imersão (%)
4. CONCLUSÕES
Diante dos resultados apresentados, no que diz respeito ao grau de saturação, é
possível concluir que até a idade de 28 dias a relação com a resistividade elétrica é
diretamente proporcional, independente do tipo de adição. na medida em que a idade é
avançada, a relação não é mais direta, sendo o fator determinante o tipo de adição. Quanto
ao grau de hidratação, a relação é direta, ou seja, quanto maior o grau de hidratação maior
a resistividade do material, independentemente do grau de saturação e tipo de adição. Os
valores de resistividade aumentaram progressivamente com o aumento da idade dos corpos
de prova, com os três traços apresentando desempenho similar.
Outra conclusão relevante diz respeito à resistência, corroborando com as indicações
da literatura, sendo que quanto maior a resistência maior a resistividade. Os resultados de
resistência comprovaram que a resistência dos corpos de prova aumentou em paralelo com
o nível de hidratação e consequentemente os valores de resistividade também progrediram.
Por fim, quanto às adições, os traços com adição de cinza volante e sílica de casca
de arroz apresentaram maior resistividade do que o traço de referência em todas as idades
consideradas. A resistividade nos corpos com cinza volante apresentou menores valores do
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que nos corpos com sílica de casca arroz, sendo assim, é possível concluir que quanto mais
ativa seja a adição usada maior serão os valores de resistividade.
5. AGRADECIMENTOS
Às empresas Supermix e Itambé, nas pessoas dos engenheiros Maurício Bianchini e
Jorge Christófolli, respectivamente, pela doação dos materiais utilizados na pesquisa e
auxílio na execução dos ensaios de resistência à compressão. Ainda, ao Conselho Nacional
de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq) pela disponibilização da verba para
aquisição dos equipamentos de laboratório empregados nesta pesquisa.
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
[1] MEHTA, P.K., “Rice husk ash – A unique supplementary cementing material”, In:
CANMET, Proceedings of the International Symposium on Advances in Concrete
Technology, pp. 407-430, Atens, Greece, May. 1992.
[2] CASCUDO, O. Contribuição ao estudo e emprego de técnicas eletroquímicas no
controle da corrosão de armaduras em concreto armado, Dissertação (Mestrado em
Engenharia Civil), Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, São Paulo, SP, Brasil,
1991.
[3] HELENE, P.R. Contribuição ao estudo da corrosão em armaduras de concreto
armado, Tese (Livre Docência), Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, São Paulo,
SP, Brasil, 1993.
[4] BERTOLINI, L. Materiais de construção: patologia, reabilitação, prevenção, pp 257-
283, Oficina de textos, São Paulo – Brasil, 2006.
[5] MEDEIROS, M. H. F. Estudo de variáveis que influenciam nas medidas de
resistividade de estruturas de concreto armado, Escola Politecnica da Universidade de São
Paulo – SP, Brasil, 2001.
[6] MCCARTER, W. JOHN; STARRS, GERRY; KANDASAMI, SIVA; JONES, ROD AND
CHRISP, MALCOLM. Electrode Configurations for Resistivity Measurements on Concrete.
ACI MATERIALS JOURNAL, 106-M30. Maio, 2009.
[7] ARAUJO D. ADRIANA; PANOSSIAN, ZEHBOUR; OLIV, KLEBER J.; FILHO
PEREIRA, MARIO L. Técnicas de medição da resistividade elétrica em estruturas
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 17 de 18
atmosféricas de concreto convencional. Revista téchnne. Edição 210 - Setembro/2014.
[8] C. ANDRADE, B. ELSENER, C. ALONSO, R. CIGNA,J. GALLAND, J. GULIKERS,
U. NÜMBERGER, R. POLDER, V. POLLET, M. SALTA, R. WEIDERT, Corresponding
members: C Page, UK; C. Stevenson, Sout; RILEM tc 154-emc: electrochemical techniques
for measuring metallic corrosion, “Test methods for on site measurement of resistivity of
concrete”; Materials and Structures, Vol. 33, December2000, pp 603-611
[9] DODDS, WAYNE; GOODIER, CHRIS; CHRISTODOULOU, CHRISTIAN; AUSTIN,
SIMON; DUNNE, DAVID. Durability performance of sustainable structural concrete: Effect of
coarse crushed concrete aggregate on microstructure and water ingress. Construction and
Building Materials 145; 183–195. 2017.
[10] MEDEIROS - JUNIOR , RONALDO A; LIMA, MARYANGELA G. Variação da
resistividade elétrica do concreto com o formato de corpos de prova para diferentes tipos de
cimento. Revista de Engenharia e Tecnologia. ISSN 2176-7270. V. 7, No. 1, Abr/2015
[11] MONFORE, G.E. “The electrical resistivity of concrete”, Journal of the PCA Research
and development Laboratories, pp. 35-49, 1968.
[12] MEDEIROS JUNIOR, R. A. ; LIMA, M. G. ; MEDEIROS, M. H. F. ; REAL, L. V. .
Investigação da resistência à compressão e da resistividade elétrica de concretos com
diferentes tipos de cimento. Revista ALCONPAT, v. 4, p. 116-128, 2014.
[13] SANTOS, LOURDIMINE. Avaliação da resistividade elétrica do concreto como
parâmetro para a previsão da iniciação da corrosão induzida por cloretos em estruturas de
concreto. Abril, 2006.
[14] GASTALDINI, A. L. G.; ISAIA, G. C.; HOPPE, T. F.; MISSAU, F.; SACILOTO, A. P.
Influence of the use of rice husk ash on the electrical resistivity of concrete: A technical and
economic feasibility study. Construction and Building Materials, 23, 3411-3419, 2009.
[15] RAMEZANIANPOUR, A. A.; PILVAR, A.; MAHDIKHANI, M.; MOODI, F. Practical
evaluation of relationship between concrete resistivity, water penetration, rapid chloride
penetration and compressive strength. Construction and Building Materials, 25, 2472-2479,
2011.
[16] SILVA MELO ANDRADE., LEANDRO. Resistividade elétrica superficial do concreto:
influência da cura. Monografia de Projeto Final de Curso, apresentada à Coordenação do
Curso de Engenharia Civil da Universidade Federal de Goiás. 2016.
[17] FRIZZO, B.T. Influência do teor e da finura de pozolanas na permeabilidade ao
oxigênio na absorção capilar do concreto, Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil),
Revista Técnico-Científica do Crea-PR - ISSN 2358-5420 - Nª edição – Data da publicação - página 18 de 18
Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, 2001.
[18] ABREU, A.G. Efeito das adições minerais na resistividade elétrica de concretos
convencionais, Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil), Universidade Federal do Rio
Grande do Sul, Porto Alegre, RS, 1998.
[19] ASTM G-57 Standard test method for field measurement of soil resistivity using the
Wenner, Four-electrode method, 2012.
[20] CHEN, C.; CHANG, J.; YEIH, W. The effects of specimen parameters on the
resistivity of concrete. Construction and Building Materials, 71, 35-43, 2014.