PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO AUTO-ADENSÁVEL Bianca Serra Coutinho Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil. Orientador(es): Lidia da Conceição Domingues Shehata Ibrahim Abd El Malik Shehata Rio de Janeiro Junho de 2011
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PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO
AUTO-ADENSÁVEL
Bianca Serra Coutinho
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa de Pós-graduação em Engenharia
Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio
de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários à obtenção do título de Mestre em
Engenharia Civil.
Orientador(es): Lidia da Conceição Domingues
Shehata
Ibrahim Abd El Malik Shehata
Rio de Janeiro
Junho de 2011
PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO
AUTO-ADENSÁVEL
Bianca Serra Coutinho
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE)
DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM
CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.
Examinada por:
___________________________________________
Prof. Lidia da Conceição Domingues Shehata, Ph.D.
___________________________________________
Prof. Ibrahim Abd El Malik Shehata, Ph.D.
___________________________________________
Prof. Giuseppe Barbosa Guimarães, Ph.D.
___________________________________________
Prof. Regina Helena Ferreira Souza, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
JUNHO DE 2011
iii
Coutinho, Bianca Serra
Propriedades e Comportamento Estrutural do
Concreto Auto-Adensável / Bianca Serra Coutinho. – Rio
de Janeiro: UFRJ/COPPE, 2011.
X, 230 p.: il.; 29,7 cm.
Orientadores:Lidia da Conceição Domingues Shehata
Ibrahim Abd El Malik Shehata
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa
de Engenharia Civil, 2011.
Referências Bibliográficas: p. 217-230.
1. Concreto Auto-Adensável. 2. Propriedades. 3.
Comportamento Estrutural. I. Shehata, Lidia da
Conceição Domingues et al.. II. Universidade Federal do
Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil.
III. Título.
iv
A minha mãe, Leopoldina,
e a meu pai, Jorge Luiz.
v
AGRADECIMENTOS
Agradeço, em primeiro lugar, a Deus, que me deu a oportunidade de mais uma
existência.
Meus sinceros agradecimentos à minha orientadora, Professora Lidia Shehata,
pelos ensinamentos passados, pelo apoio e orientação irrestritos e por ter acreditado
que eu conseguiria desenvolver este trabalho.
A todos os professores do PEC que ajudaram na minha formação profissional,
em especial ao Professor Ibrahim Shehata pelas aulas valiosas e pela orientação dada
à minha dissertação.
À minha família amada: minha mãe Leopoldina, meu pai Jorge Luiz e meu
irmão Leandro, pelo amor incondicional, pelos conselhos e por fazerem de mim o ser
humano que hoje sou.
Aos meus superiores e colegas da empresa em que trabalho, PCE Projetos e
Consultoria de Engenharia, por terem me permitido cursar o mestrado e pelo apoio
durante esse período.
Aos meus familiares, pelo carinho ao longo de todos esses anos.
Às minhas amigas e ao meu namorado Marcello, pelo incentivo e compreensão
no momento que estive ausente durante esses anos de mestrado.
vi
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO AUTO-
ADENSÁVEL
Bianca Serra Coutinho
Junho/2011
Orientadores: Lidia da Conceição Domingues Shehata
Ibrahim Abd El Malik Shehata
Programa: Engenharia Civil
O concreto auto-adensável (CAA) é um tipo de concreto relativamente novo (cerca
de 20 anos) e as normas nacionais e internacionais sobre especificação, produção e
controle desse concreto são bem recentes e surgiram devido ao aumento do uso do
CAA, particularmente em pré-fabricados.
A maior parte dos estudos já realizados sobre CAA enfocam materiais constituintes
e sua influência nas propriedades do concreto fresco e endurecido; os que abordam
comportamento estrutural são em menor número. Embora, em geral, espere-se que o
comportamento estrutural do CAA não seja muito diferente daquele do concreto
convencional, o maior porcentual volumétrico de pasta de cimento e menor dos
agregados graúdos e a eventual menor dimensão máxima do agregado graúdo podem
acarretar algumas diferenças entre o comportamento estrutural imediato e ao longo do
tempo de elementos de concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma resistência à
compressão.
Este trabalho objetivou resumir o estado do conhecimento atual sobre CAA
1. Permite a concretagem sem adensamento em regiões com grande densidade de
armadura;
2. Elimina a ocorrência de defeitos na concretagem, beneficiando o desempenho e
durabilidade da estrutura;
3. Reduz a mão-de-obra nas fases de lançamento e adensamento, acarretando a
diminuição do número de trabalhadores no canteiro de obras;
4. Acelera o lançamento do concreto na estrutura, permitindo concretagens mais
rápidas e fáceis, com menor esforço dos operários;
5. Melhora o acabamento superficial, sendo bastante recomendado para estruturas
com concreto aparente;
6. Aumenta as possibilidades de trabalho com formas de pequenas dimensões;
7. Permite o bombeamento em grandes distâncias horizontais e verticais com maior
velocidade;
8. Elimina o ruído provocado pelo vibrador;
9. Melhora as condições de trabalho e de segurança nas obras, uma vez que este tipo
de concreto reduz o risco de queda, a exposição ao sol e os problemas ergonômicos e de
audição dos trabalhadores;
5
10. Reduz o desperdício de concreto, pois praticamente elimina perdas;
11. Elimina o retrabalho causado por falhas de concretagem;
12. Possibilita o uso de resíduos de outras indústrias como finos, como o pó-de-pedra,
sílica ativa, cinza volante e cinza de casca de arroz.
13. Aumenta a vida útil das formas devido à ausência de vibração.
Apesar do preço do m3 do CAA ser maior do que o do concreto vibrado, esse
concreto permite ganhos que podem reduzir o custo final da obra, uma vez que o custo de
aplicação do CAA é menor, já que há uma maior rapidez na execução da obra e diminuição
da mão-de-obra.
Vale lembrar também que o concreto auto-adensável permite a redução de custos
não mensuráveis, como o menor índice de acidentes de trabalho e afastamento de
trabalhadores, graças às melhores condições de trabalho no canteiro.
Os ganhos para o meio-ambiente também são importantes, como a diminuição na
poluição sonora no entorno das obras, o reaproveitamento de finos que seriam descartados
na natureza, além da economia de energia elétrica decorrente da eliminação dos
vibradores.
Por outro lado, como dito anteriormente, para o CAA é preciso haver um maior
controle da dosagem e das características dos materiais, uma vez que ele é bem mais
sensível às variações nos materiais do que o concreto vibrado.
Além disso, apesar de estudos comprovarem que o uso do CAA pode reduzir os
custos gerais de uma obra, o seu custo por m3 maior do que o concreto vibrado pode ser
um empecilho para a escolha desse tipo de concreto em um empreendimento, fato que tem
ocorrido no Brasil.
Esse concreto também exige cuidado especial no projeto e na confecção das formas
(rigidez e vedação), devido à alta pressão que nelas ocorre decorrente da fluidez do CAA,
bem como no planejamento da concretagem.
6
2.3. TIPOS DE LANÇAMENTOS E FORMAS
Devido à sua fluidez, as formas para o CAA precisam ser melhor vedadas e as de
elementos de grande altura necessitam de maior enrijecimento, principalmente em sua
parte inferior, devido às maiores pressões nas formas geradas por esse concreto apesar da
ausência de vibração.
Figura 2.1 – Formas reforçadas para lançamento de CAA (RILEM, 2006, p.947)
Como o custo das formas é parcela relevante do custo total de uma obra, vários
estudos têm sido feitos visando investigar a pressão máxima exercida pelo CAA nas formas
e a sua taxa de diminuição com o tempo. Embora, atualmente, haja a tendência de se
considerar as formas sujeitas à pressão hidrostática, têm sido medidas pressões nas formas
da ordem de 30% a 100% da hidrostática em concretagens com CAA (Koehler, Keller e
Gardener, 2007). Isto se deve às várias variáveis que afetam essa pressão: composição do
concreto (teor e tipo de finos; relação água/aglomerantes; teor e tipo de aditivos; teor, tipo e
granulometria dos agregados), condições de concretagem (velocidade e tipo de
lançamento; temperatura do ambiente e do concreto), características da forma (dimensões,
7
material, rugosidade da superfície, uso de agente desmoldante) e armaduras existentes
dentro da forma.
Resumo do estado-da-arte sobre esses fatores influentes é apresentado por Khayat
et al. (2007). Genericamente falando, concretos com maiores teores de finos (conseqüentes
menores teores de agregados) e maiores relações água/aglomerantes e/ou teor de
superplastificante tendem a exercer maior pressão lateral nas formas. Maiores velocidades
de lançamento do concreto e menores temperaturas tendem a gerar maior pressão na
forma. Esta pressão também tende a ser maior quando se usam formas mais rígidas e lisas.
Relatório do SCC European Project Group (2005) recomenda que os pontos de
bombeamento em paredes sejam a meia altura e os espaçamentos horizontais entre os
pontos de bombeamento sejam definidos a partir da fluidez do CAA e dos espaçamentos
dos elementos enrijecedores das formas.
Segundo RILEM (2006), em formas verticais com concretagem pelo topo, pode
haver lançamentos com alturas de queda de 8 metros, mas alturas de 1 a 3 metros são
mais comuns. A concretagem feita pelo fundo, em vez de pelo topo, ajuda a evitar bolhas de
ar na massa de concreto.
Experiências mostram que é importante executar o lançamento do concreto auto-
adensável com um número razoável de mangueiras ou caçambas, visando preencher as
formas de maneira simétrica e evitar que o CAA percorra grandes distâncias. De acordo
com Ouchi et al. (s.d.), os CAA podem percorrer cerca de 15m a 20m sem haver
segregação, sendo recomendável a distância máxima de cerca de 10m.
As camadas de CAA devem ter pequenas espessuras, de modo a evitar bolhas de
ar entre as camadas ou entre o concreto e a forma (RILEM, 2006).
8
Figura 2.2 – Dois tipos de lançamento: pelo topo e por baixo (RILEM, 2006, p.949)
2.4. ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO NO ESTADO FRESCO
Os ensaios para o concreto auto-adensável no seu estado endurecido são os mesmos
que para o concreto vibrado, o que não ocorre para o estado fresco. As principais
características que devem ser verificadas no estado fresco são a fluidez, viscosidade,
habilidade passante e a resistência à segregação.
9
Para o controle do CAA no estado fresco, já existem normas americanas (ASTM C
1611-09b, para ensaio de espalhamento; ASTM C1621-09b, para ensaio do anel J; ASTM
C1610-06a e ASTM 1712-09, para ensaio de resistência à segregação), européias (EN
12350-8:2010, para ensaio de espalhamento; EN 12350-9:2010 para ensaio do funil V; EN
12350-10:2010, para ensaio da caixa L; EN 12350-11:2010, para ensaio de resistência à
segregação; EN 12350-12:2010, para ensaio do anel J) e brasileiras. As brasileiras já
publicadas são a NBR 15823-1:2010 (classificação, controle e aceitação), NBR 15823-
2:2010 (ensaio de espalhamento), NBR 15823-3:2010 (ensaio do anel), NBR 15823-4:2010
(ensaio da caixa L), NBR 15823-5:2010 (método do funil V), NBR 15823-6:2010 (ensaio de
resistência à segregação).
Segundo EN 206-9:2010 (BSI, 2010) , as informações dadas pelos ensaios das normas
européias referem-se às propriedades que constam na tabela 2.1.
Tabela 2.1. Propriedades avaliadas pelos ensaios do SCC no estado fresco (EN 206-9:2010)
Propriedade avaliada Ensaio Habilidade de
preenchimento Habilidade passante
Estabilidade Viscosidade
Espalhamento X X (pelo t500) Caixa-L X Anel-J X Funil-V X Resistência à segregação por peneira
X
O ensaio mais executado e recomendado é o de espalhamento. Neste ensaio é
avaliada a fluidez da amostra de concreto. Nele utiliza-se basicamente o mesmo
equipamento do ensaio de abatimento de tronco de cone, mas mede-se o espalhamento do
concreto e o tempo de escoamento (T500).
O espalhamento final do concreto é a média aritmética entre os valores de dois
diâmetros ortogonais, e o tempo de escoamento (T500) é o medido quando o espalhamento
do concreto alcança o diâmetro de 500 mm.
10
Figura 2.3 – Espalhamento do CAA sendo medido (RILEM, 2006, p.940)
O valor adequado do espalhamento depende das necessidades de projeto, mas, de
maneira geral, deve ficar entre 600 mm e 750 mm e o tempo de escoamento entre 2 s e 7 s.
Outro ensaio bastante utilizado é o do Funil V, que caracteriza a viscosidade e a
habilidade passante do concreto auto-adensável. Este ensaio consiste em medir o tempo
necessário para que uma amostra de CAA (aproximadamente 12 litros) flua totalmente
através do orifício no fundo do funil.
Figura 2.4 – Ensaio do Funil V.
O ensaio que é realizado para avaliar a habilidade passante do concreto auto-
adensável através de espaços pequenos e entre as barras de armadura sem que haja
segregação ou bloqueios é o da Caixa L, com 2 ou 3 barras de aço (figura 2.5).
11
O aparato necessário para este ensaio é uma caixa com formato em L, com uma
porta na base da parte vertical do L com duas ou três barras lisas com diâmetro de 12,5 mm
eqüidistantes entre si. O espaçamento entre as barras é de 41 mm para o caso de três
barras e de 58 mm para o de duas barras.
O concreto é colocado na parte vertical da caixa com a porta fechada. A porta é
então levantada e, quando o concreto para de fluir, são medidas as distâncias verticais no
fim da parte horizontal (H2) e logo atrás da porta (H1). A habilidade passante (PA) é
caracterizada pela relação entre H2 e H1, como mostrado na figura 2.5.
Figura 2.5 – Ensaio da Caixa-L.
Uma variação do ensaio da Caixa L é o do Anel J (ensaio do concreto não
confinado). Neste método são utilizados os aparatos do ensaio de espalhamento além de
um anel metálico com barras de aço (figura 2.6).
O procedimento para a execução do teste é semelhante ao do espalhamento, mas o
molde tronco-cônico fica na posição invertida e o anel J é posto em cima da placa de base
antes da retirada do molde. Segundo a NBR 15823-3:2010, os resultados deste ensaio são
o diâmetro final médio atingido pela massa de concreto (como no ensaio de espalhamento),
a diferença entre os diâmetros médios obtidos no ensaio de espalhamento e neste ensaio e
a observação de alguma obstrução à passagem do concreto pelas barras do anel J. No
12
ensaio semelhante da EN 12350-12:2010, são medidas as alturas do concreto dentro e fora
do anel e obtida a diferença.
Figura 2.6 – Ensaio do Anel-J.
Um dos ensaios para avaliar a resistência à segregação do concreto é o chamado
“Sieve segregation resistance test”. Depois da amostra de CAA ser separada, ela é
tampada e deixada descansando por 15 minutos. Após este período, é observado se houve
alguma migração de água para a superfície de concreto (exsudação). Após esta
observação, o concreto da parte superior da amostra (com ou sem água na superfície) é
colocado numa peneira com abertura de 5 mm e deixado ali por 2 minutos. A taxa de
segregação (SR) é a relação entre a massa da amostra total e a da que atravessa a
peneira.
A NBR 15823-6:2010 considera o método da coluna para avaliar a resistência à
segregação, onde é utilizado um tubo de PVC, seccionado em três partes, que deverão ser
unidas por grampos, presilhas ou fita adesiva. A coluna é preenchida com a amostra de
concreto e após 20 minutos da moldagem, são retiradas porções de concreto do topo e da
base da coluna, das quais são separados os agregados graúdos, os quais, depois de limpos
e secos, são pesados. A resistência à segregação do concreto é avaliada em função da
diferença percentual entre as massas de agregado graúdo das porções de concreto
13
retiradas da base e do topo da coluna; quanto menor esta diferença maior é a resistência à
segregação do concreto.
Outros ensaios, como o Orimet (Orimet Test), Tubo-U (U-Pipe Test) e Coluna de
Rooney (Settlement Columm Test), podem também ser utilizados para avaliar as
propriedades do CAA no seu estado fresco (GOMES e BARROS, 2009).
A tabela 2.2 apresenta a classificação dos CAA em função dos valores obtidos nos
ensaios descritos anteriormente.
Segundo a NBR 15823-1:2010, os ensaios de realização obrigatória no campo são
os de espalhamento e o do Anel-J.
14
Tabela 2.2 – Critérios para classificação das propriedades do CAA (EN 206-9:2010 e NBR 15823-1:2010)
CLASSES CRITÉRIOS
NBR 15823-1:2010 EN 206-9:2010 Classe SF1 – Espalhamento 550 a 650 mm 550 a 650 mm Classe SF2 – Espalhamento 660 a 750 mm 660 a 750 mm Classe SF3 – Espalhamento 760 a 850 mm 760 a 850 mm Tolerância para o valor alvo - ± 50 mm
Classe VS1 - Escoamento (T500) ≤ 2 s < 2 s Classe VS2 - Escoamento (T500) > 2 s ≥ 2 s
Tolerância para o valor alvo - ± 1 s
Classe PJ1 - Anel-J 0 a 25 mm com 16 barras ≤ 10 mm com 12 barras Classe PJ2 - Anel-J 25 a 50 mm com 16 barras ≤ 10 mm com 16 barras
Classe VF1 – Funil-V < 9 s < 9 s Classe VF2 – Funil-V 9 a 25 s 9 a 25 s
Tolerância para o valor alvo - ± 3 s para caso < 9 s e ± 5 s para caso > 9
Classe PL1 – Caixa-L ≥ 0,80, com duas barras de aço ≥ 0,80, com duas barras de aço Classe PL2 – Caixa-L ≥ 0,80, com três barras de aço ≥ 0,80, com três barras de aço
Classe SR1 – Resistência à segregação ≤ 20 % ≤ 20 % Classe SR2 – Resistência à segregação ≤ 15 % ≤ 15 %
15
2.5. EXEMPLOS DE APLICAÇÕES E ANÁLISES DE CUSTO
Segundo Okamura e Ouchi (2003), a primeira aplicação do concreto auto-
adensável foi em um prédio em junho de 1990. Logo depois, em 1991, o CAA foi
utilizado nas torres da ponte estaiada mostrada na figura 2.7.
Após estas utilizações, o uso do CAA foi aumentando gradativamente. Ele foi
também empregado em duas ancoragens de concreto da ponte metálica de maior vão
livre do mundo na ocasião, a ponte Akashi-Kaikyo, localizada no Japão e inaugurada
em abril de 1998. Para esta concretagem foram consumidos 290.000 m3 de concreto
auto-adensável. O seu uso foi determinante para se ter a rapidez desejada na
execução da concretagem, assim como a qualidade final do concreto desejada
(OKAMURA e OUCHI, 2003). Ainda segundo Okamura e Ouchi, o CAA foi utilizado
também nas concretagens das paredes de um tanque LNG, pertencente a Osaka Gas
Company, em 1998.
Figura 2.7 – Ponte Shin-Kiba Ohashi (OKAMURA, H.; OUCHI, M, 2003, p.12)
Depois do Japão, começando pela Suécia, vários países da Europa
começaram a estudar e a aplicar o CAA. Em 1994, cinco instituições européias se
reuniram para desenvolver projetos sobre CAA, deles advindo relatórios e as
16
recomendações européias para CAA (SCC EUROPEAN PROJECT GROUP, 2000a,
2000b, 2005, por exemplo).
Figura 2.8 – Ancoragem 4ª da ponte Akashi-Kaikyo (OKAMURA, H.; OUCHI, M, 2003, p.13)
Na América do Norte, o concreto auto-adensável tem sua maior aplicação na
indústria de pré-fabricados, mas também é utilizado em concretagens em sito. Nos
Estados Unidos, departamentos de transportes e de estradas promoveram estudos
visando a aplicação do CAA em pontes (NEBRASKA DEPARTMENT OF ROADS,
2004; MINNESOTA DEPARTMENT OF TRANSPORTATION, 2008;
TRANSPORTATION RESEARCH BOARD OF THE NATIONAL ACADEMIES, 2009,
etc.) e o PCI publicou recomendações para o uso do CAA em pré-fabricados
(PRECAST/PRESTRESSED CONCRETE INSTITUTE, 2003).
No Brasil, o emprego do CAA ainda é muito pequeno, mesmo nas empresas de
pré-fabricação. Nas poucas empresas que já o utilizam (em São Paulo, Paraná, Santa
Catarina), a menos de uma, o CAA é usado apenas na fabricação de algumas peças.
Fora da pré-fabricação, há registros de sua utilização em edifícios em Goiânia
(GEYER E SÁ, 2005), São Paulo (FARIA, 2008), Florianópolis (REPETTE, 2007) e
Novo Hamburgo (FARIA, 2008). Outros exemplos de aplicações são o Museu Iberê
17
Camargo (concreto branco) e a fábrica de pré-moldados Verdi Construções, em Porto
Alegre (TUTIKIAN, 2004), reforço de edifício antigo em Porto Alegre, ampliação de
shopping em Goiânia, parede anti-radiação de prédio em São Paulo e região de
engaste da laje com as paredes dos poços Norte e Sul da estação da Luz da Linha 4 –
Amarela do metrô de São Paulo, com alta densidade de armadura (FARIA, 2008).
O resultado da análise de custos do CAA em relação ao vibrado de mesmo fck
depende dos materiais utilizados em cada um desses concretos, do custo desses
materiais e da mão-de-obra da região de sua aplicação e de outros parâmetros que
podem ser considerados na análise. A seguir são dados exemplos de análises feitas
no Brasil.
No estudo realizado por Tutikian (2004), foram dosados concretos auto-
adensáveis com 4 diferentes relações cimento/(agregados+adições) em massa e
usando ou não aditivo modificador de viscosidade, a partir do seu método de
dosagem, e seus custos foram comparados com os de concretos de referência. Foram
utilizados três tipos de finos diferentes para o CAA: fíler calcário, metacaulim e cinza
de casca de arroz. O fíler calcário por ser um fino não pozolânico, pode substituir
parte da areia. Já o metacaulim e a cinza de casca de arroz, por apresentarem
propriedades pozolânicas, puderam substituir parte do cimento. As composições dos
concretos e suas respectivas resistências são mostradas no item 3.1.
Para comparação de custos e consumos dos materiais, foram tomados
concretos com a mesma faixa de resistência (30 MPa e 40 MPa aos 28 dias).
Foi verificado menor consumo de cimento nos concretos auto-adensáveis com
metacaulim e cinza de casca de arroz, uma vez que estes finos substituíram parte do
cimento. O consumo de cimento também diminuiu para se ter a resistência à
compressão desejada numa certa idade, à medida que essa idade aumentava.
Nas figuras 2.9 e 2.10 pode-se analisar os custos dos concretos sem aditivo
modificador de viscosidade com resistência à compressão de 30 MPa e 40 MPa aos
28 dias (FC= filer calcário, MC=metacaulim, CCA=cinza de casca de arroz). Para estas
18
resistências, o custo dos CAA com metacaulim e fíler calcário foi cerca de 40% maior
que o do concreto de referência. Em contrapartida, a diferença entre os custos dos
CAA com cinza de casca de arroz e o do concreto de referência não passou de 7%,
concluindo-se que o CAA produzido com cinza de casca de arroz podia ser
vantajosamente utilizado para as duas faixas de resistência analisadas. Entretanto,
deve-se atentar para o fato de que a cinza de casca de arroz não era comercializada e
o preço da cinza de casca de arroz foi avaliado com base na estimativa de custo de
frete.
Figura 2.9 – Custo (R$) dos concretos de fc=30 MPa aos 28 dias
(TUTIKIAN et al., 2004)
Figura 2.10 – Custo (R$) dos concretos de fc=40 MPa aos 28 dias
(TUTIKIAN et al., 2004)
19
A concretagem de laje do edifício Camila com CAA de fck=20MPa, em
dezembro de 2004, permitiu uma redução em torno de 70% da mão-de-obra de
lançamento e adensamento, maior velocidade na execução da estrutura e uma maior
facilidade no nivelamento da laje (GEYER E SÁ, 2005).
Em estudo realizado por Repette (2007), foi comparado o custo de aplicação
do concreto auto-adensável com o do concreto vibrado. Para isso, foi monitorada a
construção de duas lajes consecutivas em loco, uma de concreto auto-adensável e
outra de concreto vibrado, ambos com resistência à compressão e módulo de
elasticidade de no mínimo 25 MPa e 18 GPa aos 28 dias, respectivamente. A área
total de cada laje era de 504 m2 e o sistema de formas de madeira das duas era
idêntico. Todas as etapas da concretagem foram filmadas sem pausas e depois
analisadas. O resumo dos resultados é apresentado na tabela 2.3.
Esses resultados mostram que a produtividade durante a aplicação do CAA foi
maior do que na aplicação do concreto vibrado.
Para o cálculo de custo, apenas os trabalhadores diretamente envolvidos na
concretagem e o número de horas trabalhadas foram computadas. Assim, aplicando a
média salarial mensal de R$ 860,00 por trabalhador com uma jornada de 200 horas
mensais (média dos valores praticados pela construção civil na cidade de Florianópolis
em dezembro de 2004), e considerando o tempo de mobilização/desmobilização de 1
hora, chegou-se ao montante de R$ 1,30/m3 para o custo de concretagem com CAA e
de R$ 5,38/m3 para o da com concreto vibrado.
Tabela 2.3 – Resumo dos resultados obtidos no estudo comparativo (REPETTE, 2007)
CAA REF
Volume de concreto 57 m3 64 m3
Tempo de concretagem 2h 32min 2h 28min
Taxa de concretagem 22,5 m3/h 25,9 m3/h
Número de Trabalhadores 2,5 11
Produtividade 9 m3/h/trab. 2,35 m3/h/trab.
20
Apesar da redução significativa nos custos de concretagem ao se empregar
CAA, ela não foi suficiente para compensar o seu maior custo em relação ao concreto
vibrado. Na época, o custo do m3 do concreto (com bombeamento) com abatimento de
10 cm e resistência à compressão de 30 MPa era de R$199,50, enquanto que o do
concreto auto-adensável usado foi de R$283,50.
Na obra do residencial Pateo São Paulo, realizada em 2008 na cidade de São
Paulo, também foram comparados os custos da concretagem de dois pavimentos de
cerca de 250m2, um com concreto vibrado e outro com concreto auto-adensável. Em
ambas as concretagens, foram utilizados equipamentos com as mesmas
características técnicas e cerca de 50m3 de concreto com fck de 50MPa aos 28 dias. A
laje e as vigas do 4o pavimento foram concretadas com concreto vibrado em 4h e 40
min. Com o uso de concreto auto-adensável no 5o pavimento, o tempo total de
concretagem caiu para 2h e 20min. Além disso o custo da mão-de-obra para a
concretagem, com encargos incluídos, foi de R$ 7,18/m3 para o concreto vibrado e R$
0,70/m3 para o concreto auto-adensável, cerca de 10% daquele do concreto vibrado
(FARIA, 2008).
Na obra do edifício Parthenon Residence, em Novo Hamburgo (RS), o concreto
auto-adensável foi utilizado a partir do 5º pavimento. Os custos de produção e
execução desse concreto e do vibrado, assim como a mão-de-obra utilizada no
lançamento e vibração, a depreciação dos equipamentos e o custo da energia elétrica
foram levantados e comparados, chegando-se à conclusão de que o custo da solução
com concreto auto-adensável foi cerca de 1,1% maior que o da solução com concreto
vibrado, mas essa diferença foi compensada pela maior produtividade que o concreto
auto-adensável propiciou (FARIA, 2008).
O estudo realizado por Toralles-Carbonari et al. (2009) verificou a viabilidade
técnica e econômica da aplicação do CAA em uma fábrica de peças pré-moldadas.
Neste estudo, para um concreto convencional (REF) e um concreto auto-adensável
(CAA), foram verificados os tempos de execução da mistura, transporte, lançamento,
21
adensamento, acabamento e reparos, assim como foram levantados os custos dos
concretos. As dosagens destes concretos são mostradas na tabela 2.4.
Após as misturas dos concretos serem feitas, as propriedades no estado fresco
(espalhamento, funil V e caixa L) e no estado endurecido (resistência à compressão de
corpos-de-prova aos 7 e 28 dias) de ambos os concretos foram verificadas e aceites
de acordo com os pré-requisitos mínimos estabelecidos. Três peças estruturais pré-
moldadas com características de viga tipo L, uma terça que apresentava grande
dificuldade de concretagem e uma laje tipo calha foram concretadas com ambos os
concretos.
Tabela 2.4 – Composição dos concretos (TORALLES-CARBONARI et al., 2009)
Volume de pasta (%) 31 38 40 38 Volume de argamassa (%) 63 72 65 72
a/c 0,68 0,68 0,43 0,58 a/f 0,68 0,36 0,43 0,36
a/agl 0,68 0,68 0,43 0,36
Tabela 3.2 – Propriedades dos concretos no estado fresco (SONEBI et al., 2000)
Concreto de Baixa Resistência
Concreto de Alta Resistência
REF CAA REF CAA
Espalhamento em 5 min (mm) - 650 - 690 Espalhamento em 60 min (mm) - 600 - 640 Abatimento em 5 min (mm) 65 - 70 - Abatimento em 60 min (mm) 50 - 70 - Caixa-L (h2/h1) em 10 min - 0,81 - 0,99 Teor de ar (%) 1,8 1,5 Não fornecido 1,1
Os resultados, apresentados na tabela 3.3, mostram que os valores de
resistência à compressão aos 28 dias dos exemplares de CAA foram maiores do que
os dos concretos de referência.
Para os concretos de baixa resistência, com mesma relação água/aglomerante,
a resistência à compressão aos 28 dias do CAA foi 27% maior que a do concreto
vibrado. Para os concretos de maior resistência, o CAA, com relação
água/aglomerante um pouco menor que o concreto de referência, a resistência à
29
compressão aos 28 dias de idade do auto-adensável foi 29% maior que a do concreto
vibrado.
O uso do calcário se mostrou eficiente para ganhos de resistência nas
primeiras idades, já que este tipo de fino ajuda a aceleração da hidratação do C3S. Já
o uso de escória de alto forno gerou um ganho de resistência mais lento nas primeiras
idades, levando a resistências à compressão nas idades de 1 e 7 dias menores que as
do concreto de referência.
A resistência à compressão de corpos-de-prova curados ao ar foi menor do
que a dos curados em água, sendo a redução maior nos concretos de maior
resistência.
Os resultados dos ensaios de tração indireta obtidos por Sonebi et al. (2000)
são mostrados na tabela 3.4.
Tabela 3.3 – Resistência à compressão aos 28 dias (SONEBI et al., 2000)
Concretos fcu (MPa)
Concreto de Baixa Resistência
CAA 47,0 REF 37,0
Concreto de Alta Resistência
CAA 79,5
REF 61,5
Tabela 3.4 – Resistência à tração indireta (SONEBI et al., 2000)
Resultados Concretos de Baixa
Resistência Concretos de Alta
Resistência CAA REF CAA REF
fct, 28 (MPa) 3,4 2,4 4,7 4,1
fct,180 (MPa) 3,3 3,1 5,7 3,9
fct,28 / fcu,28 (%) 7,1 6,5 5,9 6,6
fct,180 / fcu,180 (%) 6,0 7,7 6,2 5,5
Analisando os resultados do estudo de Sonebi et al. (2000), pode-se perceber
que os CAA apresentaram valores de resistência à tração sempre maiores que os
30
concretos de referência. O CAA de baixa resistência aos 28 dias de idade teve
resistência à tração indireta 42% maior que a do concreto de referência (com mesma
relação água/cimento); aos 180 dias, esta diferença caiu para 6%. Situação contrária
se verificou nos concretos de alta resistência; aos 28 dias de idade, o CAA apresentou
fct 15% maior que o concreto vibrado e esta diferença cresceu para 46% aos 180 dias
de idade.
As relações entre resistências à tração e à compressão para as duas classes
de concreto ficaram em torno de 6% a 8%.
Os resultados dos ensaios de módulo de elasticidade estão na tabela 3.5, junto
com as relações Ec/(fcu)0,5 ( fcu em MPa e Ec em GPa). O concreto vibrado teve essa
relação 12% maior que a do concreto auto-adensável.
Tabela 3.5 – Módulo de Elasticidade (SONEBI et al., 2000)
SONEBI et al. (2000) Concretos de Alta
Resistência REF CAA
Idade em meses 8 11
Módulo de Elasticidade (Ec), GPa 34,4 41,9 Relação *Ec/(fcu)
0,5 4,98 4,43 * Ec em GPa e fc em MPa
3.1.2 – Estudo de Geyer e Sena (2002)
Estudaram-se três tipos de concretos com cimento CP II F 32 e agregado com
dimensão máxima de 19 mm, um vibrado e dois auto-adensáveis, onde usaram-se
dois diferentes tipos de aditivos superplastificantes de 3a geração. Para cada tipo de
concreto foram desenvolvidas misturas com relações a/c variando de 0,30 a 1,00,
visando-se analisar concretos para diferentes aplicações. Definiu-se para os concretos
convencionais abatimento de 70 ± 10 mm e para os auto-adensáveis abatimento maior
que 200 mm; para os dois tipos de concreto mantiveram-se as mesmas proporções de
31
materiais, fazendo-se apenas a correção relativa à inclusão de aditivos nos auto-
adensáveis. Os ensaios de resistência à compressão aos 28 dias mostraram, para os
concretos de mesma relação água/cimento, resistências 4% a 29% maiores para o
concreto vibrado que para os concretos auto-adensáveis com os aditivos e os módulos
de elasticidade dos concretos vibrados foram 5% a 31% maiores que os dos concretos
auto-adensáveis. Este comportamento com relação à resistência à compressão
divergente do verificado em outros estudos pode ser explicado pelo fato dos aditivos
superplastificantes utilizados nos concretos auto-adensáveis terem incorporado grande
quantidade de ar na massa de concreto. Nos concretos vibrados, o teor de ar variou
de 0,5% a 1,2% e nos CAA entre cerca de 2,7% e 7,2%. A relação Ec/(fc)0,5 foi menor
nos CAA que nos vibrados de mesma relação a/c.
3.1.3 - Estudo de Tutikian (2004)
Foram dosados concretos vibrados, de referência, e concretos auto-adensáveis
com diferentes tipos de finos: fíler calcário, metacaulim e cinza de casca de arroz. Os
materiais utilizados foram cimento ARI RS, areia regular de rio e brita de origem
basáltica com dimensão máxima de 12,5mm. As composições dos concretos são
apresentadas na tabela 3.6 e suas características no estado fresco na tabela 3.7. Na
tabela 3.6 nota-se que, para cada grupo de concretos, foi variada a relação entre
teores de aglomerante (cimento mais adição ativa) e de material inerte (agregados
miúdos e graúdos mais filer) em massa (1:m): 1:3, 1:4.5, 1:6 e 1:7,5. Dos ensaios de
corpos-de-prova cilíndricos, foram obtidas as resistências à compressão, em
diferentes idades, e as resistências à tração por compressão diametral, aos 28 dias de
idade, que estão listadas na tabela 3.8.
Analisando os resultados mostrados na tabela 3.8 percebe-se que, dentro de
cada grupo de concretos, as resistências diminuem à medida que aumenta a relação
entre teores de material inerte e aglomerante. Independentemente das adições
32
empregadas, para concretos com relações água/aglomerante (a/agl) iguais ou bem
próximas, os com maiores teores de material inerte tendem a ter menor resistência à
compressão.
Na figura 3.1 são reunidos os gráficos de fc em função de a/agl para os
concretos de mesma relação entre teores de aglomerante e material inerte. Nela nota-
se haver tendência de diminuição de fc com o aumento da relação a/agl, podendo
haver, entretanto, variações em função do tipo de adição usado.
33
Tabela 3.6 – Composições (kg/m3) dos concretos estudados por Tutikian et al. (2004)
CONC. TRAÇO Agl Água C MC CCA FC Finos AR BR SP a/c a/f a/agl Volume de Pasta
agl - aglomerante; C - cimento; MC - metacaulim; CCA – cinza de casca de arroz; FC - fíler calcário; AR - areia; BR - brita; a/c – relação água/cimento em massa; a/f - relação água/finos em massa; a/agl - relação água/aglomerante em massa; SP - aditivo superplastificante; CAA - concreto auto-adensável
34
Tabela 3.7 – Propriedades no estado fresco dos concretos estudados por Tutikian et al. (2004)
CONCRETOS TRAÇO Abatimento (mm)
Espalhamento (mm)
REFERÊNCIA
1:3 120 -
1:4,5 110 - 1:6 100 -
1:7,5 100 -
CAA com FC
1:3 - 590 1:4,5 - 690
1:6 - 590
1:7,5 - 580
CAA com MC
1:3 - 570 1:4,5 - 640 1:6 - 650
1:7,5 - 630
CAA com CCA
1:3 - 665 1:4,5 - 620 1:6 - 640
1:7,5 - 620
CAA - concreto auto-adensável; FC - fíler calcário; MC - metacaulim; CCA - cinza de casca de arroz.
35
Tabela 3.8 – Resistências à compressão e à tração (MPa) dos concretos estudados por Tutikian et al.(2004)
CAA - concreto auto-adensável; FC - fíler calcário; MC - metacaulim; CCA - cinza de casca de arroz.
36
Figura 3.1 - Resistências à compressão dos concretos de mesma relação entre teores de aglomerantes e materiais inertes – Gráficos plotados a partir dos resultados dos
estudos de Tutikian et al.(2004)
A figura 3.2, onde comparam-se os valores de fc em função da idade dos
concretos de mesma relação entre teores de aglomerantes e material inerte e relações
a/agl iguais ou bem próximas, mostra que há maiores diferenças entre fc dos concretos
com traço 1:3 e filer calcário e cinza de casca de arroz do que entre os dos concretos
com traços 1:6 e 1:7,5 e filer calcário e metacaulim.
Na figura 3.3, onde constam os valores de fc,28 em função de a/agl,
independentemente da relação entre materiais inertes e aglomerantes (m), também
pode-se notar maior semelhança entre as curvas referentes aos concretos com filer
calcário e metacaulim do que entre as demais.
37
Traço 1:3,0
Traço 1:6,0
Traço 1:7,5
Figura 3.2 - Comparação entre resistências à compressão de concretos com mesma relação
entre teores de aglomerantes e materiais inertes e relação a/agl igual ou bem próxima – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Tutikian et al. (2004)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3
a/agl
f c,2
8 (M
Pa)
REF
FC
MC
CCA
Log. (REF)
Log. (FC)
Log. (MC)
Log. (CCA)
Figura 3.3 - Resistências à compressão aos 28 dias de concretos em função de a/agl,– Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Tutikian et al. (2004)
38
Nas resistências à tração aos 28 dias observam-se as mesmas tendências que
nas resistências à compressão e as relações fct,28/fc,28 variaram entre cerca de 6% e
11%.
3.1.4 - Estudo de Cavalcanti (2006)
Foi dosado concreto auto-adensável, utilizando como fino resíduo de serragem
de mármore e granito (RSMG), que é um material do tipo inerte. Suas propriedades (fc,
fct e Ec), obtidas de ensaios de corpos-de-prova (4 para cada ensaio) cilíndricos de 100
mm de diâmetro e 200 mm de altura, curados em água, foram comparadas com
propriedades de um concreto vibrado.
As composições dos concretos estudados por Cavalcanti (2006) são mostradas
na tabela 3.9 e suas propriedades no estado fresco na tabela 3.10.
Tabela 3.9 – Composições dos concretos (CAVALCANTI, 2006)
CAVALCANTI (2006) REF CAA
Água (kg/m3) 205 196
Cimento porland CPII-Z-32 (kg/m3) 392 392
Fíler RSMG (kg/m3) - 196
Total de finos (kg/m3) 392 588
Areia média quartzosa (kg) 881 783
Agregado graúdo granítico 12,5 mm (kg/m3) 893 795
Superplastificante (kg/m3) - 2,1
Plastificante normal (kg/m3) 2,5 -
Volume de pasta (%) 33 40
Volume de argamassa (%) 66 70
a/c 0,5 0,5 a/f 0,5 0,33
39
Tabela 3.10 – Propriedades dos concretos no estado fresco (CAVALCANTI, 2006)
α = teor de argamassa seca, em massa: (cimento+adições+areia)/( cimento+adições+areia+britas)
m = relação entre materiais inertes e aglomerantes, em massa
* considerou-se a parte líquida do superplastificante na água e como finos, além do cimento e adições, as partículas dos agregados passantes pela peneira 0,075mm.
47
Tabela 3.21 – Composições dos concretos auto-adensáveis classe SF2 (ALENCAR, 2008)
Figura 3.4 – Resistência à compressão em função da relação a/agl para concretos de mesma relação entre materiais inertes e aglomerantes – Gráficos plotados a partir dos resultados do
estudo de Alencar, 2008
51
Independentemente do tipo de concreto, fc,28 diminui à medida que se aumenta
a relação entre materiais inertes e aglomerantes (m) e a relação a/agl (tabelas 3.20 a
3.22 e figura 3.4). A figura 3.5 mostra as relações entre fc,28 e a/agl de diferentes
grupos e de todos os concretos, independentemente da relação entre materiais inertes
e aglomerantes. As diferenças em a/agl relativas a um determinado valor de fc,28 são
conseqüência das características do concreto fresco desejadas.
Figura 3.5 – Resistência à compressão em função da relação a/agl, independentemente da relação entre materiais inertes e aglomerantes – Gráficos plotados a
partir dos resultados do estudo de Alencar, 2008
52
3.1.8 - Estudo de Araujo et al. (2008)
Estudaram-se diversos concretos auto-adensáveis onde foram realizadas
substituições parciais (20%, 25% ou 30%) da areia natural por finos de pedreira
(micaxisto, granito ou gnaisse, com 90% de partículas com dimensão máxima de
0,0854 mm, 0,135 mm e 0,109 mm, respectivamente) e substituições parciais de
cimento por sílica ativa (8%), metacaulim (8%) ou pozolana de argila calcinada (25%).
Um concreto convencional, sem adições, foi dosado e tomado como referência.
Cimento CP-V ARI, areia natural, agregado graúdo de granito britado com dimensão
máxima de 9,5 mm e superplastificante foram utilizados nas misturas de CAA. No
concreto de referência foram usados os mesmos materiais, mas em vez de
superplastificante foi utilizado plastificante. Os traços e as características no estado
fresco dos concretos produzidos estão nas tabelas 3.24 e 3.25, respectivamente. O
teor de argamassa seca, em massa, dos concretos era 56% e o teor de ar variou entre
1,0% e 2,3%.
Corpos-de-prova cilíndricos com 100mm de diâmetro e 200mm de altura foram
moldados e ensaiados para obtenção de resistência à compressão, resistência à
tração por compressão diametral e módulo de elasticidade. Para os ensaios de tração
na flexão foram utilizados corpos-de-prova prismáticos de seção transversal quadrada
com dimensão de 150mm e comprimento de 500mm. Todos os ensaios foram
realizados para a idade de 28 dias. Os corpos-de-prova, após desmoldados, foram
curados em câmara úmida com temperatura e umidade controladas até o momento
dos ensaios. Os resultados dos ensaios são mostrados na tabela 3.26.
A menos dos assinalados com asterisco na tabela 3.26, que se mostraram
claramente inconsistentes, os resultados de fc,28, fct,28 e Ec,28 são mostrados nas figuras
3.6 a 3.11, em função de a/agl.
53
Tabela 3.24 – Traços dos concretos produzidos (ARAUJO et al., 2008)
Figura 3.6 – Resistência à compressão em função da relação a/agl dos concretos com substituição de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de
Araujo et al., 2008.
Figura 3.7 – Resistência à compressão em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de
Araujo et al., 2008.
56
Figura 3.8 – Módulo de elasticidade em função da relação a/agl dos concretos com substituição de de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de
Araujo et al., 2008.
Figura 3.9 – Módulo de elasticidade em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Araujo et al.,
2008.
57
Figura 3.10 – Resistência à tração por compressão diametral em função da relação a/agl dos concretos com substituição de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos
ensaios de Araujo et al., 2008
Figura 3.11 – Resistência à tração por compressão diametral em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos
ensaios de Araujo et al., 2008.
De maneira geral, para todas as propriedades no estado endurecido, a
tendência é de que quanto maior a relação água/aglomerante menores os seus
valores.
58
Os concretos auto-adensáveis com sílica ativa apresentaram maiores
resistências à compressão para todas as faixas de relação água/aglomerante. Em
comparação com os concretos auto-adensáveis produzidos com metacaulim, os com
sílica ativa apresentaram em média resistências 56% maiores. Os CAA com adição de
pozolana tiveram resistências cerca de 16% maiores que os produzidos com
metacaulim.
Dos concretos com substituição de parte do agregado miúdo, os com finos de
gnaisse tiveram os maiores valores de fc,28. E os concretos com micaxisto e granito
apresentaram valores de resistência à compressão menores que o concreto com
gnaisse para todas as relações a/agl.
Os concretos com sílica ativa e com finos de gnaisse apresentaram maiores
módulos de elasticidade. Todos os concretos com adições ativas e boa parte dos com
adições inertes tiveram módulo maior que os concretos de referência.
Os concretos com sílica ativa e metacaulim apresentaram maiores resistências
à tração por compressão diametral. Dos concretos com substituição de parte do
agregado miúdo, os com micaxisto tiveram os maiores valores de fct,28, seguidos pelos
de referência. As relações fct,28/fc,28 variaram entre 8% e 15%.
Os concretos com sílica ativa tiveram os maiores valores de resistência à
tração na flexão, seguidos dos concretos com metacaulim e material fino de gnaisse.
3.1.9 – Estudo de Dinakar, Babu e Santhanam (2008)
O estudo incluiu cinco concretos vibrados e oito auto-adensáveis com teores
de cinza volante variando entre 10% a 85% do total de aglomerantes. Objetivou-se ter-
se grupos de concretos com resistências à compressão entre 20 e 100 MPa. Cimento
portland ASTM Tipo I (equivalente ao CP I) e areia natural de rio foram usados em
todos os concretos. O agregado graúdo empregado foi de granito britado; com
dimensão máxima de 12 mm nos CAA e de 20 mm nos concretos vibrados. As
59
composições dos concretos são mostradas na tabela 3.27 e as propriedades dos
concretos no estado fresco na tabela 3.28. Para o cálculo do volume de pasta e
argamassa dos concretos foram adotados valores de massa específica de 2,7 kg/dm3,
2,6 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3, para brita, areia e superplastificante respectivamente.
Corpos-de-prova cúbicos de 100 mm foram moldados para os ensaios de
resistência à compressão aos 3, 7, 28, 90 e 180 dias de idade. Os testes de
resistência à tração por compressão diametral foram realizados em cilindros de 100
mm de diâmetro por 200 mm de altura, aos 90 dias de idade, e os ensaios de módulo
de elasticidade foram realizados em corpos-de-prova cilíndricos de 150 mm de
diâmetro por 300 mm de altura, também aos 90 dias de idade. Os corpos-de-prova
foram deixados em ambiente úmido desde a concretagem até o momento da
desmoldagem e, em seguida, deixados imersos em tanques de água até o momento
dos ensaios. Os resultados dos ensaios realizados estão na tabela 3.29.
Os parâmetros variados num mesmo grupo de concretos tornam difícil a
comparação do desempenho deles. Entretanto, algumas observações podem ser
feitas sobre os resultados obtidos. As resistências à compressão, mostradas em
gráficos na figura 3.12, indicam a relevância não só da relação a/agl, mas também da
relação a/c e da percentagem de cinza volante em relação ao total de aglomerantes na
evolução da resistência ao longo do tempo. Concretos com cinza volante tenderam a
ter menor taxa de evolução de resistência nas primeiras idades e maior nas idades
mais avançadas.
Nas figuras 3.13 e 3.14, nota-se tendência de, para determinado valor de fc, ter-
se maior valor de fct e menor de Ec para os CAA. As relações fct,90/fcu,90 variam entre 7%
e 12%.
60
3.27 – Composições dos concretos (DINAKAR, BABU e SANTHANAM, 2008)
Figura 3.12 – Resistência à compressão em função da idade dos concretos dos diferentes grupos investigados – Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos de
Dinakar, Babu e Santhanam, 2008
64
Figura 3.13 - Resistência à tração por compressão diametral em função de fcu, para a idade de 90 dias – Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos
Dinakar, Babu e Santhanam, 2008
.
Figura 3.14 – Módulo de elasticidade em função de fcu, para a idade de 90 dias– Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos Dinakar, Babu e Santhanam, 2008
3.1.10 - Nunes et al. (2009)
O estudo englobou um concreto auto-adensável e um vibrado. Em ambos os
concretos foram usados os mesmos materiais, apenas variando as suas proporções,
com exceção do superplastificante que foi diferente para os dois concretos. As
65
composições dos concretos são apresentadas na tabela 3.30. O espalhamento do
concreto auto-adensável foi de 565mm (abatimento do concreto vibrado não
fornecido). Corpos-de-prova cilíndricos (150mm x 300mm), cúbicos (150mm) e
prismáticos (150mm x 550mm) foram moldados para a determinação das propriedades
dos concretos no estado endurecido. Os corpos-de-prova do concreto auto-adensável
e do vibrado foram desmoldados 4 e 6 dias após a concretagem, respectivamente, e, a
seguir, mantidos em câmara com 100% de umidade relativa e temperatura de 20ºC até
o momento do ensaio.
Tabela 3.30 – Composição dos concretos (NUNES et al., 2009)
CAA REF
Cimento CEM I 52,5 R (kg/m3) 387 350 Pó de calcário (kg/m3) 197 85
Figura 3.15 – Resistências à compressão em função da idade dos concretos de mesma relação a/c e mesmo cimento – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de
Parra, Valcuende e Gómez (2011).
Figura 3.16 – Resistências à tração em função da resistência à compressão – Gráficos
plotados a partir dos resultados dos estudos de Parra, Valcuende e Gómez (2011).
72
Figura 3.17 – Módulo de elasticidade em função da resistência à compressão –
Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Parra, Valcuende e Gómez (2011).
3.2. HOMOGENEIDADE EM ELEMENTOS ESTRUTURAIS
Khayat, Manai e Trudel (1997) estudaram a homogeneidade do concreto ao
longo da altura de paredes pré-moldadas de 95cm de largura, 20 cm de espessura e
150cm de altura. Foram dosados oito tipos de concretos auto-adensáveis contendo
diferentes proporções de materiais finos: cimento, cinza volante, sílica ativa, escória de
alto-forno e pó de calcário. Cinco destas misturas tinham agregados com dimensão
máxima de 20mm e as outras três misturas de 10mm e todas tinham aditivos
modificadores de viscosidade e superplastificantes. Um concreto vibrado sem adições,
sem modificador de viscosidade e superplastificante também foi dosado para servir
como referência. As composições dos nove concretos são apresentadas na tabela
3.36. As oito misturas de CAA apresentaram valores espalhamento entre 635mm e
660mm, com exceção de um concreto que apresentou espalhamento de 700mm, e o
concreto de referência apresentou abatimento de 165mm.
Foram moldadas nove paredes, uma com cada tipo de concreto, sendo a
concretagem feita pelo topo e em duas camadas. Foram também moldados cilindros
73
de 100mm de diâmetro por 200mm de altura para monitorar o desenvolvimento da
resistência. A parede confeccionada com o concreto de referência recebeu vibração
interna. As formas das paredes e dos cilindros foram removidas após 2 dias e as
peças foram mantidas cobertas com aniagem molhada e plástico por 7 dias. Após este
período, as paredes e cilindros foram deixados sob condições ambientais de
laboratório (temperatura de cerca de 20ºC).
74
Tabela 3.36 – Composição dos concretos (KHAYAT, MANAI e TRUDEL, 1997)
Agregado graúdo de calcário britado; SF sílica ativa; FA cinza volante; LF pó de calcário; C cimento; SG escória de alto forno; HSF cimento com 8% de sílica ativa.
75
Tabela 3.37 – Resultados médios de fc e Ec dos testemunhos extraídos de diferentes níveis a partir da base das paredes e cilindros moldados (KHAYAT, MANAI e TRUDEL, 1997)
3% SF + 20%
FA
3% SF + 30%
LF 100% C 3% SF
3% SF + 40% SG20
REF 3% SF + 40% SG10
HSF - 20% SG1
HSF - 20% SG2
fc – corpos-de-prova (MPa)
Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 52,0 43,0 50,0 50,7 52,0 58,0 - 68,3 80,3
fc
testemunhos extraídos
(MPa)
Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 7cm 42,5 35,9 39,6 39,0 42,8 52,8 57,3 63,2 71,5 52cm 42,3 35,6 38,0 37,5 40,3 50,8 59,9 61,8 73,0 97cm 41,4 34,7 37,8 41,7 41,2 51,9 58,5 63,8 74,8
Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 7cm 33,5 32,0 29,5 29,0 33,0 35,5 36,0 35,0 35,5
142cm 31,0 31,5 29,5 28,5 32,0 33,0 34,5 35,0 37,0 Agregado graúdo de calcário britado; SF sílica ativa; FA cinza volante; LF pó de calcário; C cimento; SG escória de alto
forno; HSF cimento com 8% de sílica ativa.
76
Para os testes de resistência à compressão ao longo da altura das paredes,
foram retirados doze testemunhos cilíndricos de 95mm de diâmetro e 200mm de
comprimento em quatro níveis diferentes: 7cm, 52cm, 97cm e 142cm a partir da base
(três testemunhos em cada nível). Para a medição do módulo de elasticidade foram
retirados 2 testemunhos cilíndricos a 7 cm da base da parede e 2 testemunhos a 142
cm da base. Os resultados destes ensaios são apresentados na tabela 3.37.
Nas figuras 3.18 e 3.19 são mostradas as resistência do concreto à
compressão ao longo da altura em relação à resistência do concreto situado próximo à
base da parede. Percebe-se que existe uma tendência de diminuição da resistência à
compressão do concreto em direção ao topo da parede. Nos concretos com
dmax=20mm, maior diminuição foi verificada nos CAA sem adições (8%), com sílica
ativa e escória (cerca de 8%) e de referência (6%). Os CAA com dmax=10mm
apresentaram menor diminuição que o de referência (dmax=20mm).
Figura 3.18 – Resistências à compressão dos concretos com dmáx=20mm ao longo da altura das paredes – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat,
Manai e Trudel (1997).
77
Figura 3.19 – Resistências à compressão dos CAA com dmáx=10mm e do vibrado
(dmáx=20mm) ao longo da altura das paredes - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat, Manai e Trudel (1997).
Segundo Khayat, Manai e Trudel, a maior homogeneidade apresentada pelos
concretos auto-adensáveis com dmáx=10mm pode ser explicada pelo fato de haver
uma menor probabilidade de aprisionamento de água embaixo de agregados de
dimensões menores.
A diferença entre as resistências à compressão obtidas dos ensaios de
cilindros e dos testemunhos retirados do nível próximo à base das paredes variou
entre 8% e 30%.
Comparando os módulos de elasticidade dos concretos junto à base e ao topo
das paredes, observa-se que, quando houve diferença entre eles, os dos concretos
junto ao topo das paredes foi geralmente menor.
Sonebi et al. (2000) analisaram a homogeneidade dos concretos vibrados e
auto-adensáveis em pilares de 3 metros de altura e em vigas de 3,8 metros de
comprimento. As composições dos concretos são apresentadas no item 3.1.2 (Tabela
78
3.4). As dimensões e armaduras dos pilares e das vigas são mostradas nas figuras
3.20 e 3.21.
Figura 3.20 – Dimensões e armaduras dos pilares: (a) concreto de baixa resistência;
(b) concreto de alta resistência (SONEBI et al., 2000, p. 46)
Figura 3.21 – Dimensões e armaduras das vigas: (a) concreto de baixa resistência;
(b) concreto de alta resistência (SONEBI et al., 2000, p. 47)
Com cada tipo de concreto foram moldados 3 pilares e 3 vigas. Um exemplar
de pilar e um de viga foram separados para determinação da homogeneidade do
concreto.
Os pilares de CAA foram concretados pelo topo (altura de queda livre de 3m) e
as vigas foram concretadas a partir de um único extremo, deixando o CAA fluir através
de seu comprimento até o outro extremo.
Para verificar a uniformidade dos concretos estudados ao longo do
comprimento dos pilares, foram feitos ensaios de esclerometria, de arrancamento de
79
pinos no topo, no meio e no fundo dos pilares e ensaios à compressão de
testemunhos de 100 mm de diâmetro retirados destas regiões. O mesmo foi feito para
as vigas, considerando regiões próximas às extremidades e no meio.
Os resultados dos ensaios dos testemunhos são apresentados nas figuras 3.22
e 3.23. Nelas, RH refere-se a concreto vibrado (REF) de baixa resistência, SCCH a
concreto auto-adensável de baixa resistência, RC a concreto vibrado (REF) de alta
resistência e SCCC a concreto auto-adensável de alta resistência.
Esses resultados mostram que as maiores resistências à compressão nos
pilares de CAA ocorreram na parte mais baixa dos pilares, como acontece em pilares
de concreto vibrado. De maneira geral, verificou-se a perda de resistência à medida
que o concreto se aproxima do topo. A única exceção aconteceu no concreto vibrado
de alta resistência (RC) que apresentou menor resultado de resistência à compressão
a meia altura do pilar.
Figura 3.22 – Resistência à compressão dos testemunhos em função da região de
retirada ao longo da altura dos pilares (SONEBI et al., 2000, p. 30)
A variação de resistência do concreto à compressão ao longo da altura dos
pilares foi maior que a variação ao longo do comprimento das vigas; nestas a
diferença não passou de 7%, enquanto que nos pilares a maior diferença de
resistência entre o topo e o fundo foi 15%.
80
Figura 3.23 – Resistência à compressão dos testemunhos em função da região de retirada ao
longo do comprimento das vigas, onde o extremo A é o ponto de lançamento do CAA (SONEBI et al., 2000, p. 30)
Os resultados dos testes de arrancamento de pinos e de esclerometria
mostraram a mesma tendência que os resultados de resistência à compressão dos
testemunhos.
Khayat, Paultre e Tremblay (2001) moldaram dois pilares sem armadura de
seção quadrada de 235 mm e altura de 1400 mm, um com concreto convencional e
outro com concreto auto-adensável com as dosagens e características no estado
fresco mostradas na tabela 3.38.
Os pilares foram concretados pelo topo; o de concreto auto-adensável sem
nenhum tipo de vibração e o de concreto vibrado foi concretado em 3 camadas e
adensado com vibrador interno. Vinte e oito dias após a concretagem, foram extraídos
4 testemunhos cilíndricos de 95 mm de diâmetro e 190 mm de altura em três
diferentes alturas do pilar (fundo, meio e topo), que foram deixados ao ar e testados
aos 35 dias. Dos doze exemplares retirados de cada pilar, nove foram ensaiados para
obtenção de resistência à compressão e três para obtenção de módulo de
elasticidade.
81
Tabela 3.38 – Composições dos concretos e características no estado fresco (KHAYAT, PAULTRE E TREMBLAY, 2001)
REF CAA
Água (kg/m3) 180 239 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 360 386 Sílica ativa (kg/m3) - 18 Pó de calcário (kg/m3) - 179
Total de finos (kg/m3) 360 583 Areia fluvial silicosa (kg/m3) 960 703 Agregado calcário 5 a 10 mm (kg/m3) 900 828 Superplastificante (l/m3) 1,4 5 Agente modificador de viscosidade (l/m3) - 0,437 Agente retardador (l/m3) 0,5 0,5
Para os ensaios de resistência à compressão ao longo de sua altura, os pilares
foram cortados em 10 partes iguais para obter exemplares cúbicos de 150 mm de
lado. Nas figuras 3.28 e 3.29 são apresentados os resultados de resistência à
compressão dos cubos em função da posição no pilar de onde foram extraídos, como
porcentagem da resistência à compressão do cubo extraído da base do pilar.
Figura 3.28 – Resistências à compressão ao longo dos pilares de CAA - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Valcuende, Parra e Ferrer (2009).
Figura 3.29 – Resistências à compressão ao longo dos pilares de concreto vibrado - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de
Valcuende, Parra e Ferrer (2009).
88
Constatou-se que a resistência à compressão do concreto diminuiu em direção
ao topo, sendo a diferença nos pilares de concretos auto-adensáveis menor daquela
observada nos de concretos vibrados. A diferença entre as resistências dos concretos
no topo e no fundo variou de 1,7% a 5,8% nos pilares de concretos auto-adensáveis e
de 5,4% a 14,5% nos de concretos vibrados e, particularmente nos pilares de
concretos vibrados, essa diferença tendeu a ser maior com o aumento da relação
água/cimento dos concretos.
Os ensaios de porosidade e de esclerometria também evidenciaram maior
homogeneidade ao longo da altura no pilar de concreto auto-adensável.
De acordo com Valcuende, Parra e Ferrer (2009), a melhor homogeneidade do
CAA pode ser explicada pela menor exsudação nestes tipos de concretos, uma vez
que um maior teor de água na estrutura do concreto pode enfraquecer a interface
pasta agregado, diminuindo a resistência à compressão no topo dessas peças.
3.3. ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO
A aderência entre as barras de armadura e o concreto é o fenômeno de
interação entre os dois materiais que possibilita o uso do concreto armado como
material estrutural e o seu estudo é importante para que se possa entender o
comportamento das estruturas de concreto armado. No estado limite de serviço, a
aderência aço-concreto influencia abertura e espaçamento de fissuras e deformações,
enquanto no estado limite último ela está ligada à resistência de ancoragens e
emendas de armaduras e à capacidade de rotação plástica dos elementos estruturais.
Segundo Valcuende e Parra (2009), as forças são transferidas entre os dois
materiais a partir de ações físico-químicas (adesão) e mecânicas (atrito, interação
entre “dentes” de concreto e nervuras, indentações ou mossas), que são ativadas nos
vários estados de tensões. De maneira geral, a importância dessas ações para
quantificar a resistência de aderência depende das características das barras de aço e
89
do concreto que as envolve e do estado de tensões nesses materiais, mas há outros
aspectos que afetam a aderência e que levam à ruptura por arrancamento da barra ou
por fendilhamento do concreto (fib, 2000).
A aderência depende da superfície das barras de aço (lisa ou provida de
nervuras, indentações ou mossas) e, no caso das barras com nervuras, depende do
índice de aderência, fR=AR/(πφsR), onde AR é a área de projeção de uma nervura na
seção da barra, φ é o diâmetro da barra e sR a distância entre nervuras.
As características do concreto fresco e endurecido (comportamento no estado
multiaxial de tensões), que dependem dos tipos e proporções de seus materiais
constituintes (granulometria dos agregados, cimento, adições, aditivos, etc.), são
também de fundamental importância na aderência aço-concreto. As características do
concreto fresco estão relacionadas com os efeitos da posição da barra de aço no
elemento estrutural e direção em relação à direção da concretagem na aderência.
Esses efeitos decorrem do adensamento, da exsudação e assentamento do concreto,
que podem gerar acúmulo de ar e água embaixo das barras de armadura
perpendiculares à direção da concretagem (principalmente nas barras situadas na
região superior de elementos estruturais mais altos) e sob as nervuras das barras
paralelas à direção de concretagem, criando uma zona de aderência de qualidade
inferior (fib, 2000). Esses efeitos levam à definição de zonas de boa e má aderência.
A existência de estribos (armadura transversal à barra) afeta positivamente a
resistência de aderência, pois resistem às tensões de tração que se desenvolvem em
direção transversal à das barras quando elas são solicitadas e podem propiciar
confinamento. O confinamento passivo provido por estribos e o concreto que envolve
as barras favorece particularmente a aderência quando a ruptura da aderência se dá
por fendilhamento. Espaçamento, diâmetro e cobrimento das barras são fatores que
também infuenciam a resistência de aderência.
O concreto auto-adensável pode levar vantagem em relação ao concreto
vibrado, uma vez que ele tende a gerar um menor índice de vazios, aumentando a
90
área de contato do concreto com a barra de armadura, e a propiciar maior
homogeneidade ao longo da altura dos elementos. Nos concretos vibrados, excessiva
vibração acarreta segregação e exsudação e vibração insuficiente leva a maior teor de
ar aprisionado (VALCUENDE e PARRA, 2009).
Diferentes métodos de ensaio têm sido adotados para analisar a aderência
entre armadura passiva e concreto, sendo que dois deles foram padronizados pela
RILEM (1983, 1982); um de tração (ensaio de arrancamento, pull-out test) e um de
flexão (ensaio de viga, beam test). Desses ensaios, é obtida a relação entre tensão de
aderência média (força na barra dividida pela área superficial de um cilindro com
diâmetro igual ao nominal da barra, chamada área nominal de aderência) e o
deslizamento relativo entre aço e concreto, a partir da qual pode-se obter a tensão de
aderência relativa a determinado deslizamento, e a resistência de aderência (valor
máximo de tensão de aderência média).
Ao comparar resistências de aderências obtidas, é comum usar a forma
adimensional fb/fc ou, visando levar em conta a importância da resistência à tração do
concreto (fct ~ k fcn, com n em torno de 0,5 ou 0,6) na aderência, a chamada tensão de
aderência normalizada, igual à resistência de aderência dividida por fc0,5. Entretanto,
há questionamentos com relação a considerar essa relação para qualquer
comprimento de aderência e concretos de qualquer resistência, pois a tensão de
aderência tende a ser mais uniforme ao longo de comprimentos de aderência menores
e para concretos de menor resistência, além de poder-se ter diferentes relações entre
fc e fct em função do valor de fc e da idade. Assim, para maiores comprimentos de
aderência, a relação fb/fc0,5 para o caso de concretos de alta resistência pode ser
menor que para o de concretos de baixa resistência (Esfahani, Lachemi e Kianoush,
2008).
Para verificar a aderência de armadura ativa, existe o ensaio padronizado da
RILEM (1979), que fornece o comprimento de transferência e o deslizamento entre
armadura e concreto na extremidade do elemento. Nos Estados Unidos da América
91
são adotados três tipos de ensaios de aceitação de cordoalhas baseados na
aderência: ensaio de arrancamento individual de várias cordoalhas imersas em um
mesmo bloco de concreto (Moustafa test ou large block pull-out test, recomendado
pelo Precast/Prestressed Concrete Institute) e ensaios de arrancamento de cordoalha
imersa em argamassa (PTI bond test e NASP Bond test, indicados por Post-tensioning
Institute e North America Strand Producers, respectivamente). Segundo relatório do
Transportation Research Board of the National Academies (2008), o ensaio NASP, que
pode ser modificado usando-se concreto em vez de argamassa, é o que apresenta
melhor repetitividade e reprodutividade.
3.3.1 – Aderência entre CAA e aço de armadura passiva
Nas paredes moldadas por Khayat, Manai e Trudel (1997) citadas no item 3.2,
nos mesmos 4 níveis ao longo da altura de onde foram retirados testemunhos de
concreto (a 70 mm, 520 mm, 970 mm e 1420 mm da base), foram posicionadas 3
barras de aço nervuradas com 20 mm de diâmetro, cobrimento mínimo de 60 mm,
espaçadas de 20 mm e comprimento embutido no concreto de 50 mm, que foram
submetidas a ensaio de arrancamento.
A figura 3.30 apresenta os resultados da resistência de aderência média
normalizada, considerando a resistência à compressão do concreto in loco obtida do
ensaio de testemunhos, das barras posicionadas em diferentes níveis, para o caso dos
concretos de referência (sem aditivos superplastificante e modificador de viscosidade
e adições e vibrado) e auto-adensáveis com dimensão máxima de agregado de 20
mm. Estes resultados são mostrados na figura 3.30 como porcentagem do resultado
obtido nas barras mais próximas da base da parede. Essa figura evidencia a influência
dos aditivos e adições nessas relações.
Nas paredes de concretos com dimensão máxima de agregado de 10 mm
(figura 3.31), constatou-se menor variação da resistência de aderência ao longo da
92
altura das paredes que nas paredes de concretos com dimensão máxima de agregado
de 20 mm.
Figura 3.30 - Resistências de aderência normalizadas ao longo da altura das paredes de concretos com dmáx=20mm - Gráficos plotados a partir dos resultados dos ensaios de
Khayat, Manai e Trudel (1997).
Figura 3.31 - Resistências de aderência normalizadas ao longo da altura das paredes de CAA com dmáx=10mm e de concreto vibrado (dmáx=20mm), gráficos plotados a partir dos resultados
dos ensaios de Khayat, Manai e Trudel (1997).
93
Em outro estudo, Khayat (1998) constatou que, tanto em concretos fluidos
vibrados (abatimento de tronco de cone em torno de 200 mm) quanto em CAA, a
inclusão de adequada combinação de aditivo modificador de viscosidade e
superplastificante leva à redução de exsudação, segregação e assentamento do
concreto, acarretando menor diferença entre resistência de aderência de barras de
aço nervuradas com 25 mm de diâmetro situadas na direção horizontal perto do topo e
da base de elementos com 500 mm, 700 mm e 1100 mm de altura concretados na
posição vertical.
Sonebi et al. (2000), adotando os concretos descritos no item 3.1.2, fez ensaios
de arrancamento em prismas de seção transversal quadrada com dimensão de
100mm e comprimento de 150mm, segundo procedimentos da RILEM, de barras
nervuradas com diâmetros de 12 mm e 20 mm com 120mm embutidos no concreto,
obtendo sempre ruptura por fendilhamento do concreto. Para os concretos de baixa
resistência, a resistência de aderência normalizada dos CAA foi cerca de 10% maior
que a do concreto vibrado; para os de alta resistência essa diferença variou entre 18%
e 38%.
Chan, Chen e Liu (2003) realizaram estudo sobre aderência em paredes
armadas de 1200 mm de altura, 1000 mm de largura e 300mm de espessura, feitas de
concretos vibrado e auto-adensável com resistência à compressão aos 28 dias de 33,2
MPa e 47,6 MPa, respectivamente. As barras nervuradas (diâmetro não informado)
para o teste de arrancamento foram instaladas horizontalmente a 200 mm, 500 mm e
800 mm de distância da base da parede, a cerca de 200 mm da borda livre e a 190
mm uma da outra.
Os exemplares produzidos com CAA foram concretados verticalmente e em
apenas uma camada, sendo o concreto lançado por um lado. Os moldados com
concreto vibrado foram concretados em cinco ou seis camadas, utilizando vibração
intensa em cada uma delas. Após a concretagem, cada exemplar foi selado com filme
plástico para a cura e após quatro dias esses exemplares foram sujeitos a cura ao ar.
94
Para os concretos, foram utilizados escória de alto forno, cinza volante e
cimento ASTM Tipo 1 como aglomerantes, areia natural de rio e cascalho como
agregados miúdos e graúdos, respectivamente. As composições dos dois concretos e
suas características no estado fresco são mostradas nas tabelas 3.41 e 3.42,
respectivamente. Na tabela 3.41, pode-se observar que a dimensão máxima do
agregado graúdo do CAA (13 mm) era diferente daquela do concreto vibrado (20 mm).
Tabela 3.41 – Composição dos concretos (CHAN, CHEN e LIU, 2003)
REF CAA
Água (kg/m3) 195 175 Cimento ASTM Tipo 1 (kg/m3) 329 220 Cinza volante (kg/m3) 28 44 Escória de alto forno (kg/m3) 113 176
A figura 3.34 apresenta as relações entre resistências à compressão aos 28
dias obtidas dos ensaios de testemunhos e de cilindros-padrão, em função da
distância da posição de onde foram retirados os testemunhos à base das paredes.
Nela constata-se que, dos concretos curados ao ar (1R, 4, 5 e 6), o vibrado foi o que
teve menores valores para essas relações, que houve tendência de ter-se maiores
valores para posições intermediárias ao longo da altura das paredes e menores para
as posições no topo e que as relações dependem não só do tipo de cura mas também
da combinação de aditivos adotada na composição dos concretos.
105
Figura 3.34 - Relações entre as resistências à compressão aos 28 dias obtidas dos ensaios de testemunhos e de cilindros-padrão em função da distância da posição de onde foram retirados
os testemunhos à base das paredes (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 43).
Na figura 3.35 são mostradas as relações entre as resistências de aderência
das barras junto à base das paredes e das barras ao longo da altura das paredes para
a idade de 1 dia, e na figura 3.36 as relações entre essas relações normalizadas
considerando a resistência à compressão do concreto in situ, para a idade de 28 dias.
Figura 3.35 - Relações entre as resistências de aderência das barras junto à base das paredes
e das barras ao longo da altura das paredes, para a idade de 1 dia (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 43)
Na figura 3.36 nota-se maior diferença entre as resistências de aderência
normalizadas das barras junto à base e ao topo nas paredes dos concretos com cura
sob vapor. Nos casos de cura ao ar, a diferença depende da combinação de aditivos,
podendo ser maior ou menor que a do concreto de referência.
106
Figura 3.36 - Relações entre as resistências de aderência normalizadas das barras junto à
base das paredes e das barras nas outras posições, considerando a resistência à compressão do concreto in situ, para a idade de 28 dias (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 44)
Esfahani, Lachemi e Kianoush (2008) analisaram a resistência de aderência de
barras com 25 mm de diâmetro em concretos auto-adensável e vibrado com
resistência à compressão de cerca de 60 MPa aos 28 dias. Os ensaios de
arrancamento foram feitos em barras na direção horizontal situadas em três diferentes
níveis ao longo da altura de espécimes com 900mm de altura, 200 mm ou 300 mm de
largura e 100 mm de espessura (comprimento de aderência). Para cada tipo de
concreto, dois grupos de espécimes foram produzidos; num o cobrimento das barras
junto à base e ao topo era de 40 mm e o das barras a meia altura era de 30 mm, e no
outro, esses cobrimentos eram de 60 mm e 50 mm (espécimes de maior largura),
respectivamente.
Os concretos estudados tinham relação a/c semelhantes e os mesmos
materiais, mudando apenas a sua proporção, com exceção do superplastificante e
agente modificador de viscosidade que foram usados apenas no concreto auto-
adensável. As composições dos concretos, características no estado fresco e
resistência à compressão aos 28 dias são mostradas na tabela 3.55.
107
Tabela 3.55 – Composições e propriedades dos concretos (ESFAHANI, LACHEMI e KIANOUSH, 2008)
REF CAA
Água (kg/m3) 202 180 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 481 450 Areia 2,5mm (kg/m3) 641 1050 Seixo rolado 12,5mm (kg/m3) 1015 715 Superplastificante (l/m3) - 6,92 Modificador de viscosidade (% de C) - 0,062
a/c 0,42 0,40
Abatimento (mm) 70 - Espalhamento (mm) - 600
fc,28 (MPa) 58 ou 61 62 ou 68
Após a concretagem, os exemplares foram cobertos com plástico e tecido
molhado por 24 horas. Depois foram deixados em uma câmara com temperatura de
aproximadamente 23ºC e 100% de umidade relativa até a realização dos ensaios.
Em todos os ensaios ocorreu ruptura por fendilhamento; os valores de fb e de
fb/(fc1/2) obtidos estão na tabela 3.56, sendo os valores de fc os obtidos dos ensaios de
controle padronizados.
Em face do tipo de ruptura apresentado, maiores cobrimentos das barras num
determinado nível levaram a maior resistência de aderência e menor diferença entre
essas resistências para as barras na base e no topo (figura 3.37). A diferença entre as
resistências de aderência referentes às barras da base e do topo foi maior nos
concretos auto-adensáveis (52% e 29%) do que nos concretos vibrados (44% e 14%).
108
Tabela 3.56 – Resistências de aderência obtidas por Esfahani, Lachemi e Kianoush, 2008
REF
Ensaio fc (MPa) Posição fb (MPa) fb /(fc1/2)
REF 1 58 Base 7,70 1,01 Meio 7,88 1,04
Topo 4,34 0,570
REF 2 61 Base 9,88 1,27
Meio 11,26 1,44
Topo 8,53 1,09
CAA
Ensaio fc (MPa) Posição fb (MPa) fb /(fc1/2)
CAA 1 62 Base 8,29 1,05
Meio 8,24 1,05
Topo 3,96 0,503
CAA 2 68 Base 9,85 1,19
Meio 11,60 1,41
Topo 7,00 0,849
Figura 3.37 – Valores de resistência de aderência normalizada em função da posição das
barras ao longo da altura, gráficos plotados a partir dos resultados dos ensaios de Esfahani Lachemi e Kianoush. (2008).
109
O estudo de Valcuende e Parra (2009) envolveu quatro tipos de concreto auto-
adensáveis e 4 tipos de concretos vibrados (concretos de referência) com três
diferentes relações a/c e dois tipos de cimento com adições, conforme mostrado na
tabela 3.57. A abreviação utilizada identifica o tipo de concreto: concreto vibrado (N)
ou auto-adensável (S), relação a/c (0,65, 0,55 ou 0,45) e resistência do cimento (32
MPa ou 42 MPa). Os concretos vibrados e os auto-adensáveis de mesma relação
água/cimento tinham iguais teores de água (mantido constante em todos os
concretos), cimento e agregado graúdo e agregado total, mas o agregado miúdo dos
auto-adensáveis era constituído de partes grossa e fina (19,2% de partículas com
dimensão máxima de 0,063 mm), enquanto os vibrados tinham apenas areia grossa.
As características dos concretos auto-adensáveis no estado fresco são
mostradas na tabela 3.58; os concretos vibrados foram ajustados para ter um
abatimento de tronco de cone de (140±5) mm.
Foram feitos ensaios de arrancamento, segundo procedimento da RILEM, de
barras de aço com 16 mm de diâmetro embutidas em corpos de prova cúbicos com
dimensão de 200 mm, em direção perpendicular à de concretagem. Além desses,
foram realizados ensaios de arrancamento de barras com 12 mm de diâmetro com 60
mm embutidos em direção perpendicular à de concretagem de espécimes cúbicos
com dimensão de 150 mm, retirados de diferentes alturas de pilares com seção
quadrada de 150 mm e altura de 1500 mm. Foram produzidos dois espécimes para
cada tipo de concreto e todos foram desmoldados após 24 horas da concretagem e
curados à temperatura de 20°C e umidade relativa de 95%. Corpos-de-prova
cilíndricos de 150 mm de diâmetro e 300 mm de altura foram moldados em cada
betonada para ensaios de resistências à compressão e à tração aos 28 dias e 90 dias.
Os resultados dos ensaios são apresentados na tabela 3.59. Nela constam,
além das resistências à compressão e à tração do concreto dos espécimes, as
tensões de aderência correspondentes à média das relativas aos deslizamentos de
0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb ) e as resistências de aderência (fb).
110
Tabela 3.57 – Composições dos concretos (VALCUENDE e PARRA, 2009)
Mistura 1
Mistura 2
Mistura 3
Mistura 4
Mistura 1
Mistura 2
Mistura 3
Mistura 4
S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42 Cimento CEM II (kg/m3) 275,0 325,0 325,0 400,0 275,0 325,0 325,0 400,0
Água (kg/m3) 178,8 178,8 178,8 180,0 178,8 178,8 178,8 180,0
A evolução de fc e fb com a idade pode ser vista nas figuras 3.42 e 3.43,
respectivamente, e de fb/fc0,5 na figura 3.44.
116
Figura 3.42 – Evolução da resistência à compressão dos concretos - Gráfico plotado a partir
dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
Figura 3.43 – Evolução da resistência de aderência na base, no meio e no topo das paredes - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
117
Figura 3.44 – Evolução da resistência de aderência normalizada na base, no meio e no topo
das paredes - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
A evolução diferenciada da resistência à compressão (fc) e da resistência de
aderência (fb) fica evidenciada no gráfico da figura 3.43, onde o pico para 3 dias de
idade indica evolução da resistência à compressão mais lenta que a da resistência de
aderência. Por volta dos 14 dias, o gráfico da evolução da resistência de aderência
normalizada se torna aproximadamente constante, mostrando uma evolução da
resistência à compressão semelhante à da resistência de aderência a partir dessa
idade.
Também neste estudo verificou-se uma diminuição da resistência de aderência
ao longo da altura das paredes, como se pode observar na figura 3.45. Esta
diminuição foi menor para o concreto auto-adensável, principalmente em idades mais
avançadas. Enquanto que aos três dias de idade esta diferença não passou de 4%,
aos 28 dias de idade esta diferença foi de 4% para o concreto auto-adensável e 8%
para os concretos de referência.
118
Figura 3.45 – Resistências de aderência na base, no meio e no topo das paredes, para
diferentes idades - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
3.3.2 – Aderência entre CAA e aço de armadura ativa
Armadura ativa lisa, indentada ou com nervuras, com relação à aderência, se
comporta de maneira similar à armadura passiva com mesmo tipo de superfície, o que
não acontece com as cordoalhas. Quando elas deslizam no concreto, não ocorre o
cisalhamento das protuberâncias de concreto helicoidais; elas se movem num canal
pré-formado. Por outro lado, compressão radial é causada pelo efeito de cunha
(conseqüência da forma irregular da cordoalha), pelo efeito de Poisson (mudança de
seção quando a tensão na cordoalha varia, figura 3.46) e pelo efeito do passo da
hélice (mudança do passo quando a tensão na cordoalha varia é restringida pelo
concreto ao redor).
A técnica da pré-tração depende da aderência entre armadura ativa e o
concreto ao seu redor para transferir a tensão da armadura para o concreto e quanto
maior a resistência de aderência menor é o comprimento de transferência. Segundo
Buchain (2007), este comprimento fica entre 50φ e 100φ para cordoalhas e entre 100φ
119
e 150φ para fios. A forma de liberação da armadura também afeta o comprimento de
transferência; liberação lenta leva a menor comprimento de transferência que
liberação rápida.
Figura 3.46 - Efeito Poisson (ou efeito Hoyer) ao longo do comprimento de
transferência (HEGGER, WILL e BULTE, 2007, p.132)
Girgis e Tuan (2005) realizaram ensaios de arrancamento e de determinação
do comprimento de transferência em espécimes concretados com dois tipos de CAA e
um de concreto vibrado (todos com cura sob vapor), tendo cordoalha de 7 fios com
diâmetro nominal de 15,2mm. Nos ensaios de arrancamento (ensaio de Moustafa), o
comprimento de aderência era de 457 mm e a determinação do comprimento de
transferência foi feita em vigas com mesas superior e inferior iguais às usadas em
pontes. Os CAA tinham cinza volante e aditivo modificador de viscosidade. As
características no estado fresco e os valores de resistência à compressão em
diferentes idades são apresentados na tabela 3.63.
Tabela 3.63 – Resistências à compressão e características no estado fresco dos concretos
(GIRGIS e TUAN, 2005)
Misturas Resistência à compressão (fc) - MPa Abatimento (mm)
A tabela 4.2 mostra os valores da força cortante última (Vu), da tensão
cisalhante nominal (Vu/(bd)) e do tipo de ruptura de todas as vigas. Em geral, a ruptura
das vigas ocorreu por diminuição da zona comprimida decorrente da propagação de
fissura diagonal até o topo da viga, mas três delas romperam em decorrência da
propagação da fissura diagonal ao longo da armadura longitudinal de tração, em
direção aos apoios.
Na tabela 4.2, pode-se notar que houve diferenças de até 58% nos valores de
Vu de vigas do mesmo tipo de concreto mas de diferentes betonadas, o que torna
difícil a análise comparativa dos resultados obtidos. Esta dificuldade aparece mesmo
considerando-se apenas vigas de mesmas altura e taxa de armadura longitudinal, cuja
comparação de resultados visaria ver a influência do teor de agregados graúdos na
resistência ao cortante.
136
Tabela 4.2 – Resultados obtidos nos ensaios (LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005)
Vigas Concreto fc
Vu (kN) Vu/(bd)
Modo de ruptura (MPa) (MPa)
h=150mm d=124mm a/d=2,14 ρ=1,60%
CAA-12-a 54 19.5 22,3 1,20
Cisalhamento
CAA-12-b 53 25 Cisalhamento CAA-19-a 58 31.5
25,8 1,39 Cisalhamento
CAA-19-b 58 20 Cisalhamento REF-12-a 51 23.5
21,8 1,17 Cisalhamento
REF-12-b 50 20 Fendilhamento
h=200mm d=174mm a/d=1,53 ρ=1,15%
CAA-12-a 54 49 51,0 1,47
Cisalhamento
CAA-12-b 53 53 Cisalhamento CAA-19-a 58 61
51,0 1,47 Cisalhamento
CAA-19-b 58 41 Fendilhamento
REF-12-a 51 44 41,5 1,19
Cisalhamento
REF-12-b 50 39 Cisalhamento
h=300mm d=253mm a/d=1,05 ρ=1,57%
CAA-12-a 54 67 79,5 1,05 Fendilhamento
CAA-12-b 53 92 Cisalhamento CAA-19-a 58 93
100 1,32 Cisalhamento
CAA-19-b 58 107 Cisalhamento REF-12-a 51 79
88,0 1,16 Cisalhamento
REF-12-b 50 97 Cisalhamento
h = altura; d = altura útil; a = distância entre seção de aplicação de carga e apoio (vão de cisalhamento); b = largura; ρ = taxa geométrica de armadura longitudinal de tração; Vu = força cortante última
4.1.3 – Vigas ensaiadas por Liu, Yu e Jiang (2008)
Liu, Yu e Jiang investigaram o comportamento ao longo do tempo (retração e
deformação lenta) de 12 vigas armadas de concretos auto-adensável e vibrado.
A menos do superplastificante, que só foi usado no CAA, os concretos foram
confeccionados com os mesmos materiais (tabela 4.3). Após a concretagem, as vigas
foram curadas ao ar. Cubos com aresta de 150mm e prismas com dimensões de
100mm, 100mm e 300mm foram moldados com os mesmos concretos das vigas e
137
submetidos ao mesmo tipo de cura das vigas. Na tabela 4.3 são apresentadas as
propriedades desses concretos.
Tabela 4.3 – Composição e propriedades dos concretos (LIU, YU e JIANG, 2008)
Espaçamento dos estribos constante, igual a 50mm; Fc – carga correspondente ao destacamento do cobrimento; Fmax – carga máxima. ρ - taxa geométrica de armadura longitudinal; ρv – taxa volumétrica de armadura transversal.
As resistências experimentais dos pilares armados foram 50% maiores que as
calculadas, dadas por (0,85 fcAc + Asfy), já que o confinamento provido pela armadura
transversal não foi considerado na resistência calculada. Nos pilares não armados, as
186
resistências experimentais pouco diferiram das teóricas; a do 50 REF foi 7% maior e a
do 50 CAA 4% menor.
Os pilares de concreto vibrado apresentaram maior capacidade de carga que
os de CAA com mesma armadura, o que pode ser explicado pela maior resistência à
compressão do concreto vibrado. Os pilares com arranjo de armadura D tiveram
resistência maior que os com arranjo de armadura B; eles tinham menor valor de ρvfy
mas maior valor de ρfy que os pilares com armadura tipo B.
Na figura 4.45, que mostra as curvas carga no pilar-deformação específica no
concreto dos pilares armados, constata-se que os pilares de CAA tiveram
comportamento mais dúctil que os de concreto vibrado. Segundo os autores do
estudo, isso decorreu dos menores valores de fc e Ec desses concretos.
Enquanto a perda do cobrimento das armaduras ocorreu para deformação
específica no concreto entre cerca de 2,0 x 10-3 e 3,4 x 10-3, a ruptura dos pilares se
deu com deformação específica do concreto do núcleo confinado entre cerca de 27 x
10-3 e 39 x 10-3.
Figura 4.45 – Curvas carga no pilar-deformação específica no concreto
(KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001, p.375)
187
4.3.3 – Pilares ensaiados por Lin et al. (2008)
O estudo de Lin et al. (2008) envolveu 32 pilares, sendo 16 pilares concretados
com três diferentes tipos de concreto vibrado (série N) e os outros 16 com três
diferentes tipos de concreto auto-adensável (série S). Os concretos foram
confeccionados para atingir resistências à compressão de 28 MPa, 41 MPa ou 55
MPa. Os concretos vibrados foram feitos com agregado graúdo com dimensão
máxima de 19mm, sem nenhum tipo de adição; nos auto-adensáveis, o agregado
graúdo teve dimensão máxima de 10 mm e foram utilizadas cinza volante, sílica ativa
e escória como adições, além de aditivo superplastificante. As composições e as
características no estado fresco dos concretos são mostradas na tabela 4.34. Os CAA
tiveram a particularidade de teor de agregados graúdos não diferindo mais de 7%
daqueles dos vibrados e inclusão de diferentes tipos de adições num mesmo concreto.
Os pilares tinham seção transversal quadrada com dimensão de 300mm e
neles variaram-se, além do concreto, a taxa de armadura longitudinal (fy=552 MPa) e
tipo e taxa de armadura transversal, conforme mostrado na figura 4.46. Os estribos, de
barras com diâmetro 10mm, tinham diferentes configurações, espaçamentos e tensões
de escoamento. As características dos 32 pilares são mostradas na tabela 4.35. Os
pilares e os corpos-de-prova cilíndricos (100mm de diâmetro e 200mm de altura) dos
respectivos concretos foram cobertos com aniagem molhada por três dias e depois
curados em uma sala com temperatura e umidade controladas.
Fissuração longitudinal dos pilares foi notada com uma carga de
aproximadamente 80% da carga máxima. Em média, as aberturas das fissuras nos
pilares de concreto auto-adensável foram 20% menores que as dos pilares de
concreto vibrado. Segundo os autores do estudo, isso pode ser consequência das
adições utilizadas nos concretos auto-adensáveis, que tornaram a matriz do concreto
mais densa e melhoraram a aderência entre a pasta e os agregados.
188
Segundo os autores do estudo, a capacidade resistente experimental, dada na
tabela 4.35, foi sempre maior que a teórica calculada (0,85 fcAc + Asfy), tendo-se, em
média, diferença de 7% nos pilares com concreto vibrado e 8% nos pilares com
concreto auto-adensável.
Tabela 4.34 – Composições e características no estado fresco dos concretos (LIN et al., 2008)
ρ - taxa geométrica de armadura longitudinal; ρv – taxa volumétrica de armadura transversal; s – espaçamento da armadura transversal
Na figura 4.48, é mostrada uma curva carga-deformação típica referente aos
pilares com estribos.
A partir das deformações medidas na armadura longitudinal e no concreto,
pode-se obter as curvas tensão normal-deformação específica no concreto dos pilares.
A figura 4.49 compara as curvas de pilares de CAA e de concreto vibrado com
191
armaduras similares (um grupo sem estribos e um com estribos). Ela evidencia o
efeito benéfico dos estribos no ramo descendente dessas curvas.
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 2 4 6 8 10
Car
ga
últ
ima
(kN
)
concreto vibrado
CAA
Figura 4.47 – Carga última em função de ρvfy , para pilares com mesma configuração de armadura (B) e mesma taxa de armadura longitudinal (2,55%). Gráfico traçado a partir de
dados de Lin et al., 2008
A ductilidade dos pilares foi avaliada quantitativamente por meio de dois
índices. Um deles foi a relação entre duas áreas sob a curva tensão normal-
deformação específica: a até a tensão igual à metade da máxima, no ramo
descendente, e a até a tensão máxima. Esse índice de ductilidade dos pilares é dado
na tabela 4.35 e apresentado graficamente, em função de ρvfy, na figura 4.50. Esta
figura mostra que maiores valores de ρvfy levaram a maior índice de ductilidade e que,
para um certo valor de ρvfy, os pilares de CAA apresentaram maior índice de
ductilidade que os de concreto vibrado.
ρρρρvfy (MPa)
192
Figura 4.48 – Curva típica de tensão-deformacão de pilares com estribos (LIN et al., 2008, p. 428)
Figura 4.49 – Curvas tensão normal - deformação específica no concreto de pilares de concreto
vibrado e de CAA de mesma armadura (LIN et al., 2008, p.428)
193
0
2
4
6
8
10
12
0 2 4 6 8 10
Índ
ice
de
du
ctil
idad
e
concreto vibrado
CAA
Figura 4.50 – Índice de ductilidade em função de ρvfy , para pilares com mesma configuração de armadura (B) e mesma taxa de armadura longitudinal (2,55%). Gráfico traçado a partir de
dados de Lin et al., 2008
4.4. OUTROS ELEMENTOS
4.4.1 – Ligações viga-pilar ensaiadas por Said e Nehdi (2007)
Said e Nehdi (2007) estudaram regiões de ligação viga-pilar sob a ação de
cargas cíclicas reversas, simulando situação dessas regiões sob ações sísmicas.
Foram ensaiados dois espécimes formados por pilar, de 3m de altura e seção
transversal retangular com dimensões de 250mm e 450mm, ligado a viga com
comprimento de 1,75m e seção transversal retangular com dimensões de 250mm e
400mm. Um dos espécimes era de concreto vibrado e o outro de concreto auto-
adensável, ambos com resistência à compressão aos 28 dias de aproximadamente 50
MPa. Os dois tipos de concreto foram produzidos com os mesmos materiais, com
exceção dos aditivos; no concreto vibrado foi utilizado plastificante, enquanto no auto-
adensável foram utilizados aditivos superplastificante e modificador de viscosidade. As
ρρρρvfy (MPa)
194
composições dos concretos e suas propriedades no estado fresco e endurecido são
apresentadas na tabela 4.36.
Tabela 4.36 – Composições e propriedades dos concretos no estado fresco e endurecido (SAID e NEHDI, 2007)
a/f 0,27 0,29 0,42 0,33 Volume de pasta (%) 42,5 36,2 28,4 28,4 Volume de agregado (%) 29,0 31,9 34,8 31,9 34,5 37,0 40,1 40,1
200
Durante os ensaios push-off, as cargas aplicadas e a tensão nas barras de aço
foram monitoradas a cada 0,5s, e, quando a abertura média da fissura atingiu o valor de 6
mm, eles foram encerrados.
As figuras 4.54 e 4.55 reúnem as curvas que relacionam a abertura de fissura (w)
com a relação tensão cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento (τ/σ) dos
espécimes de concretos com mesma resistência à compressão às 16h e diferentes teores
de agregado graúdo. Nelas constata-se que o tipo de agregado graúdo influenciou a relação
entre τ/σ e w e a inclinação das curvas. Para menores aberturas de fissura, as relações τ/σ
dos espécimes de concreto com seixo rolado foram bem maiores que as dos com brita de
calcário, mas a taxa de diminuição de τ/σ com o aumento da abertura de fissura também foi
maior. Para um mesmo grupo de espécimes, os de concreto vibrado (com maior teor de
agregados graúdos) tiveram, para certo valor de w, maior valor de τ/σ, sendo que a
diferença diminuiu à medida que cresceu w.
Figura 4.54 – Curvas que relacionam abertura de fissura com a relação tensão
cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento para os concretos com seixo rolado (KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 64)
201
Figura 4.55 – Curvas que relacionam abertura de fissura com a relação tensão
cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento para os concretos com brita de calcário (KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 64)
202
5. CONCLUSÕES
5.1. ASPECTOS GERAIS
Com relação aos vibrados, considerando-se apenas os materiais que compõem
esses concretos, os CAA têm maior custo por metro cúbico, devido principalmente aos
aditivos que neles são usados. A necessidade de maior controle dos materiais componentes
e da produção dos CAA também implica em maior custo. Entretanto, essa diferença de
custo pode ser compensada pela redução de mão de obra e de energia elétrica e pelo
aumento de produtividade quando da aplicação dos CAA, e pela maior vida útil das formas
usadas. A maior homogeneidade e o melhor acabamento superficial dos elementos
executados com CAA também são aspectos favoráveis à adoção desses concretos,
principalmente em elementos pré-fabricados e de concreto aparente. O resultado da
comparação de custos da utilização desses dois tipos de concretos vai depender dos
materiais usados em cada um deles, da maior ou menor capacidade dos CAA de se
movimentarem (os com maior espalhamento são mais caros), que tem a ver com as
distâncias por eles a serem percorridas, e do custo da mão de obra da região.
No Brasil, a aplicação dos CAA ainda está em fase inicial e, como em outros países,
ela deverá ser maior na pré-fabricação. Este setor tem apresentado certo desenvolvimento
nos últimos anos e algumas das empresas das regiões sul e sudeste já estão produzindo
um ou outro produto com esses concretos.
5.2. PROPRIEDADES
As propriedades dos concretos dependem dos tipos e proporções dos materiais que
os compõem e da interação entre eles. Em face disso, dependendo do que se fixa e do que
se varia nos concretos, a comparação das suas propriedades para uma determinada idade
pode resultar em diferentes conclusões. As conclusões de comparações feitas para idades
203
baixas também podem ser diferentes daquelas feitas para idades mais altas, em função dos
materiais finos usados.
Nos concretos vibrados, para um determinado conjunto de agregados miúdos e
graúdos e cimento, as propriedades dependem principalmente do abatimento do tronco de
cone e da relação água/cimento. Nos com adições, as propriedades dependem também do
tipo e do teor de adição e de aditivo. Nos CAA, para cada conjunto de agregados miúdos e
graúdos, cimento, tipo e teor de adição e de aditivo, as propriedades estão associadas
principalmente ao espalhamento e à relação água/aglomerante.
Na tentativa de reduzir os parâmetros a considerar nas comparações, tem-se por
vezes usado uma relação água/cimento equivalente em vez da relação a/agl, sendo a
massa de cimento equivalente obtida somando a massa de cimento com as das adições
ativas multiplicadas por um fator de eficiência menor que a unidade (adições mais reativas
têm fator de eficiência mais próximo da unidade). Esse fator, entretanto, varia com a idade
(DOMONE, 2007).
Em grande parte dos estudos sobre propriedades dos CAA, foi feita comparação
entre esses concretos e vibrados de mesmo valor de fc ou relações a/c e a/agl, mas as
composições dos dois tipos de concreto se diferenciaram não só pelos teores de materiais,
para que pudesse haver a diferenciação nas características no estado fresco, mas também
pelos tipos de materiais. Estas variações levaram por vezes a conclusões de diferentes
estudos contraditórias.
Portanto, embora as comparações entre propriedades no estado endurecido de
concretos vibrados e CAA sejam úteis para os projetistas, que se baseiam em
procedimentos estabelecidos para os concretos vibrados, há que se ter cuidado ao tentar
extrapolar conclusões tiradas a partir de um determinado conjunto de concretos vibrados e
auto-adensáveis para outros conjuntos.
Nos concretos analisados, com exceção de 2 dos ensaiados por Dinakar, Babu e
Shantanam (2008), que tinham abatimento de tronco de cone muito baixo, os abatimentos
dos vibrados variaram entre 65mm e 200mm e o espalhamento dos CAA entre 560mm e
204
800mm, sendo que a maioria dos CAA era da classe SF2 (espalhamento entre 660mm e
750mm). Os teores de pasta dos concretos vibrados analisados variaram entre cerca de
26% e 42% e os de argamassa entre cerca de 41% e 72%. Nos CAA, as faixas de variação
desses teores ficaram, aproximadamente, entre 33% e 58% e entre 50% e 77%,
respectivamente.
Os valores de fc dos concretos vibrados ficaram entre 15 MPa e 86 MPa e os dos
CAA entre 10 MPa e 92 MPa.
A diversidade de materiais componentes e suas proporções nos concretos vibrados
e auto-adensáveis usados nos estudos revistos neste trabalho tornam difícil estabelecer
comparações entre as propriedades desses concretos. Visando, entretanto, verificar
tendências que possam servir de orientação para quem for projetar estruturas de CAA, são
apresentados a seguir gráficos, onde foram reunidos resultados de ensaios realizados por
diferentes autores, e resumidas conclusões desses autores ou tiradas das análises
realizadas neste trabalho.
5.2.1 – Resistências à compressão e à tração e módulo de elasticidade
Nas figuras 5.1 e 5.2, nota-se que tanto nos concretos vibrados quanto nos CAA há
diminuição de fc com o aumento das relações a/c e a/agl, parecendo haver certa tendência
de se ter, para uma mesma relação a/c, maiores valores de fc nos CAA. Para um
determinado valor de fc, nos CAA pode-se ter maior faixa de valores de a/c, em função dos
tipos e teores de adições usadas. Nas figuras 3.1, 3.2 e 3.15, constata-se como esses
parâmetros afetam a evolução de fc com o aumento da idade e nas 3.3, 3.8, 3.9 e 3.10
como elas influenciam fc,28 com o aumento de a/agl.
De acordo com SCC EUROPEAN PROJECT GROUP (2005), os concretos auto-
adensáveis têm resistência à compressão um pouco maior que os vibrados com a mesma
relação água/cimento pelo fato da não vibração permitir uma melhor interface entre os
agregados e a pasta de concreto endurecida. Entretanto, a menor porosidade da pasta e da
205
interface pasta-agregados dos CAA decorrente da sua composição deve ser o fator mais
relevante.
Figura 5.1 – Valores de fc em função dos de a/c.
Figura 5.2 – Valores de fc em função dos de a/agl
O gráfico da figura 5.3 não mostra tendência de diferenciação nas relações entre fc e
fct nos grupos de concretos auto-adensáveis e vibrados. Na figura 3.5, nota-se que, nas
idades de 28 e 90 dias, os maiores teores de filer calcário nos CAA ensaiados por Parra,
206
Valcuende e Gómez (2011) fez com que, para um mesmo fc, eles tivessem menor valor de
fct que os concretos vibrados. Dinakar, Babu e Santhanam (2008), que usaram cinza volante
como adição nos CAA, obtiveram valores de fct dos CAA maiores que os dos concretos
vibrados de mesmo valor de fc. Georgiadis, Anagnostopoulos e Sideris (2007), ao usarem
diferentes tipos de adições nos CAA, encontraram praticamente as mesmas relações entre
fct,28 e fc,28 para os concretos auto-adensáveis e vibrados de mesmo grupo de resistência.
Figura 5.3 – Valores de fct em função dos de fc.
As figuras 5.4 e 5.5, e também a 3.17, mostram tendência dos concretos auto-
adensáveis terem menores valores de módulo de elasticidade que os vibrados. A figura 3.6
sugere que a diferença entre os módulos de concretos vibrados e auto-adensáveis de
mesmo valor de fc depende do valor de fc e da idade do concreto. Nos concretos ensaiados
por Gross, Yost, Gaynor (2007), confeccionados com os mesmos materiais em diferentes
proporções, a menos do agente modificador de viscosidade só usado nos CAA, os CAA
apresentaram resistência à compressão maior, mas módulo de elasticidade menor.
Análises de Domone (2007) para concretos de baixa resistência, levaram à
conclusão de que os módulos de elasticidade dos CAA podem chegar a ser 40% menores
207
que os de concretos vibrados de mesmo valor de fc, mas essa diferença tende a diminuir à
medida que fc aumenta.
Figura 5.4 – Valores de Ec/√fc em função do volume porcentual de argamassa.
Figura 5.5 – Valores de Ec/√fc em função dos de fc.
Como os concretos auto-adensáveis têm maior teor de pasta e de argamassa e
menor teor de agregados graúdos que os vibrados de mesma resistência à compressão,
208
eles tendem a ter valores de Ec menores, mas isso vai depender do que se variou nas
composições para se passar da condição de concreto vibrado para a de auto-adensável.
5.2.2 – Homogeneidade em elementos estruturais
Os estudos que abordaram a homogeneidade dos concretos em pilares e paredes
evidenciaram que há tendência de diminuição da resistência à compressão do concreto à
medida que se afasta da base e se aproxima do topo. Isto, segundo alguns autores,
acontece devido à exsudação do concreto, à migração de água em direção à superfície livre
do concreto.
Comparando a homogeneidade de paredes e pilares de concreto vibrado e concreto
auto-adensável com alturas variando entre 1,4m e 3,0m, diferentes autores chegaram à
conclusão de que a diminuição da resistência à compressão do concreto ao longo da altura
dos elementos é menor nos de concreto auto-adensável. Tanto para os concretos vibrados
como para os auto-adensáveis, a diferença entre as resistências dos concretos na base e
no topo depende das composições desses concretos.
Segundo Khayat, Manai e Trudel (1997), a dimensão máxima dos agregados
influencia a homogeneidade do concreto de um elemento estrutural ao longo de sua altura,
uma vez que, concretos com menores dimensões máximas dos agregados, têm menor
probabilidade de apresentar água aprisionada abaixo dos agregados.
Quando, além da variação de fc, investigou-se também a variação de Ec ao longo da
altura de pilar ou parede, constatou-se que a variação de Ec foi menor que a de fc.
Em vigas de concreto auto-adensável, notou-se pouca diferença entre a resistência
do concreto da extremidade de lançamento do concreto e aquela do concreto na
extremidade oposta.
Segundo Valcuende, Parra e Ferrer (2009) a maior homogeneidade dos elementos
estruturais confeccionados com concreto auto-adensável, deve decorrer do fato do CAA
sofrer menos exsudação em função do seu maior teor de finos e da ausência de vibração.
209
5.2.3 – Aderência aço-concreto
Nos estudos onde se analisou a aderência entre concretos vibrados e auto-
adensáveis e as armaduras passivas ao longo da altura de pilares ou paredes, a menos de
um caso, à semelhança do que se constatou para a resistência à compressão, verificou-se
menor variação de fb e τb ao longo da altura nos elementos de concreto auto-adensável.
Investigação de Khayat, Manai e Trudel (1997) mostrou que essa variação depende das
adições e aditivos usados nos CAA. De acordo com Khayat (1998), a adoção de adequada
combinação de aditivos superplastificante e modificador de viscosidade nos concretos
acarreta menor exsudação, segregação e assentamento dos concretos o que, por sua vez,
leva a menor diferença entre as propriedades dos concretos na base e no topo dos
elementos. Também como no caso da resistência à compressão, a variação da aderência
ao longo da altura dos elementos foi menor para dimensão máxima dos agregados menor.
Os resultados obtidos por Chan, Chen e Liu (2003) indicam que, como no caso de
outras propriedades, a resistência de aderência de um CAA pode ser menor que a de um
concreto vibrado em idades baixas, passando a ser maior em idades mais altas.
Segundo Almeida Filho (2006) e Valcuende e Parra (2009), para concretos de
resistência à compressão mais baixa, a resistência de aderência dos concretos auto-
adensáveis é maior que a do concreto vibrado, mas a diferença entre essas resistências
diminui ou se extingue com o aumento da resistência à compressão dos concretos. Isto,
entretanto, não foi constatado por Sonebi et al. (2000), que achou maiores diferenças para
os concretos de maior resistência. Isso, pelo menos em parte, pode estar associado ao tipo
de ruptura por aderência verificado. Os espécimes de concreto de baixa resistência
ensaiados por Almeida Filho (2006) tiveram, em geral, ruptura por arrancamento e os de
concreto de maior resistência tiveram ruptura por fendilhamento.
A partir dos dados dos estudos resumidos no item 3.3.1 (aço de armaduras
passivas), foram gerados os gráficos das figuras 5.6 e 5.7, para a análise de tendências dos
valores das resistências de aderência (fb) e das médias das tensões relativas aos
210
deslizamentos de 0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb) em função dos da resistência à
compressão dos concretos auto-adensáveis e vibrados. Nos gráficos da figura 5.6,
separaram-se os resultados referentes a blocos concretados individualmente dos de
paredes ou pilares, sendo que, no caso de paredes ou pilares, plotaram-se apenas os
resultados relativos à base desses elementos.
Figura 5.6 – Valores de fb em função de fc.
211
Figura 5.7 - Valores de τb em função de fc.
Os gráficos das figuras 5.6 e 5.7 não mostram uma tendência clara de diferença
entre os valores de fb e de τb de concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma
resistência à compressão.
Nos estudos que analisaram a aderência entre barras de armadura ativa e concretos
vibrados e auto-adensáveis, nem sempre se achou coerência entre os resultados de ensaio
de arrancamento e os de comprimento de transferência.
Segundo Hegger, Will e Bulte (2007), a resistência de aderência dos CAA é sensível
às adições neles usados. Pozolo e Andrews (2010) mostraram que os resultados de
comparações entre resistências de aderência de concretos vibrados e auto-adensáveis
depende da idade dos concretos.
Na investigação realizada por Burgueno e Haq (2007), observou-se resistências de
aderência nos CAA menores que no concreto vibrado, ou praticamente iguais.
Coerentemente, verificaram-se maiores comprimentos de transferência para os CAA, tendo-
se o melhor desempenho no CAA com relação a/c e teor de agregado graúdo maiores.
Girgis e Tuan (2004) não encontraram diferença relevante entre as resistências de
aderência de concretos auto-adensáveis e vibrado com menores idades (1 ou 2 dias), mas
212
o mesmo não aconteceu para os comprimentos de transferência, que foram maiores para
os CAA.
5.2.4 – Retração e deformação lenta
De maneira geral, os estudos analisados mostraram, para diferentes idades, valores
de retração e de deformação lenta para os elementos de concretos auto-adensáveis
maiores que os para aqueles de concretos vibrados. De acordo com diferentes autores, isso
se deve ao fato dos concretos auto-adensáveis possuírem maiores teores de pasta em sua
composição que os vibrados (NASSIF, AKTAS e NAJM, 2008; LOSER e LEEMANN, 2009;
LEEMANN, LURA e LOSER, 2010).
No estudo de Kim et al. (2011), os concretos vibrados apresentaram fluência maior
que os auto-adensáveis. Segundo esses autores, esse resultado, apesar dos maiores
teores de pasta dos CAA, pode ser explicado pelos maiores valores de resistência à
compressão que os concretos auto-adensáveis alcançaram em idades mais avançadas
(adição era de cinza volante).
Loser e Leemann (2009) chegaram a valores de retração para os CAA semelhantes
aos dos concretos vibrados com a utilização de dosagens específicas de aditivos redutores
de retração. Nos concretos auto-adensáveis estudados por Guneyisi, Gesoglu e Ozbay
(2010), ficou evidenciado o efeito negativo da sílica ativa na retração, mas que esse efeito
pode ser minimizado combinando a sílica ativa com outros tipos de adições.
5.2.5 – Durabilidade e resistência ao fogo
Zia, Nunes e Mata (2005), Assié et al. (2006), Barros et al. 2008) concluíram em
seus estudos que o desempenho do CAA, com mesma faixa de resistência à compressão
ou relação a/c que o concreto vibrado, apresenta características de durabilidade superiores.
Segundo eles, isso pode ser explicado pelo menor índice de vazios e menor permeabilidade
213
do CAA, já que o CAA possui maior teor de finos que o concreto vibrado. Esses finos e o
alto teor de superplastificante tornam a microestrutura da pasta e da zona de transição
pasta-agregados dos CAA mais densa.
De acordo com De Schutter et al. (2008), comparando um concreto auto-adensável
com um vibrado de mesma resistência à compressão, pode-se constatar que o CAA
apresenta durabilidade inferior, já que o CAA pode ter uma relação a/c maior, gerando uma
microestrutura menos densa.
No que diz respeito ao efeito de temperaturas altas nos CAA, há estudo indicando
maior relação entre a resistência à compressão residual e a resistência aos 28 dias para os
CAA com maior relação água/aglomerante e menor relação cimento/finos.
5.3. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA
5.3.1 – Vigas de Concreto Armado
Os estudos analisados neste trabalho, que visavam o entendimento do
comportamento estrutural de vigas de concreto armado, focaram, principalmente, a
fissuração, a deformação e a resistência ao cortante das vigas. Com relação a vigas
semelhantes de concreto vibrado, verificou-se que, de maneira geral, há uma tendência de
que as vigas de concreto auto-adensável apresentem menores aberturas e espaçamento de
fissuras, devido à sua matriz mais densa, uma maior deformação, devido ao seu menor
módulo de elasticidade e uma menor resistência ao cortante, devido ao seu menor teor de
agregados graúdos.
Kumar, Kumar e Kumar (2009) observaram que a viga de CAA teve momento de
fissuração maior e fissuras mais igualmente espaçadas que a de concreto vibrado. Sonebi
et al. (2000) encontraram momentos de fissuração para as vigas de concretos auto-
adensáveis e vibrados semelhantes, mas para uma carga correspondente a 90% da de
ruptura, os espaçamentos e aberturas de fissuras foram maiores para as vigas de concreto
vibrado.
214
Liu, Yu e Jiang (2008) verificaram deformações por retração em viga de concreto
vibrado maiores que as de viga de CAA com mesmas armaduras. Segundo esses autores,
isso ocorreu em face do concreto vibrado ter maior relação entre teor de cimento e de cinza
volante.
Lachemi, Hossain e Lambros (2005), Hassan, Hossain, Lachemi (2008) e Cuenca,
Serna e Pelufo (2009) estudaram o comportamento das vigas com ruptura por
cisalhamento. Das vigas investigadas, apenas as de Cuenca, Serna e Pelufo (2009) tinham
armadura transversal. Nas vigas ensaiadas por Lachemi, Hossain e Lambros (2005), houve
grande variabilidade de resultados, até mesmo de mesmos concretos de betonadas
diferentes, o que inviabilizou a comparação adequada entre o comportamento ao cortante
de vigas de diferentes tipos de concreto. No programa experimental de Hassan, Hossain,
Lachemi (2008), todas as vigas de CAA apresentaram resistência ao cortante menor que as
vigas similares de concreto vibrado, sendo que maiores diferenças ocorreram nas vigas de
menor taxa de armadura longitudinal (1%), para as quais teve-se diferença de até 20%.
Segundo esses autores, a menor resistência ao cortante das vigas de CAA decorreu do
menor teor de agregados graúdos desses concretos. Por outro lado, nas vigas de Cuenca,
Serna e Pelufo (2009), com taxa geométrica de armadura longitudinal de cerca de 3% e
taxa geométrica de armadura transversal mínima (0,17%), as resistências foram
praticamente iguais para as vigas de CAA e de concreto vibrado.
5.3.2 – Vigas de Concreto Protendido
Em geral, as flechas das vigas de concreto auto-adensável foram maiores que as
das vigas de concreto vibrado. Gross, Yost e Gaynor (2007) encontraram, para a idade de
300 dias, flechas maiores para as vigas de concreto auto-adensável. Erkmen, Shield e
French (2007) e Wehbe et al (2009) também encontraram flechas maiores para as vigas de
CAA. Já Zia, Nunez e Mata (2005) encontraram a mesma flecha inicial para as vigas dos
dois tipos de concreto e comportamento semelhante sob carga. Nas vigas de Naito et al.
215
(2005), verificou-se flecha inicial maior para a viga de concreto vibrado, mas a flecha total
nas vigas sob carga foi maior nas vigas de CAA. Em geral, os resultados de flechas foram
coerentes com os do módulo de elasticidade e os de perda de protensão.
Erkmen, Shield e French (2007) encontraram valores de comprimentos de
transferência em vigas de concreto vibrado menores do que nas vigas de CAA; Naito et al.
(2005) encontraram valores de comprimentos de transferência semelhantes para as vigas
dos dois tipos de concreto.
O comportamento das vigas protendidas de concreto auto-adensável sob efeito de
carregamento foram analisadas por Naito et al. (2005), Burgueño e Bendert (2007), Choulli,
Mari e Cladera (2008) e Wehbe et al. (2009). Nas vigas ensaiadas que apresentaram
ruptura por flexão, não houve diferença de comportamento relevante entre as vigas dos dois
tipos de concreto. Nas vigas ensaiadas por Choulli, Mari e Cladera (2008), com ruptura por
cortante, verificou-se maiores flechas nas vigas de CAA após a fissuração e resistência ao
cortante até cerca de 20% menor nas vigas de CAA.
5.3.3 – Pilares
Nos estudos envolvendo pilares armados de concretos auto-adensável e vibrado,
com exceção dos pilares de concreto de alta resistência ensaiados por Sonebi et al,
verificou-se maior ductilidade nos pilares de CAA. Os pilares de concreto auto-adensável
ensaiados por Lin et al. (2008) apresentaram fissuração menor que os de concreto vibrado.
5.3.4 – Outros elementos
Ensaios de ligações viga-pilar e de cisalhamento direto, como no caso dos de vigas
com ruptura por cortante, apontaram desempenho do CAA inferior ao do concreto vibrado
de mesma faixa de resistência à compressão.
216
5.4. CONSIDERAÇÕES FINAIS
Em face dos diferentes tipos de materiais e das suas proporções que podem ser
usados nos CAA, fica impossível avaliar suas propriedades por meio de expressões
genéricas aproximadas, sendo indispensável que a sua aplicação seja precedida de
adequada caracterização.
O potencial de fissuração decorrente da deformação restringida depende do
desenvolvimento da resistência e do módulo de elasticidade do concreto, da retração, da
deformação lenta e da relaxação do concreto, parâmetros que dependem da composição,
tipos e teores de cimento, adições e aditivos e tipo e teor de agregados graúdos. Para os
CAA, com maior teor de finos, é de particular relevância que se faça uma cura por vários
dias, para que a fissuração não venha a prejudicar o seu potencial de prover as estruturas
de maior durabilidade.
Embora o dimensionamento de elementos de CAA possa ser feito adotando os
mesmos procedimentos usados para os de concretos vibrados, há que se atentar para a
tendência dos CAA terem menor módulo de elasticidade, maior retração e deformação lenta
que os vibrados de mesma resistência à compressão. A avaliação adequada das
deformações instantâneas e ao longo do tempo de um elemento estrutural é de extrema
importância, principalmente nos elementos protendidos.
Investigação adicional sobre a resistência ao cortante de vigas de CAA com baixas
taxas de armadura longitudinal e transversal seria bem-vinda.
217
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