Artigo Concreto Reforçado Com Fibras Hibrido (Versão 34)

ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC2013 – 55CBC 1

Avaliação do comportamento mecânico do concreto com reforço híbrido de fibras

Evaluation of mechanical behavior of hybrid fiber reinforced concrete

Alan Renato Estrada Cáceres(1); Antônio Domingues de Figueiredo(2); Renata Monte(3) (1) Mestrando, Depto. de Engenharia de Construção Civil, Universidade de São Paulo.

(2) Professor Associado. Depto. de Engenharia de Construção Civil, Universidade de São Paulo. (3) Doutoranda, Depto. de Engenharia de Construção Civil, Universidade de São Paulo.

Av. Prof. Almeida Prado, trav. 2, n.83. Cidade Universitária. São Paulo, SP. Brasil. CEP 05508-900

Resumo

Um dos fatores que potencializarão a aplicação do concreto reforçado com fibras (CRF) em estruturas é a publicação do novo fib Model Code, onde se estabelecem exigências para o estado limite de serviço (ELS) e estado limite último (ELU). Em função de estudos anteriores, observou-se que há uma possibilidade de se otimizar o reforço do CRF combinando fibras de aço e macrofibras poliméricas. Assim, foi desenvolvido um estudo experimental com o objetivo de avaliar o comportamento mecânico do concreto com reforço híbrido de fibras. O principal objetivo foi comparar a interação de cada tipo de fibra com a matriz de concreto e a influência somada destas fibras no comportamento pós-fissuração. Foi utilizada uma fibra de aço e uma macrofibra polimérica feita de copolímero de polipropileno virgem e uma única matriz de concreto de baixa resistência para evitar a instabilidade pós-pico. As fibras foram incorporadas individualmente e em conjunto ao concreto. Foram determinadas a resistência de tração na flexão e a resistência residual pós-fissuração dos compósitos. Dos resultados obtidos concluiu-se que os concretos reforçados com fibras de aço aumentam a resistência residual para fissuras de menor abertura, embora seu comportamento na pós-fissuração diminui gradualmente, mostrando uma tendência ao “slip-softening”. Os concretos reforçados com macrofibra polimérica mostram um patamar constante de resistência residual pós-fissuração ou mesmo um “slip-hardening” quando o teor de macrofibras usado foi maior. Isto significa que a macrofibra polimérica tem maior influencia para maiores aberturas de fissura e, conforme se aumenta o teor de macrofibra polimérica, o comportamento mecânico do concreto híbrido no ELU tende a melhorar. Esta tendência possibilita projetar materiais compósitos combinados com distintos níveis de reforço no ELS e ELU. Palavra-Chave: Concreto com reforço híbrido de fibras, fibra de aço, macrofibra polimérica, pós-fissuração.

Abstract

One of the factors that could increment the fiber reinforced concrete (FRC) structural applications is the publication of the new fib Model Code, which establishes requirements for the serviceability limit state (SLS) and ultimate limit state (ULS). In previous studies, a possibility to optimization of FRC performance with the use of hybrid reinforcement combining steel fibers and polymeric macrofibers was observed. Thus, an experimental study was carried out to evaluate the mechanical behavior of concrete with hybrid fiber reinforcement. The main objective is to compare the interaction of each fiber type with the concrete matrix and evaluate the influence of these fibers added in post-cracking behavior. A steel fibers and a synthetic macrofiber made from virgin polypropylene copolymer were used in a low strength concrete matrix to avoid post-peak instability during toughness tests. The concrete was reinforced using combined and isolated fibers. Tests were performed to determine the flexural and post-crack residual strength of the composite. From the results, it was possible to observe that steel fibers provide a higher post-crack strength at low level of crack opening, characterizing a typical “slip-softening” behavior where the bearing capacity is reduced with the increase of crack opening. The macrofibers show a constant level of residual post-crack strength or a "slip- hardening" tendency. In the hybrid FRC there was a minimal tendency to "slip-softening" or even a "slip-hardening" tendency when the macrofiber content was increased. This means that the synthetic macrofiber has higher influence at larger crack openings. As the content of synthetic macrofiber is increased, the mechanical behavior of hybrid FRC at the ULS tends to improve. This tendency enables us to design composite materials combining different levels of reinforcement at SLS and ULS. Keywords: Fiber reinforced concrete, hybrid reinforcement, steel fibers, synthetic macrofiber, post-crack behavior.


1 Introdução

A adição de fibras ao concreto altera de forma significativa seu comportamento mecânico no estado endurecido, conferindo-lhe características próprias do comportamento dos materiais que as compõem. O propósito básico de usar fibra hibrida é tentar obter controle da abertura de fissuras em diferentes zonas do concreto (pasta de cimento ou zona de transição entre a pasta e o agregado), em diferentes idades e a diferentes níveis de carga (QIAN; STROEVEN, 2000 apud HAMEED et al, 2010). Várias combinações de diferentes tipos de fibras, em vários tamanhos, formas e propriedades mecânicas, fornecem comportamentos mecânicos diferentes (ROSSI et al, 1987 apud ALCANTARA et al, 2006). Dois ou mais diferentes tipos de fibras podem ser adequadamente combinados para produzir o compósito e incrementar as propriedades físicas e mecânicas do compósito a partir da ação de cada uma das fibras, como uma possível resposta sinérgica (DI PRISCO; PLIZZARI; VANDEWALLE, 2009). As fibras podem ser classificadas pelo valor de seu módulo de elasticidade comparativamente ao módulo de elasticidade do concreto. As fibras poliméricas possuem módulo de elasticidade inferior ao do concreto endurecido e são classificadas como fibras de baixo módulo. Já as fibras de aço, que possuem módulo de elasticidade superior ao concreto, são chamadas de fibras de alto módulo (FIGUEIREDO, 2011). Recentemente macrofibras poliméricas foram produzidas com o objetivo de substituir as fibras de aço, mas o conhecimento do comportamento mecânico do concreto reforçado com estas fibras é, todavia, ainda limitado (BURATI; MAZZOTTI; SAVOIA, 2010). No entanto, trabalhos recentes têm apontado para a possibilidade de obtenção de resultados positivos com a utilização dessas fibras (SALVADOR, 2013). O propósito de usar simultaneamente as fibras de aço e as fibras sintéticas é obter melhor desempenho do concreto, aumento da energia de fratura e incremento da tenacidade na região pós-pico (BANTHIA; SAPPAKITTIPAKORN, 2007). A combinação de fibras metálicas e não metálicas pode oferecer vantagens potenciais para melhorar as propriedades do concreto, bem como há bom tempo é conhecido o potencial de redução de custo total da produção do concreto (BENTUR; MINDESS, 1990). Nesse sentido, alguns estudos já foram realizados com o objetivo de avaliar a utilização simultânea de diferentes tipos de fibras, como é o caso do estudo das propriedades mecânicas do concreto autoadensável de alto desempenho com reforço híbrido de microfibras poliméricas e macrofibras de aço, após exposição a altas temperaturas proposto por DING et al (2011). No entanto, o concreto reforçado com fibras continua a ser uma tecnologia recente e as ideias ainda estão evoluindo para avaliar as características de um sistema de fibras ideal. Uma possibilidade que ultimamente esta concentrando muito a atenção é a hibridização das fibras. Em um sistema híbrido, dois ou mais tipos de fibras são racionalmente combinados para produzir um compósito buscando benefícios oriundos de cada uma das fibras individuais, resultando em uma resposta sinérgica (BANTHIA; NANDAKUMAR, 2001). Com a presente pesquisa busca-se avaliar a interação de fibras de aço e macrofibras poliméricas de maneira híbrida com a matriz de concreto através da avaliação de suas características mecânicas e, assim, comparar a resposta individual de cada um dos tipos de fibra no concreto. Para isto, fez-se a verificação da influência da adição de cada tipo de


fibra, conforme o ensaio de tenacidade preconizado na norma ASTM C-1609 (2010) simplificado, que avalia corpos de prova prismáticos submetidos à tração na flexão. Pelo método adotado foi medido o deslocamento vertical em função de uma carga aplicada a corpos de prova prismáticos reforçados com cada tipo de fibra.

2 Caracterização dos materiais

2.1 Fibras Durante os ensaios foram utilizados dois tipos de fibras: fibras de aço de 29,07 mm de comprimento e 0,61 mm de diâmetro, e macrofibras de polipropileno de 53,44 mm de comprimento e 0,29mm de diâmetro. Estas características geométricas foram avaliadas segundo o indicado pela norma NBR 15530 (2007) e os resultados se encontram apresentados na Tabela 1.

Tabela 1 - Características das fibras.

Tipo Material Forma lf (mm) df

(mm)

E

(GPa)

Número de

fibras por kg

Aço Aço Tipo A1 29,07 0,61 210 4600

Macrofibra

Polimérica

Copolímero de

polipropileno

virgem

Monofilamento/Fibrilada 53,44 0,29 5 221000

As fibras de aço estão de acordo com os requisitos da NBR 15530 (2007) e são classificadas como tipo A1. As macrofibras poliméricas (Figura 1a) têm como material utilizado na sua produção um copolímero de polipropileno virgem, sendo composta por duas fases uma monofilamento e outra fibrilada (Figura 1b).

Figura 1 – a) Macrofibra polimérica utilizada; b) Fase monofilamento (esquerda) e fase fibrilada (direita)

2.2 Cimento O aglomerante utilizado foi um cimento Portland tipo CP II – E 32. Conforme os dados do ensaio previamente realizado com o picnômetro a gás hélio, o cimento possui densidade média de 3,009 g/cm3 (Tabela 2). A parcela mais significativa de suas partículas possuem tamanhos que varia de 0,06 µm até 103,58 µm, conforme se pode observar na curva

b) a)


granulométrica apresentada na Figura 2, a qual foi obtida por meio do ensaio de caracterização granulométrica no equipamento QICPIC (Sympatec).

Figura 2 – Distribuição granulométrica do cimento.

Tabela 2 - Resultado do ensaio da densidade da areia no picnômetro a gás hélio.

Tipo de material: Cimento Amostra Massa

(g)

P1

(psi)

P2

(psi)

ρ

(g/cm³)

Temperatura de secagem: 110°C

Porta amostra: Micro 1 3,7335 17,154 6,285 3,004

Data: 21/06/2012 2 3,8957 17,217 6,329 3,002

Temperatura ambiente: 26,5°C 3 3,6923 17,194 6,292 3,020

Umidade relativa: 56%

Média 3,009

2.3 Areia A areia utilizada foi artificial proveniente de britagem de rocha. A areia tem um diâmetro máximo de 4,8 mm e uma densidade média de 2,684 g/cm3 (Tabela 3). A distribuição granulométrica da areia pode ser visualizada na Figura 3, a qual também foi determinada pelo ensaio de caracterização granulométrica no equipamento QICPIC (Sympatec).

Tabela 3 - Resultado do ensaio da densidade da areia no picnômetro a gás hélio.

Tipo de material: Areia artificial Amostra

Massa

(g)

P1

(psi)

P2

(psi)

ρ

(g/cm³) Temperatura de secagem: 110°C

Porta amostra: Micro 1 6,0261 17,188 6,7 2,688

Data: 21/06/2012 2 6,0535 17,247 6,729 2,684



Média 2,684


25

19

12,5

9,5

6,3

4,75 0 0

2,36 13,34 13,34

1,18 19,34 32,68

0,6 28,57 61,25

0,3 23,65 84,9

0,15 11,55 96,45

4,8

2,93

Dimensão Máxima

Características (mm)

Módulo de Finura

Porcentagem Retida

Média

Individual Areia

Acumulada

Areia

Abertura

das

Malhas

(mm)

Determinações segundo a ABNT NBR

7211:2009

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,1 1 10 100

PO

RC

EN

TA

GE

M R

ET

IDA

ABERTURA DA MALHA

ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DA AREIA

Acumulada Areia limite inferior zona utilizavel

limite inferior zona ótima limite superior zona ótima

limite superior zona utilizavel

Figura 3 – Análise granulométrica da areia.

2.4 Pedrisco O pedrisco tem um diâmetro máximo de 12,5 mm, equivalente a brita 0 e tem uma densidade média de 2,656 g/cm3 (Tabela 4).

Tabela 4 - Resultado do ensaio da densidade do pedrisco no picnômetro a gás hélio.

Tipo de material: Pedrisco Amostra

Massa

(g)

P1

(psi)

P2

(psi)

ρ

(g/cm³) Temperatura de secagem: 110°C

Porta amostra: Pequeno 1 19,2539 17,128 6,309 2,657

Data: 21/06/2012 2 21,5239 17,125 6,479 2,662



Média 2,656

3 Procedimento experimental

3.1 Mistura e moldagem de corpos de prova Para adoção do traço foram tomados como base estudos anteriores de dosagem baseados no método do IPT. Foi adotado o traço 1: 3,275 : 3,225 (cimento : areia : pedrisco) com um teor de argamassa de 57%. Para este trabalho foi utilizado um traço com menor teor de cimento, uma vez que não se pretendia obter altas resistências à compressão. Dessa maneira, evitava-se a ocorrência da instabilidade pós-pico, a qual acontece com maior intensidade quando há alta resistência mecânica da matriz (PAIVA; FIGUEIREDO, 2007). A não ocorrência da instabilidade melhora a precisão do ensaio


para menores níveis de fissuração do corpo de prova. A relação água/cimento da mistura foi de 0,84, e o consumo de cimento foi da ordem de 301,5 kg/m3. Após a mistura do primeiro traço foi realizado o ensaio de abatimento no tronco de cone (NBR NM 68, 1998), obtendo-se um valor no intervalo de 80±10 mm. Por tratar-se de um estudo comparativo somente uma matriz de concreto foi utilizada. Com isto evitou-se a inclusão de mais uma variável que influenciasse nos resultados finais, proporcionando maior confiabilidade na análise do desempenho das fibras no concreto. As misturas foram realizadas em betoneira previamente imprimada. A sequência de mistura se deu pela adição dos agregados graúdo e miúdo e metade do volume de água, procedendo à mistura por 3 minutos. Em seguida foi adicionado o cimento e o restante de água (Figura 4a). Após o termino da mistura do concreto e com a betoneira em movimento, as fibras foram adicionadas à mão para obter uma distribuição homogênea no concreto (Figura 4b).

Figura 4 – Elaboração do concreto: a) Execução da mistura; b) Adição de fibras ao concreto.

Os traços que continham um único tipo de fibra foram produzidos com os teores de 0,4% e 0,6% em volume de fibras, fossem elas de aço ou de polipropileno. Da mesma maneira, executaram-se os traços com adição de fibras híbridas, onde se fixou o teor da fibra de aço em 0,2% em volume, que foi combinado com teores de 0,2% e 0,4% de macrofibra polimérica, totalizando teores de 0,4% e 0,6% em volume de fibra híbrida (Tabela 5).

Tabela 5 - Conteúdo em porcentagem de cada fibra.

Traço Fibra de aço Fibra de

Polipropileno

Quantidade total

de fibra em

volume

1 0,40% 0,4%

2 0,40% 0,4%

3 0,20% 0,20% 0,4%

4 0,60% 0,6%

5 0,60% 0,6%

6 0,20% 0,40% 0,6%

a) b)


Para cada um dos traços acima descritos foram moldados 4 corpos de prova prismáticos com dimensões de 100mm x 100mm x 400mm, para a realização dos ensaios de tenacidade segundo o método ASTM C1609 (2010) modificado, e 2 corpos de prova cilíndricos com diâmetro de 100 mm e altura de 200mm para ensaio de resistência à compressão. Os corpos de prova foram adensados com o auxílio de mesa vibratório durante 10 segundos, e foram mantidas em temperatura ambiente por 24 horas. No dia seguinte, os corpos de prova foram desmoldados e inseridos na câmara úmida a 20ºC para a cura durante 26 dias. Aos 27 dias de idade os corpos de prova foram retirados da câmara úmida e deixados secar ao ar até o dia seguinte quando foram ensaiados sem influência da umidade de saturação (CERVO, 2005).

3.2 Métodos de ensaio O ensaio de resistência à compressão foi realizado em uma prensa tipo universal, com capacidade máxima de carga de 60 toneladas. Os ensaios de resistência à tração na flexão foram realizados em uma prensa universal da EMIC tipo DL 10000 com capacidade máxima de carga de 10 toneladas. Segundo Di Prisco, Plizzari e Vandewalle (2009), o novo fib Model Code pressupõe a avaliação dos concretos reforçados com fibras segundo a norma EN 14651 (2007), a qual prevê a utilização de um corpo de prova com entalhe inferior e o uso de três cutelos. A partir deste ensaio é possível fazer a avaliação do desempenho pós-fissuração em dois níveis de abertura de fissura, correspondentes ao CMOD1 e CMOD3, conforme o ilustrado na Figura 5.

Figura 5 - Classificação de concreto reforçado com fibras (Fonte: DI PRISCO; PLIZZARI; VANDWALLE,

2009).

Com estes dois níveis de deslocamento, pode-se avaliar o compósito em seu estado limite de serviço (ELS) e estado limite último (ELU), os quais correspondem respectivamente aos níveis de abertura fissura CMOD1 e CMOD3. Então, a resistência residual pós-fissuração à flexão é determinada para cada corpo de prova, e se assume as


cargas residuais: fR1 e fR3, para as correspondentes aberturas de fissura (CMOD1 = 0,5mm, e CMOD3 = 2,5mm). Tudo isto segundo o ensaio de tração na flexão de acordo a norma EN 14651 (2007), no entanto não foi possível desenvolver este ensaio devido à falta de equipamento no momento. Assim, optou-se pelo ensaio ASTM C1609 (2010) modificado, ou seja, sem sistema closed loop, de modo a permitir a avaliação da resistência residual para dois níveis de abertura de fissura. Contudo, este ensaio é bem distinto do normalmente utilizado para o controle do concreto com fibras no Brasil (JSCE SF4, 1984), o qual não é capaz de verificar distintos níveis de resistência residual para o ELS e ELU (FIGUEIREDO, 2011). Por essa razão, optou-se pela utilização de uma matriz de baixa resistência que minorasse o problema.

A norma ASTM C1609 (2010) estipula dois vãos de ensaio, um de 300 mm e o outro de 450 mm de comprimento, dependendo das dimensões do corpo de prova ensaiado. Neste trabalho utilizou-se o vão menor de 300 mm, compatível com o corpo de prova de 400mm de comprimento. Desta forma, as deflexões analisadas foram de: 0,5mm (L/600) e 2,0mm (L/150). Utilizando a equação [1] extraída da EN 14651 (2007) os valores de deflexão podem ser convertidos em CMOD1= 0,54mm e CMOD3 = 2,31mm, estes valores são próximos ao estabelecido por Di Prisco, Plizzari e Vandewalle (2009) para as aberturas de fissura (CMOD1 = 0,5mm, e CMOD3 = 2,5mm). Assim, estes dois níveis de deflexão podem ser considerados como correspondentes ao ELS e ELU por estarem associados a dois níveis de abertura de fissura. = 0,85.CMOD + 0,04 [1]

Onde, = Deflexão (mm),

CMOD = Abertura de fissura (mm). Estes resultados correspondem, respectivamente, aos valores de f100,0.5 e f100,2.0, determinados segundo o prescrito pela norma americana para deslocamentos correspondentes a 1/600 e 1/150 do vão que correspondeu a 300 mm. Estes valores são obtidos segundo as equações [2 e 3] e de acordo com o apresentado na Figura 6. f100,0.5 = (P100,0.5.L)/(B.H2) [2] f100,2.0 = (P100,2.0.L)/(B.H2) [3] Onde, f100,0.5 = resistência residual a 0,5 mm de deslocamento do corpo de prova (MPa), f100,2.0 = resistência residual a 2,0 mm de deslocamento do corpo de prova (MPa), P100,0.5 = carga residual a 0,5 mm de deslocamento do corpo de prova (N), P100,2.0 = carga residual a 2,0 mm de deslocamento do corpo de prova (N), L = vão do corpo de prova (mm), B = largura do corpo de prova (mm), H = altura do corpo de prova (mm).


Figura 6 – Representação esquemática para a determinação das resistências residuais segundo a norma

ASTM C1609.

4 Análise e discussão dos resultados

4.1 Ensaios de compressão Os resultados expressos na Tabela 6 indicam que os concretos com reforço de um único tipo de fibra, seja aço ou polipropileno, apresentam uma ligeira redução da ordem de 1 MPa a 2 MPa no valor da resistência a compressão, conforme se aumenta o conteúdo de fibras de 0,4% a 0,6%, para uma mesma matriz de concreto. Porem, os valores obtidos em apenas dois corpos de prova não permitem dizer que esta diferença foi significativa.

Tabela 6 - Resultados do ensaio de compressão.

Concreto fc/ MPa Resistência média fcm /

MPa

0,4% Fibra de Aço 17,06

17,13 17,19

0,6% Fibra de Aço 15,92

15,98 16,04

0,4% Fibra de PP 17,44

17,06 16,68

0,6% Fibra de PP 16,55

15,28 14,01

0,2% Fibra Aço +

0,2% Fibra PP

16,42 16,62

16,81

0,2% Fibra Aço +

0,4% Fibra PP

16,42 16,30

16,17

Carga

Deslocamento


Da Tabela 6, para o concreto híbrido reforçado com 0,2% de fibra de aço e 0,4% de fibra de polipropileno, fazendo um total de 0,6% de adição em volume; se obteve uma resistência à compressão de 16,30 MPa, ligeiramente superior a seus equivalentes de concreto reforçado com 0,6% de fibra de aço (15,98 MPa) e ao concreto reforçado com 0,6% de fibra polimérica (15,28 MPa). No entanto, pode-se afirmar que as diferenças foram muito reduzidas podendo-se considerar as matrizes como equivalentes do ponto de vista de resistência mecânica. Isto justifica a análise comparativa de desempenho entre as fibras, dado que não houve influência da matriz.

4.2 Ensaios de tração na flexão Os gráficos das Figuras 7 e 8 mostram os resultados obtidos em termos de curvas de carga por deformação medidas no ensaio ASTM C1609 modificado. Das curvas carga (N) versus deformação (mm) da Figura 7 segundo o método ASTM C1609 (2010), se obteve os valores correspondentes à resistência residual ELS (f100,0.5) e a ELU (f100,2.0), calculados segundo as equações [2 e 3] e apresentados na Tabela 7 em termos de valores médios.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Fo

rça

(K

N)

Deformação (mm)

Curva média

0,4% Aço

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Forç

a (

KN

)

Deformação (mm)

Curva média

0,6% Aço

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Fo

rça

(K

N)

Deformação (mm)

Curva média

0,6% PP

(a)

(b)

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Forç

a (

KN

)

Deformação (mm)

Curva média

0,4% PP

(c)

(d)


Figura 7 - Curvas de carga por deslocamento vertical segundo ASTM C 1609, utilizando os seguintes teores de fibra: (a) 0,4% Aço; (b) 0,6% Aço; (c) 0,4% Polipropileno; (d) 0,6% Polipropileno; (e) 0,2% Aço

+ 0,2% Polipropileno; (f) 0,2% Aço + 0,4% Polipropileno.

Tabela 7 - Valores mcorrespondentes a ELS (f100,0.5) e a ELU (f100,2.0) em (MPa), segundo ASTM C1609.

Fibra de Aço

Fibra de

Polipropileno

Fibra de Aço + Fibra de

Polipropileno

0,40% 0,60% 0,40% 0,60%

0,2% Aço

+ 0,2% PP

0,2% Aço

+ 0,4% PP

CP 1 f100,0,5 1,722 2,518 1,740 1,192 1,616 1,956

f100,2,0 0,814 2,175 0,758 0,715 0,846 1,430

CP 2 f100,0,5 2,136 1,627 1,390 1,534 1,317 2,074

f100,2,0 1,805 1,360 1,277 1,328 0,754 1,945

CP 3 f100,0,5 1,933 2,984 1,547 1,636 1,735 2,760

f100,2,0 1,452 2,268 1,073 1,383 1,282 2,730

CP 4 f100,0,5 1,746 1,440 2,015 1,456 1,538 1,256

f100,2,0 1,658 1,070 0,371 1,166 0,962 1,141

Média f100,0,5 1,884 2,142 1,673 1,454 1,552 2,012

f100,2,0 1,433 1,718 0,870 1,148 0,961 1,811

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Forç

a (

KN

)

Deformação (mm)

Curva média

0,2% Aço+0,2% PP

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Forç

a (

KN

)

Deformação (mm)

Curva média

0,2% Aço + 0,4% PP

(e)

(f)


Figura 8 - Comparação de curvas médias de carga por deslocamento vertical segundo ASTM C 1609,

utilizando os seguintes teores de fibra: (a) 0,4% Aço e 0,6% Aço; (b) 0,4% Polipropileno e 0,6% Polipropileno; (c) 0,4% Polipropileno, 0,4% Aço, 0,2% Aço + 0,2% Polipropileno; (d) 0,6% Polipropileno,

0,6% Aço, 0,2% Aço + 0,4% Polipropileno; (e) 0,2% Aço + 0,2% Polipropileno, 0,2% Aço + 0,4% Polipropileno.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Forç

a (

KN

)

Deformação (mm)

0,4% Aço

0,6% Aço

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Fo

rça

(K

N)

Deformação (mm)

0,4% PP

0,6% PP

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Fo

rça

(K

N)

Deformação (mm)

0,2% Aço + 0,2% PP

0,4% Aço

0,4% PP

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Fo

rça

(K

N)

Deformação (mm)

0,2% Aço + 0,4% PP

0,6% Aço

0,6% PP

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.00

2

4

6

8

10

12

14

Fo

rça

(K

N)

Deformação (mm)

0,2% Aço + 0,2% PP

0,2% Aço + 0,4% PP

(a)

(b)

(e)

(c)

(d)


4.2.1 Concreto reforçado com fibras de aço As figuras 7a e 7b, apresentam as curvas para os concretos reforçados com teores de 0,4% e 0,6% de adição de fibra de aço, para cada teor de fibra apresentam-se as curvas médias. Nos gráficos pode-se observar uma grande variabilidade nos resultados e, uma instabilidade acentuada após atingir a carga máxima. Um fator que pode contribuir a esta maior dispersão de resultados é o menor número de fibras por volume de concreto que se obtém com as fibras de aço, em comparação as macrofibras poliméricas; fato que pode dificultar sua homogeneização e orientação no momento da moldagem, gerando-se assim uma maior variação absoluta da quantidade de fibras presentes na seção de ruptura. Por consequência, produz-se uma maior variação de resultados de resistência residual. O comportamento apresentado no trecho pós-fissuração para ambos os teores, não é uniforme. Verifica-se que para a fibra de aço, a resistência residual em 0,5mm é maior do que a resistência em 2,0mm, sendo um comportamento pós-fissuração que pode ser classificado como “slip softening”; isto significa que o comportamento pós-fissuração para os concretos reforçados com fibras de aço apresenta uma diminuição gradual da resistência residual após a região de instabilidade. Para menores deslocamentos e aberturas de fissuras, a fibra de aço confere maior resistência residual, devido a seu alto módulo de elasticidade, e pelo menor grau de dano presente na matriz, o que deixa a fibra fortemente ancorada. Por outra parte, para maiores deslocamentos, a fibra de aço apresenta considerável grau de deslizamento e sua resistência ao arrancamento é fundamentalmente dependente da integridade da matriz, que pode apresentar falhas nos pontos onde a ancoragem da fibra é solicitada (SALVADOR, 2013). Fazendo-se a avaliação para o concreto reforçado com fibras de aço, nota-se então que, conforme se acrescenta o teor de fibras de aço de 0,4% a 0,6% (Figura 8a), incrementa-se a capacidade de reforço pós-fissuração. Pode-se afirmar que, quanto maior o teor de fibras, maior será o número de fibras atuando como ponte de transferência de esforços, e é por isso que existe um aumento da tenacidade do material, incrementando-se a região pós-pico para maiores teores (FIGUEIREDO, 2011). 4.2.2 Concreto reforçado com fibras de polipropileno Foi possível observar que os concretos reforçados com macrofibras poliméricas apresentaram uma menor variabilidade nos resultados e o comportamento apresentado nas curvas é bem mais uniforme (Figuras 7c e 7d). Este comportamento deve estar associado ao maior número de fibras presente na seção de ruptura, o que faz com que a variação da capacidade resistente residual não seja tão afetada por pequenas variações na quantidade dessas fibras como ocorre com a fibra de aço. Houve uma tendência bem menos acentuada de o compósito apresentar um comportamento “slip softening”, observado pelo patamar praticamente constante no trecho pós-fissuração. Não se observa muita variabilidade nos resultados, conforme se aumenta o teor de macrofibras poliméricas no concreto de 0,4% para 0,6% (Figura 8b). Para a macrofibra polimérica, a queda inicial da resistência para menores níveis de deslocamento ou abertura de fissura é mais pronunciada e a menor resistência residual ocorre em quase todo o intervalo de deslocamento avaliado, quando comparada às fibras de aço. Isto ocorre devido à menor rigidez e resistência das fibras poliméricas. Como o


rompimento da matriz ocorre em pequenas deformações, às fibras tem menor capacidade de absorção de energia para baixas deflexões, quando comparadas com as fibras de aço. Entretanto para grandes aberturas de fissuras, o comportamento tende a ser oposto e a energia absorvida pelas fibras poliméricas pode até superar a absorvida pelas fibras de aço (SALVADOR, 2013). 4.2.3 Concreto hibrido com fibras de aço e fibras de polipropileno Para o caso do concreto híbrido reforçado com 0,2% de fibra de aço e 0,2% de macrofibra polimérica, ou seja, o concreto reforçado com 50% de cada fibra. Observa-se uma tendência mínima ao comportamento “slip softening”, semelhante ao comportamento apresentado na pós-fissuração dos concretos reforçados com macrofibra polimérica (Figuras 7e). Este fato significa que as fibras de polipropileno têm uma maior influência neste concreto híbrido, principalmente para maiores aberturas de fissura. No entanto, o concreto reforçado com 0,2% de fibra de aço e 0,2% de fibra polimérica, tem um comportamento na pós-fissuração com menor capacidade resistente que o concreto reforçado com 0,4% de fibra de aço, o que significa que este concreto híbrido não atinge os níveis de tenacidade desejados. No caso do concreto híbrido reforçado com 0,2% de fibra de aço e 0,4% de macrofibra polimérica, concreto reforçado com 33,3% de fibra de aço e 66,6% de macrofibra polimérica; tem-se um maior incremento no comportamento pós-fissuração, obtendo-se um comportamento de “slip hardening“ (Figura 7f). Isto significa que conforme se aumenta o teor de fibra de polipropileno, o comportamento mecânico do concreto no estado último de serviço tende a melhorar. É preciso mencionar que a maior resistência pós-fissuração foi obtido para este caso particular de concreto híbrido quando comparado a todos os outros casos avaliados. Pode-se afirmar que o processo de hibridização da fibra de aço e a macrofibra polimérica é um conceito promissor. O concreto reforçado com teor de 0,6% de fibra de aço tem um comportamento inferior na pós-fissuração ao concreto híbrido reforçado com 0,2% de fibra de aço e 0,4% de macrofibra polimérica para maiores níveis de deslocamento. Além disso, o reforço híbrido apresentou uma menor dispersão de resultados, o que contribuiria para a obtenção de valores mais elevados de resistência residual característica. Este fato pode ser devido ao maior numero de fibras poliméricas presentes na zona de fratura, a seu elevado fator de forma e também devido a fato de que estas fibras poliméricas desfibrilam com o deslocamento, aumentando o atrito para maiores aberturas de fissura (SALVADOR, 2013). O maior número de fibras poliméricas junto com a alta rigidez das fibras de aço resulta no incremento de tenacidade geral, além de dificultar o crescimento de microfissuras.

5 Considerações finais Existe uma marcada diferença na resposta dos dois tipos de fibras utilizados, devido a fato de que ambas as fibras têm diferentes módulos de elasticidade e distintas aderências com a matriz. Para baixos níveis de deflexão, as fibras de aço mostraram maior eficiência. No entanto, para maiores níveis de abertura de fissura estas fibras têm uma tendência ao “slip softening”. Por outra parte, as macrofibras poliméricas tiveram uma menor


capacidade de absorção de energia para baixos níveis de fissuração e, inversamente, mostraram melhor desempenho na pós-fissuração com grandes deformações apresentando apenas uma ligeira tendência ao “slip-softening”. Quando as fibras foram utilizadas em forma híbrida e, especialmente no caso do concreto reforçado com 0,2% de fibra de aço e 0,4% de macrofibra polimérica, os resultados foram melhorados em ambos os níveis (ELS e ELU), o que pode ser interpretado como sinergia positiva. Desta forma, pode-se prever para o futuro a utilização de sistemas combinados que permitam projetar compósitos que apresentem resistências residuais conforme as demandas do projeto estrutural para a resistência residual no ELS e ELU.

Referências

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Artigo Concreto Reforçado Com Fibras Hibrido (Versão 34)

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